公益財団法人大畑財団

2023 年度研究助成報告書
せん断と引張を受ける高力ボルト接合部の引張試験

岩手大学 理工学部システム創成工学科 社会基盤・環境コース 助教 杉本悠真
1. 緒言
鋼構造物には図- 1 のようにせん断と引張が複合的に作用する高力ボルト接合部が多く存在している．
特に近年では，柱や梁に設置されるブレース材の接合部や，橋梁の落橋防止装置の接合部など，耐震改修
で後付けされる部材に本接合構造が多く採用されている．特に耐震改修では既存部材によるサイズ制約を受けることから，接合部はなるべくコンパクトに
図- 1なることが好ましい．
引張を受ける接合部には基本的に接合面間にてこ

せん断と引張を受ける高力ボルト接合部の実例（落橋防止構造の接合部）

反力が発生する．このてこ反力はボルト軸力の増加に寄与することから，ボルトを早期に降伏させる原因となる反面，引張とせん断が作用する接合部においてすべり耐力を維持する効果があると考えられる．
しかし，てこ反力がすべり耐力に寄与する効果があ
ることについて考察された既往文献は少なく，道路
橋示方書をはじめ現行すべり耐力式にはてこ反力の効果が考慮されていない．申請者は接合部のコンパクト化に向けて改良の余地が残されていると考え，せん断と引張が複合的に作用する接合部のコンパク
ト化を試みる研究を実施した．

図- 2

まず，継手諸元をいくつか変化させた試設計を行本研究で対象とする接合部までの距離 b（以下，a 寸法，b 寸法）は JSSC 指針をい，てこ反力の考慮により，どれほどすべり耐力が向

参考にいずれも 50mm で一定とした．継手フランジ

上するかを明らかにするとともに，てこ反力の考慮

板厚 tf とボルト径 d は試設計でパラメトリックに変によるすべり耐力の向上が特に期待できる継手諸元化させており，継手フランジ板厚 tf は 16, 19, 22, 25,の特徴を明らかにする．次に FEM 解析により，試設28, 32, 35, 38, 40, 45, 50mm の 8 パターンを，ボルト計から得られた結果の妥当性について検証を行う．

径 d は 20, 22, 24 の 3 パターンを考慮する．X 軸方向

さらに，せん断と引張を受ける高力ボルト接合部ののボルトピッチ w は道路橋示方書[2]のボルトの最小引張試験を実施し，試設計や FEM 解析で得すべり耐

中心間隔（M20: 65mm，M22: 75mm，M24: 85mm），

力の向上効果の妥当性について検証を行う．

最大中心間隔（M20: 130mm，M22: 150mm，M24:

2. てこ反力を考慮した試設計

170mm）を適用し，X 軸方向の縁端距離 e はボルト

2.1 試設計で対象とする接合部

ピッチ w の 1 / 2 倍に設定した．継手ウェブ板厚 tw は橋梁用高力ボルト引張接合設計指針（以下，JSSC

22mm としている．これは継手ウェブ材質を SM490Y

指針）[1]の接合部形状を参考に，8 本の高力ボルトでとし，本研究で考慮する中で最も降伏ボルト軸力の構成された図- 2 の接合部を本研究で対象とする．Y高い M24F10T（降伏ボルト軸力の規格値：317.7 kN）

軸方向の縁端距離 a と継手ウェブ面からボルト中心を使用した場合にも継手ウェブが降伏しない板厚で
1

表- 1
鋼種

SM400

SM490

SM490YSM570
F10T

もとに，以降の試設計における調査・解析係数を決定

試設計で使用する鋼種と降伏強度の特性値
鋼材の板厚
16mm 以下
16mm を超え 40mm 以下
40mm を超え 75mm 以下
16mm 以下
16mm を超え 40mm 以下
40mm を超え 75mm 以下
16mm 以下
16mm を超え 40mm 以下
40mm を超え 75mm 以下
16mm 以下
16mm を超え 40mm 以下
40mm を超え 75mm 以下-

した．

鋼材の降伏強度の特性値
σyk (N / mm2)
245
235
215
325
315
295
365
355
335
460
450
430
900

2.2 引張とせん断を受ける高力ボルト接合部のすべり耐力式
道路橋示方書を参考に，引張とせん断を受ける高力ボルト接合部のすべり耐力式を式(3)に示す．

ここで，
B0

Pslip_I =Vfyd (nB0 -N)
nB0

(3)

