広島工業大学紀要研究編
第 45 巻（2011）pp.127-136

論文

高強度鋼用の複半月テーパ充填ボルト接合法の開発
玉井宏章 *・高松隆夫 *・山西央朗 **（平成22年10月29日受付）

On Fastener using Half Moon Shaped Bolt for High-Strength Steel Member(Part 1 Concept of Half Moon Shaped Bolt)
Hiroyuki TAMAI, Takao TAKAMATSU and Teruaki YAMANISHI(Received Oct. 29, 2010)

Abstract
The authors have been involved in the research project to develop members of built-up structures using high-strength steel of 780N/mm2 that are utilized in buildings which can withstanda severe earthquake (JMA seismic intensity of 7) and enables rapid functional recovery. We
propose weld-free built-up structural members that have the cross section of two high-strength
steel channels stitched together with bolts. Joints for high-strength members are required a
lot of bolts by use of ordinary friction bolts. Joint length of the friction bolts is so longer as toavoid a practical structural design such as high rise buildings.
Hence, the authors present a new fastener for high-strength steel members.
A new fastener is half moon shaped bearing bolt. The fastener has high strength due to bearing bolts. And it has no slip phenomena, so high stiffness of fastener is promised.
This paper shows the concept and capabilities of presented bolts.
Key Words: H-SA700 High strength steel, Bearing, High strength bolt.

方法の優位性を例示する。

１．はじめに建築構造で利用するための普及型高強度鋼が開発され，その利用技術に関する研究が著者等を含めて行われてい２．研究の目的2.1

る。溶接を行わない乾式組立材の接合方法に関する研究が
１）接合部のコンパクト化の必要性

文献２には，図１に示す高力ボルト摩擦接合による梁継井上，吹田，佐藤等によって行なわれている 。この研究

手とスプリットティ接合部のボルト配置の設計例が示されによれば，超高力摩擦ボルト接合を行っても，かなり多くている。梁継手を例に考えてみる。設計方針として，１）のボルト本数を必要とすることを示唆している。提案する継手の降伏曲げ耐力は，梁の降伏曲げ耐力以上，２）継手乾式組立材を普及させるためには，接合方法をより耐力がの最大曲げ耐力は梁の全塑性モーメントの 1.15 倍以上と高くかつ簡便にすることが必要と考えられる。

することを採用している。普通鋼においても，フランジに本検討では，溶接を行わない場合の接合方法，特にボルは２面せん断で８本ものボルトが必要であることがわか

ト接合のせん断力伝達に関して，問題点を整理し，これらる。梁に高強度鋼（H-SA700）を用いると普通鋼の約２倍を解決する新たな接合形式を提案するとともに，その接合の耐力となり，ボルト１本あたりの許容耐力 bqs や最大耐＊＊＊

広島工業大学工学部建築工学科＊＊＊

広島工業大学高性能構造システム開発研究センター― 127 ―

玉井宏章・高松隆夫・山西央朗

図１（a）接合形式の特徴
図２２）

高力ボルト接合部（梁継手とスプリットティ接合部）の例（b）ボルト鋼種の特徴

メカニカルファスナーの荷重−伸び関係の模式図

図４（a）ボルトセット（側面図）
図３

継手の形状寸法（b）充填状況（平面図）

複半月テーパ充填ボルトの模式図

力 bqu を従来と同様の接合方法を利用すると，必要ボルト本数は単純に２倍の 16 本となりコンパクトなディテール
写真１とは言い難くなる。この例から分かるように，普及を考え複半月テーパ充填ボルトると設計者が要望するコンパクトなディテールとすること

図２（a）に，摩擦接合，リベット接合，普通ボルト接合のは，必須の研究目的の１つであると考えられる。

荷重 P と変形 δ の関係を示す３），４）。
Ａ）摩擦接合は，すべり荷重 Ps までは，非常に剛性が高く，2.2それ以後はすべりが生じて Ps 以下となり，スティック接合形式の特徴の分析

