スプリットティーと補剛アングルを用いた半剛接合部の載荷実験
214-065
1.はじめに

髙林 一輝

試験体の載荷プログラムとしては、±4mm、±8mm、合する溶接接合と、スプリットティー等の接合金物と高各 2 回行った。測定において、スプリットティーの引張力ボルトを利用した半剛接合がある。本研究では、半剛接合部分における柱フランジの面外変形を確認するため、接合であるスプリットティー接合に着目し、補剛の有無を考慮した載荷実験によって接合部の荷重-変形関係をト頭部に 25mm、及び 5mm の機械式変位計を設置した。

検討し、さらに数値解析を実施して比較検討を行う。

2.単調及び繰り返し載荷実験

配として 4mm 変形時の割線剛性から算出した。除荷剛を検討するため、2 種類の載荷実験を行った。試験体は、性については試験体ごとの各載荷ループによって算出し、体と、補剛アングルの有無をパラメーターとした計 4 種

荷剛性は立上り剛性に比べ安定的な測定値が得られてお類を作成した。また、無補剛試験体については別途同じ剛試験体については単調載荷実験時の除荷剛性を初期剛

図 1 に試験体の概要、表 1 にいずれの試験体の使用鋼性とする。この測定値より補剛の効果はいずれのケース材や寸法、括弧内はフランジの板厚の実測値を示す。表中にある TCC19-110N、TCC19-85N は無補剛の試検体、載荷実験の荷重-変位曲線及び履歴ループ曲線を図３

TCC19-110S、TCC19-85S は補剛アングル(板厚 19mm)に示す。ボルト接合であるため、試験体は、いずれのケ鉄骨構造の柱梁接合部には、部材同士を直接溶接し接実験概要：補剛の有無による柱梁接合部の力学的性状

スプリットティー接合におけるボルト配置が異なる試験試験体での単調載荷実験も行った。

±16mm、±32mm、±48mm、±64mm、±80mm を引張側・圧縮側を問わず、片側 4 本ずつの計 8 本のボル実験結果：立上り剛性については載荷初期の立上り勾その弾性範囲内の除荷剛性の平均値を表 3 に示した。除り、本論文ではこの値を初期剛性として取り扱う。無補でも 1 割程度であることが分かった。

行った試験体である。図 2 は接合金物の詳細を示し、表と調整板(12mm)を使用して、柱フランジの面外補剛を2 は接合金物の寸法を示している。
また、TCM19-110N、TCM19-85N は単調載荷を行った無補剛の試験体である。

図 2 接合部金物詳細図
表 3 初期剛性及び降伏耐力

表 1 試験体名及び使用鋼材・寸法(mm)載荷方法は、水平方向の単調及び繰り返し載荷とした。

M22
梁とスプリットティー

H-350×350×12×19(18.1)

M24

スプリットティー
H-390×300×10×16より切り出し(15.1)

100100

TCM19-110N
TCM19-85N80

TCC19-110N

80604020

図 1 試験体概要

表 2 接合部金物寸法4020000

TCC19-110S6020406080変位δ（mm)10080604020
変位δ（mm)0-100 -80 -60 -40 -20 0 20-20-40-60-80-100

10012014020406080
変位δ（mm)10080604020変位δ（mm)0-100 -80 -60 -40 -20 0 20-20-40-60-80-100100120140荷重（kN)

04060

80 100

TCC19-110N

100100荷重（kN)

TCC19-85S

H-390×300×10×16(15.1)

柱荷重（kN)

TCC19-110S

ボルト

柱とスプリットティー荷重（kN)

TCC(M)19-85N

梁荷重（kN)

TCC(M)19-110N荷重（kN)

試験体名

8060
40204060

80 100

TCC19-85N

80
60
4020

変位δ（mm)

変位δ（mm)0-100 -80 -60 -40 -20 0-2020406080 100-400-100 -80 -60 -40 -20 0-202040-6080 100-60

図 3 荷重-変位曲線及び履歴ループ曲線-80-10060-40

TCC19-110S-80-100

TCC19-85S

1009090

80

4.0807070

3.5荷重（kN)

1/Kr（×10-5rad/kN・m）

100
ティーウェブ
柱面外ティーフランジ

4.5

3.0
2.5荷重（kN)

5.060
50
40

2.03060
50
4030

1.5

TCM19-110N
TCC19-110N
TCC19-110S

20
1.010

TCM19-85N
TCC19-85N
TCC19-85S

20
100.5

図8TCM19-85N

2040608010012014002040

変位δ（mm)100909080807070

荷重（kN)

14000
12000
10000

6080

100120140

変位δ（mm)

100

剛性の比較

16000

10000
8000
6000

00
実験値 解析値 評価値

TCM19-110N

20000
18000

16000
14000
12000

605040605040

TCM19-110N
TCC19-110N
TCM19-85N
TCC19-85N

3020

8000

103020
TCC19-110S
TCC19-85S

106000

図 6 接合部の M-θ グラフ比較

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

θ（rad)

00.00

0.01

0.02

0.03
θ（rad)