： ボルトの初期導入軸力 (N)M20: 165kN, M22: 205kN, M24: 238kN

Pslip_I ： てこ反力を考慮しないすべり耐力 (N)Vfyd

決定した．また，継手ウェブと継手フランジ間の溶接： ボルト 1 本あたりの摩擦接合としてのすべりに対するせん断力の制限値 (N)余盛部またはコーナーR 部は本接合部では考慮して

なお，Vfyd は式(4)から求められる．

いない．
継手ウェブと高力ボルトの鋼種はそれぞれ

ここで，SM490Y と F10T で統一し，継手フランジの鋼種は道Vfyd = 𝜉𝜉1 ∙ Φ ∙ 𝑉𝑉𝑓𝑓𝑓𝑓 ∙ 𝑚𝑚

m ： 摩擦接合面数，本報告では 1 とする．

路 橋 示 方 書 で 規 定 さ れ て い る SM400, SM490,(4)

Vfk ： 1 ボルト 1 摩擦面あたりのすべり強度の特SM490Y, SM570 の計 4 種で変化させた．試設計で使用するそれぞれの鋼種の降伏点または耐力を表-1 に性 値 (N) （ M20: 74kN, M22: 92kN, M24:示す．また，接合面には無機ジンクリッチペイント

107kN）
Φ ： 抵抗係数，本報告では 1.0 とする．

（すべり係数 0.45）を塗装するものと仮定する．

ξ1 ： 調査・解析係数，本報告では 0.9 とする．

作用力について，ボルト 1 本あたりのせん断力 FSと引張力 FN をそれぞれ以下の式で定義する．
F S = S⁄ n

FN = N⁄n

ここで，FT = T⁄n = �𝐹𝐹𝑁𝑁2 + 𝐹𝐹𝑆𝑆2(1)

2.3 てこ反力係数とてこ反力の算定式(3)

JSSC 指針のてこ反力係数 p の算出式を参考にする．

任意荷重に対するてこ反力係数を求めることがで(2)

きる点，てこ反力を精度よく算出できる点などから
JSSC 指針のてこ反力係数 p の算出式は FEM 解析の

FN ： ボルト 1 本あたりの引張力 (N)

回帰式から求められており，ボルト径 d，継手フラン

FS ： ボルト 1 本あたりのせん断力 (N)ジ板厚 tf，継手長 w（本報告ではボルトピッチと同

FT ： ボルト 1 本あたりに作用する外力 (N)じ），ボルト 1 本あたりの引張力 FN，初期ボルト軸力n： 接合部のボルト本数

B0 を変数にもつ．なお，てこ反力係数 p の算定式は

N： 図の接合部に作用する引張力 (N)

紙面の都合により本報告では記載しないため，算定S： 図の接合部に作用するせん断力 (N)式の詳細については JSSC 指針を参照されたい．JSSC

T： 図の接合部で θ 方向に作用する作用力 (N)指針のてこ反力係数 p とてこ反力 R の関係は式(4),θ： 図の接合部で作用力 T の作用方向 (°)(5)の通りである．

図- 2 の接合部は落橋防止構造の接合部とし，道路

𝐵𝐵0 > 𝐹𝐹𝑇𝑇 のとき

橋示方書の作用の組み合わせは「変動作用による影響が支配的な状況」の D+EQ として考える．これを2

𝐵𝐵0 ≤ 𝐹𝐹𝑇𝑇 のとき

R = pB0(5)

R = pFN

ここで，p： てこ反力係数R： ボルト 1 本あたりのてこ反力 (N)

(6)

nB

式で表すことができる．

ここで，B

B = FN (1+p)： ボルト軸力 (N)

(7)

図- 3

(8)

式(3)のすべり耐力式に式(4)または式(5)から算出
されるてこ反力 R を加え，てこ反力の効果を考慮できる式(9), (10)のようなすべり耐力式を定義する．

𝐵𝐵0 ≤ 𝐹𝐹𝑁𝑁 のとき

Vfyd (nB0 -N+nR)
Pslip_II =
nB0

Nii
Ni
Ni

る高力ボルト接合部のすべり耐力式

Vfyd nR
Pslip_II =nB0

nB0-Nii < 0

nB0-Ni
接触力領域

2.4 てこ反力の効果を考慮した引張とせん断を受け

𝐵𝐵0 > 𝐹𝐹𝑁𝑁 のとき

nRii=nBii-Nii

nRi=nBi-nB0

ボルト一本当たりの引張力(kN)