せん断力を受け，ボルト軸部でせん断破断するような場スリップ現象が生じ，ボルト軸とボルト孔のギャップ２合のボルト・リベット接合部の荷重と変形の関係を考える。

mm まですべった後，ボルト軸が支圧されて塑性化し，― 128 ―

高強度鋼用の複半月テーパ充填ボルト接合法の開発
表１ボルトの素材特性

表３

表４
表２

母材の素材特性設計に用いた継手形状

摩擦接合ボルトの設計張力最大せん断荷重 Pu に達して破断する。

体の性能を向上でき，結果として，コンパクトな接合部がＢ）リベット接合は，熱間圧縮加工するため，ボルト軸とボルト孔のギャップは 0.2mm 以下でほとんどない。複数本配置される場合は，初期剛性も確保される。ボルト期待できる。

３．充填ボルト接合方法の提案

軸が支圧されて塑性化し，降伏荷重 Py を経て，最大せん断荷重 Pu に達して破断する。

提案する支圧ボルトの接合方法を図３に示す。鋼種が14T の高力ボルトの軸部を，テーパをつけて２つに分割しＣ）普通ボルト接合は，文献４によると，ボルト軸とボルている（充填ボルト１，２）。ボルトヘッドとねじを有するト孔のギャップは通例１mm あり，初期導入張力はない

部分は，ボルト軸が引張されると軸径が膨らむように，テーため，初期ギャップまでは耐力はなく，ギャップがなくパがつけてある。ナット，ワッシャーともダブルで用い，なるまですべった後，ボルト軸が支圧されて塑性化し，特にナットは緩みが生じないようロックナットを使用す

降伏荷重 Py を経て，最大せん断荷重に達して破断する。

る。ボルト孔の形状は，円形で初期軸径に 0.5mm だけ大５）（鋼構造設計規準 では，ギャップは 0.5mm 以下と規定さきくする。テーパ角度は，ワッシャー１枚の厚み分の充填れている。）

ボルト２の移動に対して，0.5mm だけ充填ボルトの長径

摩擦接合のすべり荷重が，リベット接合の降伏荷重に対が大きくなるように設定する。初期張力は，充填ボルト１の最小断面の降伏軸力の４割程度与える。充填ボルト１，応することがこの図から理解できる。
普通ボルトは，繰り返しの荷重を受けると緩みが生じることが危惧され，繰り返し荷重を受ける部位での使用は制２の接触面は，荷重作用方向と直交するようにセットする必要がある。

６）

限されている 。この緩みに対する対策も重要である。
3.1
2.3

複半月テーパ充填ボルトの機能

この接合方法は，半月形断面のボルトが，ボルト孔を荷接合形式の高耐力化

次に，リベット接合のように，ボルト軸とボルト孔のギャップが解消されたとして，ボルト鋼種を SV33，SV40

重方向にギャップをなくすように充填するので，以降では，複半月テーパ充填ボルトと呼ぶことにする。

から 14T と高強度の超高力ボルトに変更したときの荷重

４枚のワッシャーはボルトの締め付け力によって軸方向と変形の関係を図 10.2（b）に示す 。縦軸は荷重 P を最大に弾性変形で縮んでいる。繰り返し荷重に対して，ボルトせん断荷重 Pu で無次元化している。14T は降伏比が高い

ねじとナットには緩みは生じず，ずれが生じてボルト孔がので，最大せん断荷重で無次元化した降伏荷重 Py /Pu は大拡径されても，ワッシャーの弾性変形が復元され，充填ボきくなる。

ルト２が入り込むため，せん断方向にボルトの緩みは生じ

４）接合形式として，１）支圧によってボルト接合し，２）ない。この自己充填機能を複半月充填ボルトは有している。

ボルト軸とボルト孔のギャップを解消し，３）ボルトに強上述のように，複半月テーパ充填ボルト接合は，リベッ度の高い超高力ボルトを用いれば，遅れ破壊の心配もなく，ト接合と同等程度（0.2mm 以内）にギャップは解消されボルト１本あたりの許容耐力と最大耐力は，通常の摩擦ボるため，従来の高力ボルト支圧接合の問題点６）を解決でき，ルト接合と比べて高くできる可能性があるので，ボルト単かつ，ボルト鋼種を 14T とした高強度性能をボルトせん― 129 ―