0.040.05

図 4 荷重-変位曲線の比較

000204060

80

10012014002040

変位δ（mm)0.06―スでも最大点指向の特徴を呈しており、同一振幅の 2100100806040-100 -80 -60 -40 -20 0-2020406080 100801006040

TCC19-110N
TCC19-110S-804060

TCC19-85N
TCC19-85S-80-100100荷重（kN)

荷重（kN)

20-60-60806040

ケースでもスケルトン部分はバイリニアに近いと言える。

140-40-100100

荷のスケルトン部分が大きく乱れた。しかし、いずれの120800-100 -80 -60 -40 -20 0-20-4051mm 変形時と 78mm 変形時ですべりが生じ、単調載100

変 位 δ （m m)

0収能力の低下が少しだけ見られた。TCM19-85N では

802020変 位 δ （mm)回目の履歴ループの形状が殆ど変化せず、エネルギー吸60変位δ（mm)

荷重（kN)

0.01

TCM19-85N(実験値)
TCC19-85N(実験値)
TCM19-85N(解析値)40002000荷重（kN)

TCM19-110N(実験値)TCC19-110N(実験値)
TCM19-110N(解析値)4000
200000.00

220000

実験値 解析値 評価値

荷重（kN)

図 5 解析モデル概要
M（kN・cm)

M（kN・cm)

22000
20000
18000

0.02080604020

変 位 δ （mm)変 位 δ（mm)0-100 -80 -60 -40 -20 0-20204060

80 1000-100 -80 -60 -40 -20 0-20204060

80 100

履歴部分の除荷初期では、従来の鉄骨構造の紡錘状とな-40-40-60-60
TCC19-110N
TCC19-85N

図 7 履歴ループ曲線の比較

り、反対側の最大点に向かう末端では少し痩せる形とな-80-100

逆 S 字やピンチング効果と言われる特性によるものであってエネルギー吸収能力は若干低下した。これは従来、ると考えられるが、逆 S 字と言えるほどエネルギー吸収-80TCC19-110S
TCC19-85S-100g(梁フランジまでの距離)が小さくなると、解析値との差能力が低下していないことが確認できる。履歴ループか80mm 変位時の履歴ループの比較を行い、図 7 に示す。

験体では、載荷初期の乱れによって立上り勾配におけるの影響が殆ど表れず、エネルギー吸収能力の差も見られ差が殆ど確認できないが、荷重が大きくなると剛性や耐なかった。ボルト配置の異なる試験体では剛性や耐力の力の差が顕著になり、単調載荷よりも繰り返し載荷の方差によって、エネルギー吸収能力の差が顕著に表れた。

ら抽出したスケルトンの比較を図 4 に示す。無補剛の試が、耐力が高くなる結果となった。補剛有無の比較では、が大きくなる傾向が見られた。載荷実験から抽出した

補剛有無の比較では図 4 と同様、耐力に対する面外補剛

5.剛性評価耐力に対する面外補剛の影響は殆ど表れず、降伏耐力付

前報までに提案されている剛性評価式を用いて無補剛

近においても差はあまり見られなかった。よって、本論の各試験体の接合部回転剛性を算出し、解析結果及び実文の試験体の耐力は主に接合金物であるスプリットティーに験結果との比較を行った。ここでは、初期回転剛性の実よって決定され、柱フランジの強度に影響されないといえる。

3.数値解析

験値として除荷剛性を用いた。比較結果として回転剛性

汎用数値解析ソフト Abaqus により解析を行った。解析モデルの概要を図 5 に示す。解析時間の短縮をはかる

共にある程度実験値を精度良く予測していると言える。

ため、試験体全体の 1/2 モデルを採用した。使用鋼材にの逆数を図８に示している。図 8 から評価値と解析値は6.まとめ

ついては素材試験より得られた応力－ひずみ曲線を元に、ンジの面外補剛の有無で約 1 割程度の補剛効果が見られ真応力－真ひずみ関係により与えた。また、数値解析はた。また、前報までで提案されている剛性評価式は、無単調載荷とし、変位制御として繰り返し載荷時の最大変位である 80mm を与えた。

補剛の試験体に対して精度よく予測することができる。

4. 結果の比較

復元力履歴特性については、いずれのケースでも紡錘性各試験体に対して補剛の有無と寸法の異なるところに補剛試験体における実験値と解析値の接合部の M-θ 関

載荷実験を実施した結果、本論文の試験体では柱フラに近い最大点指向の傾向を示しているが、履歴の末端部分では逆Ｓ字やピンチング効果が生じ、エネルギー吸収[参考文献]着目し、載荷実験と単調載荷の解析結果と比較する。無能力の低下を確認することができた。

係を図 6 に示す。解析値は繰り返し載荷実験の結果を初

島野竜平、李亦然、林暁光:高力ボルトとスプリットティー

期回転剛性及び弾性範囲以降共に精度良く近似している。

を用いた柱梁接合部に関する研究

単調載荷実験との比較では、ボルトの配置を示すケージ

近畿支部研究発表会

2017 年度日本建築学会(林研究室)