𝐵𝐵0 ≤ 𝐹𝐹𝑁𝑁 のとき

N = nBnBi
nB0

このボルト軸力 B はてこ反力係数 p を用いて以下のB = B0 (1+p)

N nB0(FN B0 )nBii

また，引張力の影響でボルト軸力 B は増加するが，𝐵𝐵0 > 𝐹𝐹𝑁𝑁 のとき

N < nB0(FN < B0 )(9)

N = nB0

てこ反力考慮による接触力成分の増加

従来のすべり耐力

200

新すべり耐力A：引張接合175

許容ボルト軸力
先行領域

150

B

125

C

100

すべり先行領域

75

D

θend

50

E：摩擦接合

θmax

25
0

N

Nii

θini

0

図- 4

40
60
80
100
20
ボルト一本当たりのせん断力(kN)
引張とせん断の相関耐力曲線の一例

線がてこ反力を考慮したすべり耐力式の耐力曲線で(10)ある．継手の耐力は継手フランジの曲げ降伏を除いて，すべりとボルトの降伏の 2 つのモードで決まる．

図- 3 にボルト軸力―荷重関係の一例を示す．図- 3

黒線と赤線が重なっていない BCD 領域は，すべりの青着色部は nB-N の領域で接触力の大きさを表し耐力式にてこ反力を考慮することで耐力が向上するている．式(3)では考慮できていなかった接触力成分領域である．DE 区間は，引張力を受けても継手間にが nR であり，これを考慮することで，すべり耐力に離間が生じず，接合面間にてこ反力が発生していな寄与する接触力を従来式よりも大きく見積もることい．このため，DE 区間で Pslip_I と Pslip_II は同じ耐力が可能となる．
また，
従来式は N ≥ nB0 の範囲では，となる．引張力成分が増加し，継手間に離間が生じ始nB0 – N が負となるためすべり耐力は期待できない．

めるとてこ反力が発生し，Pslip_I が Pslip_II よりも大き対して，nR を考慮することで，N ≥ nB0 の範囲でもくなる．引張力成分が増加し，てこ反力が発生し始め

すべり耐力を期待することができる．

るところが D 点であり，D 点と原点とを結ぶ直線の
傾きを θini とする．CD 区間では，引張力成分の増加

3. 試設計の結果

によりてこ反力が増加する．このため，引張力成分の3.1 引張とせん断の相関耐荷力曲線
引張とせん断の相関耐荷力曲線の例を図- 4 に示す．
縦軸はそれぞれ継手にはたらく引張力とせん断力で増加に伴い Pslip_I と Pslip_II の差が大きくなり，C 点では Pslip_I と Pslip_II の差が最も大きくなる．この C 点と原点とを通る直線の傾きを θmax とする．赤の耐力曲ある．図中の黒線が従来すべり耐力式の耐力曲線，赤
3

250
225
200
175
150
125

0

相対変位取得位置

新すべり耐力

10

20

SM400

30

40

SM490

50
Shear force per bolt (kN)

60

70

250

250

225

225

225

200

200

200

175
150
125
100
75
50
25
20
40
60
80
ボルト1本あたりのせん断力(kN)

150
125
100
75
50
25
0

100

0

図- 7

20

40

60

80

図- 5

75
50
25
0

20
40
60
80
ボルト1本あたりのせん断力(kN)

すべり耐

16mm
1.2
1

0.8
32mm
0

19mm
10

38mm
20

30

1.25

150
B

100

C

22mm

25mm

40mm

45mm

40
50
60
作用力の角度（°）

70

28mm
50mm

80

90

100

1.2
1.15

100

PN/PC

ボルト一本当たりの引張力(kN)

175

75

1.1

D

50

1.05

25
0

100

引張とせん断の相関耐力曲線
1.4

A

100

(c) tf=40mm

200

125

90

125

(b) tf=25mm(a) tf=16mm

SM570

80

150

0

100

SM490Y

175

ボルト1本あたりのせん断力(kN)
解析モデルと相対変位取得位置

力比

0

175

（PS2/PS…

0

ボルト1本あたりの引張力(kN)