玉井宏章・高松隆夫・山西央朗

断耐力として発揮できるので，板厚が厚く，高強度の鋼材………………………………………… （3.c）

に対して効率のよい接合が期待できる。

４．ボルト接合継手の評価式………………………………… （3.d）

複半月テーパ充填ボルトによる接合は，抵抗形式として………………………… （3.e）

は，支圧ボルト接合に分類される。
本節では，設計に利用する，支圧ボルト接合継手の降伏……………………………………………（3.f）

耐力ならびに最大耐力の評価式を示す。
代表的継手の形状を図４に示す。ボルト配列，継手形状，母材の材料特性は，板幅，W，ボルトの行・列数，nc，nr，ボルト孔径，D，ピッチ，はしあき，ゲージ間隔，へりあ………………………………………… （3.g）

き距離，p，e1，g，e2，母材の板厚，降伏応力，引張強さ，nr ＞ 2 かつの e1 ＜― 3･d とき，t，σy，σu，で表す。ボルトに関するデータは，ボルト軸径，……………………… （3.h）

d，軸断面積 bAs，設計ボルト張力，すべり係数，No，μs，ボルトの降伏応力，引張強さ，bσy，bσu で表す。

nr = 1 または e1 ＞ 3･d のとき，この継手の降伏耐力 Py，最大耐力 Pu の算定式を，摩擦…………………………………………………（3.i）

接合ボルト，支圧接合ボルト，それぞれの場合について以下に示す。
4.1

ここに，各式中の諸量は，次式のように与えられる。

降伏耐力の算定式，○摩擦接合ボルトの場合………………………………… （1.a）…………………………………… （1.b）……………………………………… （1.c）

また，a，b は，実験定数で，a = 0.240，b = 0.699 である（この数値の設定については付録 B を参照されたい）。

５．充填支圧ボルト接合の有効性
前節で示した耐力算定法を用いて，梁継手のフランジを想定したボルト接合部の設計を考える。
今回取り扱う梁フランジ材は，H-SA700 鋼材であり，○支圧接合ボルトの場合…………………………… （2.a）……………………………… （2.b）… （2.c）

全断面の 0.85 程度まで減少するフランジでは，保有耐力接合による設計は，不可能である。梁を弾性材として機能させることを前提に，梁材の接合設計として，弾性接合設計を採用する。これは梁のフランジ継手を例にすると，継手降伏耐力がボルト孔の断面欠損を考慮した母材断面の全塑性軸力を上回るように設計することを意味する。

ここで，各式中の諸量は，次式のように与えられる。
，降伏比が 0.98 と高いため，ボルト孔の欠損で有効断面が摩擦接合ボルト，支圧接合ボルトを用いた場合の弾性接，合に要するボルト本数は，（1），（2）式から，次式で求め（（2.b），（2.c）式の設定理由については，付録 A. を参照さられる。

れたい。）○摩擦接合ボルトの必要本数 ns（すべり）4.2，最大耐力の算定式

継手の最大耐力 Pu は，摩擦接合ボルト，支圧接合ボル………………………… （4.a）

nl（母材支圧）○支圧接合ボルトの必要本数 nb（軸せん断），トの場合とも下式で与えられる。のいずれか大きい値………………… （3.a），…………………… （4.b）……………………………… （3.b），………………… （4.c）― 130 ―