250

ボルト1本あたりの引張力(kN)

ボルト1本あたりの引張力(kN)

Tensi
le
force
oer
bolt
(kN)

100
75
50
25
0
従来のすべり耐力

0

1

E

θ

20
40
60
80
ボルト一本当たりのせん断力(kN)

0.95

100

30

40

50

60

70

80

90

作用力の角度（°）(b) PN / PC と作用力角度の関係(a) PC と PN の定義
図- 6

すべり耐力比と作用力角度の相関曲線

線は C 点でモードが変化し，AC 区間でボルトの許存在しなかった．つまり，継手フランジ板厚 16mm に容耐力が継手のすべりよりも先行する．対して，黒いおいて，試設計で考慮する鋼種では新耐力式のメリ

耐力曲線は B 点でモードが変化し，AB 区間でボルットを出すことができない．図- 5(b)では継手フラントの許容耐力が継手のすべりよりも先行する．B 点

ジ板厚を大きくしたことにより，継手フランジが降と原点を通過する直線の傾きを θend とする．θini, θmax,

伏しづらくなり，SM570 で新耐力式のメリットを出θend は図 2 の T の作用角度 θ に相当する．

せる可能性があることがわかった．しかし，図- 5(c)図- 5 には図- 4 の耐力曲線に加えて継手フランジのように継手フランジ板厚を大きくしすぎると従来降伏についての耐力曲線も載せている．図- 5(a)は最式と新耐力式とでのすべり耐力の差が生じなくなる．

も継手フランジ板厚が小さい tf=16mm，図- 5(b)はこれは引張接合では継手フランジ板厚が大きすぎる

tf=25mm，
図- 5(c)は tf=40mm のケースを示している．

とフランジの曲げ剛性が大きくなり，曲げ変形を生これら 3 つのグラフでは，ボルト径とボルトピッチ

じることなくフランジ端部まで完全に離間することはそれぞれ，d=22mm，w=150mm で統一している．

によりてこ反力が発生しないことが原因である．

実際に継手を使用できるのは相関耐力曲線と継手
3.2 新旧耐力式の継手耐力比率

フランジの強度曲線とが重なる領域である．図- 5(a)の耐荷力曲線で、従来式と新しい式ですべり耐力差

図- 6 に新旧すべり耐力式から得られた継手耐力のが生じる領域内と重なる継手フランジの強度曲線は比と作用力角度の関係を示す．任意の作用力角度に
4

表- 3

表- 2

解析で考慮する構造パラメータ
材質

継手フランジ板厚（mm）

25

SM570

16

SM570

ケースNo

角度（°）

ケースNo

角度（°）

1

75

1

35

2

45

2

40

3

80

3

45

4

30

4

50

5

50

5

60

6

60

7

65

8

70

9

90

材質

鋼種

降伏点

Es

σy
(N/mm2)

継手ウェブ

SM490Y

0.3

200000355

継手フランジ

SM570

0.3200000

450

高力ボルト

F10T

0.3

200000

900

300
250
200
150

800

σf (N/mm2)

SM490Y
SM570
F10T

600
400

0.002

εt

0.004

0.006

解析結果

50
0

図- 9

0

計算によるボルト軸力

100

200

図- 8

ヤング率
(N/mm )

1000

0

ポアソン比

2

ボルト軸力（kN）

継手フランジ板厚（mm）

使用する鋼材の機械的性質

0

50

100

150

200

ボルト1本あたりの荷重（kN）

荷重―ボルト軸力関係の解析値と設計値の比較

計手段として考え得ることがわかる．

解析に使用した応力―ひずみ曲線

4.1 FEM 解析

おける継手耐力 PC, PN の定義を図- 6(a)に示す．PC, PN

4.1 解析モデル

はそれぞれ従来すべり耐力式と新すべり耐力式から解析モデルの形状を図- 7 に示す．解析ソルバーは得られた継手耐力であり，図- 6(b)の縦軸は継手耐力

Abaqus / Standard 6.16 を使用し，境界非線形性を考慮

比 PN / PC としている．図- 6(b)はそれぞれ最大ボルトした弾塑性有限変位解析を実施した．解析モデルは

ピッチ 150mm の軸径 20mm で，継手フランジ板厚を継手ウェブ（SM490Y），継手フランジ（SM570），高16mm から 50mm まで変化させた結果を示している．