高強度鋼用の複半月テーパ充填ボルト接合法の開発
表５ボルト鋼種のボルト必要本数に及ぼす影響

表７

被接合鋼材の鋼種のボルト必要本数に及ぼす影響

表６ボルト呼び径のボルト必要本数に及ぼす影響

表８

充填支圧ボルト接合継手の終局耐力と破壊モード

図４に示す形状の２面せん断継手について，ボルトの接表５，６から，H-SA700 の母材でも，ボルト鋼種が 20T

合形式，鋼種，径と被接合材の板厚と鋼種を変えて，弾性の場合は，支圧ボルトでは，母材支圧で必要本数が決定し接合を満足するボルト配置を検討した。用いたボルト素材ており，摩擦ボルトと必要本数が変わらないこと，14 Ｔは，特性，設計ボルト張力，母材の素材特性を表１〜３に示す。

板厚が 18mm 以降ではボルト軸せん断で必要本数が決ま検討したシリーズは，母材板厚を９mm 〜 22mm と変り，このとき，摩擦ボルトと比べて約半分の本数で済むこ化させた表４の継手形状を基本として，以下の３シリーズとが分かる。また，10T と 14 Ｔの支圧ボルトの必要本数を用意し，充填支圧ボルト接合，摩擦ボルト接合の比較をを比べると，14T が効果的であることが分かる。

行った。

表６，７から，耐力の大きな H-SA700 材の接合は，SN400

１）母材を H-SA700，ボルトの呼び径を M20 としてボル材の接合の３倍程度のボルト本数が必要であり設計の支障トの鋼種を 10T，14T，20T と変化させるシリーズ（シとなる。また，SN400 材では，支圧ボルトの必要本数は，リーズ I）すべて母材支圧で決まるので，摩擦ボルト接合が効果的で

２）母材を H-SA700，ボルトの鋼種を 14T としてボルトある。の呼び径を M16，M20，M22 と変化させるシリーズ（シリーズ II）

表６，８から，H-SA700 の母材，ボルト鋼種が 14T の場合で弾性設計した継手は，いずれのボルト呼び径でも，継３）母材を SN400，ボルトの鋼種を 14T としてボルトの手終局耐力は，有効断面で破壊し，ボルト孔欠損分だけ継呼び径を M16，M20，M22 と変化させるシリーズ（シリー

手最大耐力は低下する。そのため，継手終局耐力を確保すズ III）

るためには，ボルトの呼び径を M16 と小さなものを採用

シリーズＩ，II，III の結果を表 10.5，10.6，10.7 に，そするのがよい。

れぞれ示す。
また，シリーズ II で示した必要ボルト本数を採用した

６．載荷試験

充填支圧ボルト接合継手の終局耐力と破壊モードを表８に示す。

複半月充填ボルト接合の可能性を検討するために，複半月ボルトを試作し端抜け破壊を生じるように設計されたボ

表５，６，７には，摩擦ボルト，支圧ボルトについて，弾ルト１本の載荷実験を行った。

性接合に必要な，すべり，ボルト軸せん断，母材支圧でそれぞれ決定される必要ボルト本数，ns，nb，nl を，また，6.1

試験方法

支圧ボルトに関する nb，nl のうち，小さい値で決定要因と支圧ボルト接合部の載荷装置を図５に示す。

ならない値は網掛けで示している。表８には，支圧ボルト

上部接合治具と添板は，十分な強度を持つよう SN490

接合での必要本数を満たした継手のボルト本数，母材全塑で作られている。
上部治具は板厚９mm の鋼板の両面に９mm の鋼板を隅性軸力対する継手最大耐力の比（継手耐力比と呼ぶ）と破壊モード（Ｔは有効断面引張破壊を示す。）を示す。

肉溶接して，つかみ部を増厚している。
この上部接合治具と２枚の添板は，F10T M22 高力摩これらの結果から，以下のことが分かる。
― 131 ―

玉井宏章・高松隆夫・山西央朗

図５充填ボルト接合部の載荷装置

写真２ 試験後の複半月充填ボルト（板との擦り傷があるものの変形はしていない）

図６

荷重ずれ変形関係

写真３

端抜け破断した中板

擦ボルト３本で接合されている中板には，φ 16.5mm の孔写真２には，試験後に取り外した，複半月充填ボルトの軸があけられており幅 W = 100mm，板厚９mm，端あき距