力ボルト（M20F10T），座金をモデル化しており，境図- 6(b)の継手耐力比の上限値は 1.2 であり，この界面に対称条件を与えることで 1/2 範囲をモデル化

値はボルト径や継手長によらず一定であった．式(3)した．高力ボルトのモデル形状は文献[3]を参考にナで使用しているボルト軸力 B0 は降伏軸力 By の 0.75

ット，軸部及びヘッドを全て一体化し，軸部を呼び倍で設定されている．また，式(9),(10)で算出される

径，ねじ部を JIS のねじ部の有効径とした円筒モデ

ボルト軸力の制限値は降伏ボルト軸力の 0.9 倍となルで再現した．継手ウェブ板厚は 2 章で示したようる．継手耐力比の 1.2 はこのボルト軸力の制限値に 22mm としている．継手ウェブを継手フランジに（0.9By）と初期ボルト軸力（0.75By）の比によって決

対して作用力角度θ傾けて配置し，継手ウェブ上部

まっている．以上より，新すべり耐力式で期待できるに鉛直方向の荷重を加えることで，二方向の力を受継手耐力の向上量は従来すべり耐力式から得られたける継手を再現した．

継手耐力の 1.2 倍が上限値となる．

本解析では材料非線形を考慮する．解析で使用す

また，作用力角度が小さい領域では，継手フランジる鋼材の応力ひずみ曲線を図- 8 に，機械的性質を表が小さいほうが継手耐力の向上に有利であることが- 2 に示す．SM490Y，SM570 と F10T の応力 - ひず

わかる．このため，従来すべり耐力向上には，ボルト本数を増やすなどの継手の大型化が基本であったが，新すべり耐力式を適用することで，あえて継手フラみ関係は，バイリニア－とし，その際の降伏応力は規格値の最小値を与え，ヤング率は 2.0×105N/mm2，ポアソン比は 0.3 とした．

ンジを小さくしてすべり耐力を向上させる方法も設

解析ステップはボルト軸力導入段階と引張荷重導5入段階の 2 段階に分けている．初めに，M20F10T のており，ボルト降伏荷重先行の場合は丸，すべり荷重

設計ボルト軸力（165kN）を「締結力モデル」[4]によ先行の場合は三角とした．

り導入した．ボルト軸力導入後，図- 7 の参照点 A に

図- 10(a)より，継手フランジ板厚 22mm の θmax, θend

Y 方向の強制変位を与え，引張荷重を再現した．

における継手降伏ではボルト降伏がすべりよりも先

図- 8 に純引張が作用する場合の継手で，本解析モ

行しており，それ以外のケースではすべりが先行しデルと試設計より得られた荷重―ボルト軸力関係のた．継手フランジ板厚 16mm でも同様の傾向がみら比較を示す．ボルト軸力は 2 本のボルト軸力に着目れた．この挙動は試設計の結果と一致する．また，解している．解析のボルト軸力は文献[3]を参考にボル析結果の耐力が試設計結果の耐力よりも大きい．こト軸部断面に作用する軸方向断面力（SOF）を計測しれは FEM 解析で用いる摩擦係数に道路橋示方書のた．図より解析値と設計結果は比較的一致しており，すべり係数 0.45 を採用したことが要因で，実際には

図- 7 の解析モデルは妥当なモデル化ができている．

すべり係数が 0.45 である場合は摩擦係数はそれよりも低くなるためである．

4.2 解析ケース

図- 10(c)に継手フランジ板厚 22mm と 16mm のす

本解析で対象としたパラメータを表- 3 に示す．解

べり荷重先行に着目したすべり耐力の比較を示す．

析ケースは継手フランジ板厚，作用角を変化させた

継手フランジ板厚 22mm の結果を青四角，継手フラ

計 14 ケースである．3 章で示した，継手フランジ板

ンジ板厚 16mm の結果を赤丸で示している．

厚の減少によるすべり耐力の向上を確認するために，

図- 10(c)より継手フランジ板厚 16mm のすべり耐継手フランジ厚 22mm と 16mm の 2 つのパラメータ

力は継手フランジ板厚 22mm のすべり耐力よりも大を設定した．また，新耐力式の妥当性を検証するため

きな値を示した．この挙動も試設計より得られた結に作用力角度を 30°から 90°の間で変化させた．

果と一致しており，継手フランジ板厚を小さくしたことによるすべり耐力の向上が解析結果でも確認で4.3 各種荷重の定義

きた．

すべり荷重は継手フランジの相対変位が 0.2mm に達するまでの最大荷重[5]とした．相対変位の着目位

5 実験

置は図- 7 に示すように継手フランジ端部，継手フラ

5.1 実験目的

ンジ間部のボルト位置，ボルト中央位置の 6 か所と継手フランジ板厚と作用力角度をパラメータとしし，6 か所の相対変位取得位置（以下，参照点）のうた引張試験を行うことで，2 章，3 章より明らかとなち，相対変位が最も早く 0.2mm に到達したときの荷ったてこ反力を考慮したことによるすべり耐力の向

重からすべり荷重を判定する．

上，「継手フランジ板厚を小さくしたことによるすべ

ボルト降伏荷重は，Abaqus の出力変数である SOF

り耐力の向上」を実験的に確認する．また，2 章ではから出力される 2 本のボルト軸力のうち，最も早く継手フランジ板厚が小さいケースでは降伏点の高い降伏が生じた時点の荷重から判定する．

鋼材の使用が，新耐力式のメリットを出すための条

継手の降伏モードが混在するケースでは参照点ま件であった．しかし，現行の JSSC 指針では継手フラ

たはボルト軸力の中で一つでもすべり荷重，ボルト

ンジの降伏照査式が安全側すぎることが知られてお降伏荷重に到達したときの荷重を耐力としている．

り，継手フランジの降伏荷重の実態についても本実験で着目する．

4.4 解析結果
5.2 実験供試体

図- 10 に試設計より得られた結果と解析結果との比較を示す．赤線が新耐力式による耐力曲線，黒線が

図- 11 に 45°ケースの実験供試体の図面，表- 4 に

従来のすべり耐力式による耐力曲線している．解析

使用した鋼材の材料物性値を示す．降伏点，引張強結果は継手の降伏モードによりプロット形状を変え

さ，伸びのミルシート値を示す．継手ウェブ，継手フ
6

（

kN
）

力

張

引

250
225
200
175
150
125
100
75
50
25
0
従来のすべり耐力
0

新すべり耐力
40

20

すべり先行
60

175

175

100
75

引張力（kN）

200

175

引張力（kN）

200200

引張力（kN）

225

125

100

100
75

75
50

25

25

25

0

0

40

60

せん断力（kN）

80

100

0

20

40

60

80

0

100

せん断力（kN）(a) tf=22mm

t=22mm

125

125

50

20

t=16mm

150

150

50

0

100

225

225

150

ボルト降伏先行

250

250

250

80

(b) tf=16mm

0

20

40

60

せん断力（kN）

80

100(c) tf=16mm と tf=22mm の比較

図- 10 解析結果

ケース名

作用力角度(°)
0

t16-4545

t16-60t16-67.5

16

60
67.5

t16-7575

t16-90

90

t25-0

0

t25-4545

t25-60t25-67.5

図- 11

継手フランジ板厚(mm)

t16-0

25

60
67.5

t25-7575

t25-9090

実験供試体図面（t16-45）と実験ケース

ランジは SM490Y，高力ボルトは万能試験機の載荷

真- 1 に示す．

容量で終局状態まで載荷できるように M16（F10T）

5.3 実験ケースを使用し，ボルトの配置は試験機に配置可能な 2 行

図- 11 に実験ケースを示す．継手フランジ板厚と2 列配置とした．継手フランジの板厚は 16mm，25mm

作用力角度をパラメータとしている．作用力角度はとした．

図- 4 の耐荷力曲線より設定した．一つは図- 4 中の A

本供試体は作用力角度に応じて継手フランジを傾点となる 90°である．純粋な引張を受ける場合のてけて継手ウェブに溶接した．継手ウェブと継手フラ

こ反力の大きさを確認する．もう一つは図- 4 中の E

ンジ溶接部は完全溶け込み溶接とした．また，試験機点となる 0°である．一面摩擦接合継手のすべり試験に偏心荷重が作用しないように，試験機と供試体の（以下，すべり試験）を実施することで，純粋なせん