部詳細を写真３には，端抜け破断をした中板の状況を示す。

離 e = 20mm で鋼種は SN400 とした。この中板を添板にこれらの結果から以下のことがわかる。

挿入し複半月充填ボルト（写真１）を差し込んで締付力を１）複半月充填ボルト接合部は，初期にはやや剛性は低いが，すぐに剛性が回復して高い耐力を示す。

導入した。裁荷は 1000kN 容量のアムスラー試験機で行う。
計測方法は，荷重はアムスラー試験機から荷重 P を変２）大きな支圧力に対して，複半月充填ボルト軸部は十分

位は添板と中板との 50mm 区間のずれ変位 δv を図５に示な耐力を有しており，局部的な変形は生じていない。

す変位計測治具で，試験体左右位置で計測して平均して求３）契状切欠部も R を取っているため，初期付力によっめた。ても損傷は生じず，載荷中，その機能を維持した。

載荷プログラムは，静的単調載荷とした。

以上のことから，本ボルト接合部は，支圧ボルトの高い耐力を有しつつ，かつ初期の剛性を十分に確保しうる可能6.2

性があることがわかる。

試験結果

試験結果を図６は引張荷重 P とずれ変形 δv との関係を仮定初期剛性とともに示す。
― 132 ―

高強度鋼用の複半月テーパ充填ボルト接合法の開発−，技報堂，2005 年．

７．まとめ

６）日本鋼構造協会接合小委員会編，鋼構造接合資料集成：
リベット接合・高力ボルト接合，技報堂，1977 年．

高強度鋼材の接合方法として複半月テーパ充填支圧ボルトによる接合を提案し，支圧ボルト接合継手の降伏耐力，

７）本元充，土屋智之，中野達也，増田浩志，ボルト接最大耐力算定式を示し，弾性接合設計の考え方に基づき，合部の降伏耐力に関する研究，日本建築学会大会学術

梁継手の設計を行って，摩擦ボルト接合と比較して，提案

講演梗概集，構造 C，pp.975-976，2009 年８月．
８）東する充填支圧ボルト接合方法の優位性を検討した。

清三郎，藤澤一善，一戸康生，800N/mm2 級高張力鋼と 2000N/mm2 級高強度ボルトを用いた支圧せ得られた知見は以下のように要約できる。

ん断接合部の要素引張実験，日本建築学会大会学術講

１）弾性接合設計の場合，耐力の大きな H-SA700 材の接演梗概集，構造 C，pp.641-642，2008 年８月．

合は，摩擦ボルト接合では，通常の３倍程度のボルト本

９）多田裕一，佐藤篤司，吹田啓一郎，支圧破壊を考慮し数が必要であり設計の支障となる。
２）充填支圧ボルト接合では，板厚と母材強度が大きく，た高力ボルト接合部の最大耐力評価，日本建築学会大ボルト軸せん断で必要ボルト本数が決定される場合，摩会学術講演梗概集，構造 C，pp.977-978，2009 年８月．

擦ボルト接合と比べて約半分のボルト本数で弾性接合設

10）杉浦勝晃，田中淳夫，増田浩志，高力ボルト接合部のはしぬけ破断による最大耐力，日本建築学会大会学術計ができる。

講演梗概集，構造 C，pp.359-360，1995 年８月．

３）支圧ボルト接合では，H-SA700 母材との組み合わせは，

11）R．ヒル，塑性学，培風館，pp.252 − 257，1978.

ボルトの鋼種は，14T が効果的である。
４）支圧ボルト接合で，弾性接合設計を行うと，継手終局

12）田沼吉伸，橋本健一，宍戸唯一，ガセットプレートの耐力は，有効断面で破壊する。そのため，継手終局耐力

引張耐力に関する実験的研究（その１を確保するためには，ボルトの呼び径を M16 と小さな実験結果）（その２ものとするのがよい。

学術講演梗概集，構造 C，pp.1515-1518，1990 年 10 月．

５）試作結果から，精度の良い締付が行われれば，充填ボ13）宇田川

実験計画及び実験結果の考察），日本建築学会

邦明，山田隆夫，高力ボルト接合された鋼板

ルト接合部に初期スリップは生じず，初期剛性が確保での破断形式と破断耐力，日本建築学会構造系論文集，きることがわかる。

第 505 号，pp.115-122，1998.3.

今後，充填支圧ボルト接合の以下の特性について実験的

付録Ａ

支圧ボルト接合の降伏耐力算定式について

Hill によって，平面問題について半無限体のブロック押に調べる必要がある。
１）充填ボルト接合で，初期スリップが抑えられ，初期剛性が確保できるか？

し込みに要する崩壊荷重 Py が与えられている 11）。この解は，ブロック近傍にすべり線場が形成され，押し込み方向２）ボルトの曲げ変形によって，楔状切り欠き部から早期の領域の大きさにかかわらず，崩壊荷重で変形が発散するものである。この解を n 本のボルトに対して適用すると次破断が起きないか？
２）繰り返し加力時におけるスリップ現象が，充填支圧ボ式が得られる。これは，支圧崩壊荷重の理論値に相当する。

ルトの自己充填性能によって軽減できるかどうか？

…（A.1）

参考文献

また，井上は，はしぬけ破壊機構についてボルト孔形状慧，吹田啓一郎，井上一朗，建築構を考慮した応力仕事式から，以下のはしぬけ崩壊荷重を導造用高強度鋼材 H-SA700A を用いた柱梁材を弾性に出している２）。これは，はしぬけ崩壊荷重の理論値である。

１）佐藤篤司，木村

留める乾式接合法の開発，日本建築学会構造系論文集，………………………………（A.2）

第 74 巻，第 646 号，pp.2355-2363，2009．12．
２）井上一朗，吹田啓一郎，建築鋼構造−その理論と設計−，鹿島出版会，2007 年．
３）椋代仁朗，黒羽啓明，鋼構造

第３版，森北出版，…………………………………………………（A.3）

1985 年．

（A.1），（A.2）式を，ボルト１本の場合について整理す４）日本鋼構造協会，わかりやすい鉄骨の構造設計

第４ると，次式となる。

版，技報堂，2009 年．
５）日本建築学会，鋼構造設計規準−許容応力度設計法― 133 ―…………………………（A.4）

玉井宏章・高松隆夫・山西央朗
表９．A-1単一ボルト接合の場合の，はしぬけ降伏から支圧降伏までの継手降伏耐力実験値（文献７）

T：有効断面引張破壊，B：支圧破壊，S：せん断破壊，F：ボルト破壊

表 10．A-2

超高力ボルトのせん断降伏時の継手降伏耐力実験値（文献８）

T：有効断面引張降伏／破壊，B：支圧降伏／破壊，S：せん断降伏／破壊，F：ボルト降伏／破壊
１：ボルト破壊（支圧変形あり），２：はしぬけ破断（支圧変形あり），３：ボルト破断（曲げあり），４：ボルト曲げ破壊，５；ボルト破壊…………………（A.5）５）実験最大耐力値は，Hill の解の 1.56 倍を示している。
Hill の解は，安全側の評価を与える。

ボルト１本について，はしぬけ降伏から支圧降伏までの実験最大耐力値が理論解を上回る現象は，ダンパーとし継手降伏耐力を求めた実験（文献７）が，中野，増田らにて用いられるせん断パネルにおいても観察されている。仮よって行われているので，（A.4），（A.5）式と比較した。

定したすべり線場では，引張素材試験のように，ネッキン実験結果を表 A.1 に，比較結果を図 A.1 に示す。

グは生じない（塑性変形にともなう体積変化がない）ため，同図には，鋼構造限界状態設計指針・同解説に示されて終局時のせん断応力は，真応力で評価すべきであることがいる，次式の支圧降伏耐力算定式もあわせて示している。