間にはピン治具を設け，上下の継手ウェブ端部の中断を受ける場合の接合面のすべり係数を同定する．

心線を一致させている．載荷前の供試体の状況を写

また，図- 4 で示されるてこ反力を考慮することによ
7

表- 4

使用した鋼材の材料物性値

板厚(mm)

降伏点(MPa)

降伏ひずみ

引張強さ時のひずみ

伸び(%)

ヤング率(MPa)

ポアソン比

16

360

1801

1801

27

200029

0.28

25

360

1854

1854

31

194402

0.27

90

ピン治具

SDP-C

作用力角度(°)

80
70
60

M20_θini

M22_θini50

M24_θini

M20_θend40

M22_θend

M24_θend

30
20
10

60

65

70

75

80

85

90

95

100

105

継手長(mm)

図- 12

継手長と作用力角度関係

ずれセンサ
5.5 載荷方法と計測方法

クリップ式変位計

載荷は岩手大学が保有する 2000kN 万能試験機により毎秒 1kN で荷重を増加させる単調漸増載荷を行った．また，載荷終了のタイミングは二方向の力を受

写真- 1

ける継手の実験が過去にほとんど実施されていない

供試体の載荷状況

るすべり耐力が向上する領域内では，図- 12 から設ため，終局モードの備蓄を目的に終局状態（高力ボル

定した．図- 12 から軸径が小さくなるほどθini は大きト，継手フランジの破断）まで載荷を行う．

くなり，最もθini が大きくなるのは M20 で 38°と示
5.6 実験結果された．また，継手長が大きくなるほどそれは小さくなる．さらに，θend は軸径，ボルト径によらず一定

図- 13 に実験結果と従来のすべり耐力を比較した

した値をとる．本試験では M16 を用いるため，すべ引張とせん断の相関耐力曲線を示す．縦軸，横軸はそり耐力の向上を確認するために作用力角度はれぞれ万能試験機荷重をボルト本数 4 本で除した荷45°,60°,67.5°,75°の 4 ケース設定し，実験ケース

重の鉛直成分と水平成分である．接合部にはたらくは計 12 ケースとした．

ボルト 1 本あたりの引張力が鉛直成分に相当し，せん断力が水平成分に相当している．継手フランジ板
厚 16mm と 25mm のグラフをそれぞれ図- 13(a),(b)に5.4 計測項目示している．

計測項目は万能試験機の荷重，鉛直方向変位（SDPC），ボルト軸力（ひずみゲージ），継手フランジ間の従来のすべり耐力は，式(3)にすべり試験より得ら

離間量，すべり量（クリップ式変位計，ずれセンサ），

れたすべり係数を用いて求めた値を示している．継上フランジの軸方向単軸ひずみ，継手ウェブの 3 軸

手耐力は 3 章同様，継手 2 つのモード（すべり，ボ

ひずみを計測した．ボルト軸力は 4 本すべてで軸力

ルトの降伏）から決めている．すべり耐力はクリップを計測している．また，写真- 1 に SDP とクリップ式

式変位計から計測した継手フランジ間の相対変位が変位計，マグネット式変位計の設置位置を示してい0.2mm に達するまでの最大荷重とし，ボルトの降伏

る．上フランジの単軸ひずみゲージは継手フランジはボルト軸力が JSSC 指針の降伏ボルト軸力（141kN）の降伏荷重の判定のために設置し，継手ウェブの 3に到達するまでの最大荷重としている．
継手フランジ板厚 16mm では摩擦接合継手以外の軸ひずみは最大主ひずみの方向を計測するために設全てのケースで従来のすべり耐力よりも大きな値が

置した．
8

200

従来のすべり耐力

175
150
125
100
75
50
25
0

0

20
40
60
80
ボルト1本あたりのせん断力(kN)

100(a) tf=16mm

225

T25

200

従来のすべり耐力

ボルト1本あたりの引張力(kN)

T16

175
150
125
100
75
50
25
0

T16
T25
継手フランジ降伏耐力（T16）
継手フランジ降伏耐力（T25）

250

250

225

ボルト1本あたりの引張力(kN)

ボルト1本あたりの引張力(kN)

250

0

20
40
60
80
ボルト1本あたりのせん断力(kN)

100(b) tf=25mm
図- 13

225
200
175
150
125
100
75
50
25
0

0

20
40
60
80
ボルト1本あたりのせん断力(kN)

100(c) tf=16mm と tf=25mm の比較実験結果示された．しかし，継手フランジ板厚 25mm では試耐力式を改良し，従来式との比較を行った．また，設計ほどのすべり耐力の上昇がみられなかった．こFEM 解析を行い，その設計式の妥当性を明らかにしれは継手フランジ板厚 25mm のケースで，接合面のた．さらに接合面の角度を変化させた載荷実験を行

初期不整によりてこ反力が発生しにくい条件であっい，新設計式の効果を実験的に明らかにした．得られたと考えられる．

た結論を以下に示す．
1).