あげられる。ちなみに素材の絞りφが得られれば，真応… （2.c）

力は，（1 ＋φ）σu で求めることができる。

図 A.1 には，降伏耐力実験値を□で，最大耐力実験値を支圧ボルト接合の設計式を簡単化するため，（A.5）式，○，●で示し，○ははしぬけ破壊を，●は支圧破壊で終局（A.6）式を用いず（降伏機構を細分化せず），２）の知見に到っていることを示している。継手の降伏耐力は降伏応により，（2.c）式のみを用いることとした。

力で，最大耐力は引張強さで無次元化している。この図から，以下のことが分かる。

また，３），５）の知見より，支圧最大耐力式，（3.g）
式の一部として，次式を採用した。

１）はしあき距離が大きくなるにつれて，せん断降伏（はしぬけ降伏）（A.4）式から支圧降伏（A.5）式へと推移する傾向が見受けられる。

次に，超高力ボルト（14T，20T）と H-SA700 母材の実

２）（2.c）式は，現実的なはしあき距離（e1/d>2）であれ験結果（文献８）を参考に，ボルトがせん断降伏する場合の継手降伏耐力式 bPy を検討する。

ば，降伏耐力を安全側に評価する。
３）はしぬけ降伏しない e1/d は，理論式（A.4），（A.5）……………………………… （2.b）

式の交点から，2.78（約３）以上である。

東，藤澤，一戸ら８）の，超高力ボルトのせん断降伏時の４）最大耐力は，e1/d<6 程度まで，せん断耐力式で表現できるが，それ以降では，支圧耐力式を考慮すべきであ

継手降伏耐力実験値を表 A. ２に示す。

る。

支圧が生じず，ボルトがせん断破壊したケース（実験の― 134 ―高強度鋼用の複半月テーパ充填ボルト接合法の開発

図 A.1

継手の降伏・終局耐力と破壊モード
表 B.1

図 B.1

はしあき距離の短い場合の耐力低減係数

はしあき距離が短い場合の実験結果と補正評価結果（文献９）

BS2：はしぬけ・支圧複合破壊，BB：支圧破壊，SS：せん断破壊

表 B.2

はしあき距離が短い場合の実験結果と補正評価結果（文献 10）

BS1：支圧，せん断複合破壊，SS：せん断破壊
１：２：３：いずれも，はしぬけ破壊

破壊モード，３，５）について，0.2％オフセット耐力を bσyためと考えられる。
この耐力低下に関するパラメータとして，支圧ボルトのとして（2.b）式で評価した結果は，良好に一致している

寄与に対するはしぬけボルトの寄与の比を次式のように表ことが分かる。

すこととする。
付録Ｂ

はしあき距離の短い場合の継手終局耐力算定式に………………………………………… （B.1）

ついて簡単のため，低減率 γ は，線形関数で表現し，上記の理

文献９で吹田らは，複数列のボルト接合部において，早期にはしぬけが生じる試験体は，Pu4* で評価すると 30％由から１を上回らないので，次式で提案した。

程度，過大評価してしまうことを指摘している。また，文………………………… （3.h）

献 10 で，田中，増田らも，同様な指摘をして，設計式の補正方法を提案している。そこで，本研究における検討に

文献９，文献 10 の実験データのうち，はしぬけ破断を用いた，継手最大耐力算定式 Pu4 は，実験値から低減係生じたかそれを起こす可能性の高い試験体について，Pu4*数を決定して補正を行うことにした。

に対する実験最大耐力 ePu を求め，最小２乗近似法で（3.h）

この過大評価の原因は，支圧破壊するボルトと，はしぬ式の係数 a，b を求めた結果を図 B.1 に示す。

け破壊するボルトの最大荷重時の変形量が異なるため最大この補正を施して求めた最大耐力算定値 Pu を実験値と耐力が各ボルトの最大耐力の線形和で表せなくなっている

比較して，表 B.1，表 B.2 に示す。17％程度の過大評価は― 135 ―

玉井宏章・高松隆夫・山西央朗

残るものの，おおむね補正ができていることが分かる。

― 136 ―