図- 13(c)に継手フランジ板厚 16mm と 25mm の実

最もすべり耐力が大きくなる作用力の角度（θ験結果の比較と，各ケースの継手フランジの曲げ降max）における PN と PC のすべり耐力比(PN/PC)の伏耐力（以下，継手フランジ降伏耐力）を示す．継手

最大値は 1.2 となった．これはボルト軸力の制フランジ降伏耐力は上フランジ下部に貼り付けたひ

限値(0.9By)と初期ボルト軸力(0.75By)の比と一致

ずみゲージの軸方向ひずみの値が降伏ひずみに到達することがわかった．
2).

するまでの最大荷重とした．

従来すべり耐力向上には継手を大型化する必要

図- 13(c)より 60°～75°のケースで継手フランジがあったが，新耐力式の結果から作用力の角度16mm のすべり耐力が 25mm のすべり耐力よりも大が小さい領域では，継手フランジ板厚を小さくきくなっていることがわかる．これは試設計，FEMすることで，すべり耐力の向上がみられた．
3).

解析より得られた結果と一致し，継手フランジ板厚

FEM 解析結果から，試設計結果と同様に継手フを小さくすることですべり耐力の向上が起こること

ランジ板厚を小さくしたことによるすべり耐力が実験的に示された．

の向上がみられた．
4).

また，継手フランジの降伏耐力をみると，継手フラ実験結果から継手フランジ板厚 16mm では大き

ンジ板厚 16mm の場合 75°以外のケースで継手耐力

なすべり耐力の向上がみられたが，継手フランが先行し，継手フランジ板厚 25mm ではすべて母ケジ板厚 25mm では大きな向上効果は確認できなースで，継手の耐力が先行する結果となった．2 章のかった．25mm ですべり耐力が向上しなかった

結果より，継手フランジ板厚が小さい場合新耐力式

要因として，接触面の初期不整の影響が考えらのメリットを出す場合，降伏点の高い鋼材の使用がれる．今後は，接合面の初期不整を制御するこ求められたが，降伏点の低い鋼材を用いても新耐力とですべり耐力を向上させることができるかを

式のメリットを出すことが示された．

検証する．

6 まとめ

5).

継手フランジ板厚 16mm のすべり耐力は 25mm

本研究では，
FEM と実験的な検討を並行して行い，のすべり耐力よりも大きな値が示され，継手フ

せん断と引張を受ける高力ボルト接合部のすべり耐ランジ板厚を小さくしたことによるすべり耐力

力式の改良に取り組んだ．従来式で考慮されていなの向上が実験的に確認できた．

いてこ反力がすべり耐力に寄与すると考え，すべり9謝辞
本研究は，公益財団法人大畑財団の研究助成を受けて実施されたものです．心より感謝申し上げます．
参考文献[1] 日本鋼構造協会：橋梁用高力ボルト引張接合設
計指針，2004[2] 日本道路協会：道路橋示方書・同解説，Ⅱ鋼橋・鋼部材編，2017[3] 杉本悠真，山口隆司：3 次元 FEM 解析を用いた
高力ボルトスプリットティー継手に降伏耐力式の提案，鋼構造論文集，第 27 巻，第 108 号，
pp67-81，2020.12.
[4] 玉越隆史，石尾真理，横井芳輝，山崎健次郎，水口知樹：高力ボルト摩擦接合のボルト軸力導入に着目した解析モデルに関する研究，鋼構造論
文集，第 21 巻，第 84 号，日本鋼構造協会，p95110，2014.12.
[5] 高井俊和：高力ボルト摩擦接合継手の締付けボルト軸力がすべり後挙動における摩擦荷重伝達に及ぼす影響，構造工学論文集 Vol.68A，土木学会，pp410-427，2022.3.

10