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日本建築学会大会学術講演梗概集（北陸） 2010年 9 月

梁材に S A 4 4 0 鋼を用いた柱梁溶接接合部の変形能力に関する実験的研究
その 2実験結果及び考察
正会員
同同
同

現場溶接接合形式 工場溶接接合形式
変形能力 S A 4 4 0 鋼 孔空きフランジ工法
1 . はじめに本報では、その 1 で概要を示した実験の結果と考察を報告する。
2 . 実験結果及び考察
2 . 1 . 実験結果一覧
図 1 にスケルトン曲線の算出方法を示す。本研究において変形能力並びに耐力の評価は、スケルトン曲線から 算出 さ れる 累 積塑 性変 形 倍率 η s 、耐力 上昇 率αを用いた。スケルトン曲線は、単調載荷された鋼部材の荷重( P ) - 変形( δ) 曲線に等価であり、地震荷重のようなランダムな外力を受ける鋼部材の変形能力を評価する上 で有効 な指標 とな り得る 。実験結 果一覧 を表 1に示す。また、図 2 に各試験体の P - δ関係及びスケルトン曲線を示す。尚、試験体 K ̲ N S は局部座屈を起こして荷重が低下したが、試験機のストローク限界を超え た 時 点 で 載 荷 を 停 止 し た。
2 . 2 . 破壊性状
破断に至らなかった試験体 K ̲ N S を除いた試験体 4
体の 破 壊 性 状 は 以下 の 通 り で あ る。
G ̲ S : 柱フランジ熱影響部を起点に脆性破壊した。
G ̲ S ̲ H : 梁フランジとスチールタブのスリット部から溶接止端部に入った延性亀裂が進展し、延亀裂先端を起点として脆性破壊に至った。
K ̲ S : スカラップ底に入った延性亀裂が進展し、延性亀裂先端を起点として脆性破壊に至った。
K ̲ N S ̲ H : 梁フランジ熱影響部を起点に脆性破壊した。
2 . 3 変形能力
図 3 に累積塑性変形倍率η s の比較を示す。η s の比較についてはすべて - 側の値を用いた。設定温度を 0℃に設定 した試 験体の 累積塑 性変形 倍率η s の大小関
係は工場溶接型ノンスカラップ工法＞現場溶接型孔空きフランジ工法＞工場溶接型スカラップ＞現場溶接型スカラップの順になった。また、工場溶接型においてノンスカラップ工法と孔空きフランジ工法の両方を用いた試験体 K ̲ N S ̲ H は設定温度を - 2 0 ℃とし、より脆性破壊しやすい条件で載荷したにも関わらず、工場溶接型スカラップ試験体 K ̲ S と同等の変形能力を示した。
図 4 に既報の実験結果 4 ) と共に累積塑性変形η s - 降
伏比 Y . R . 関係を示す。図中の白抜きは既報の実験結果を表す。降伏比別に比較を行なうと、工場溶接型ノンスカラップ工法、現場溶接型孔空きフランジ工法試○川端 洋介 * 2
藤牧 勇太 *2
崎野 良比呂 *4
石井 匠 *6表1同同同中込戸堀
服部忠男 * 1
一真 *3
和徳 *5

実験結果一覧

Ws
終局 加力 ePmax eδmax eδsmax
ηs
試験体名α
時期 方向 （kN） （mm） （mm） （kN・mm）＋ 939 101.64 104.25 45718
1.28 2.3
G_S+5− 944 101.36 108.28 52401
1.29 2.6＋ 890 187.03 160.90 90788
1.21 4.6
G_S_H-8− 927 183.98 187.75 114191 1.26 5.7＋ 1032 116.38 126.02 73019
1.41 3.7
K_S+6− 1038 128.66 141.90 87528
1.42 4.4＋ 1104 300.97 178.35 127481 1.40 5.9
K_NS− 1083 174.97 204.62 156306 1.37 7.3＋ 958 133.86 139.14 76512
1.21 3.6
K_NS_H+6− 993 130.93 156.69 91170
1.26 4.3
P ma x ：最大荷重 e δ ma x ：最大変位 e δ sm ax ：スケルトン最大変位W s ：スケルトン曲線による吸収エネルギー α：耐力上昇率（= e P ma x / c P ｐ ）η s ：累積塑性変形倍率（= W s / ( c P ｐ × ｃ δ p ) ）
：破断側e

1500

P

P

P(ｋN)
1000
500

Ws
δsδ
Ws

0-500-1000

スケルトン曲線
バウジンガー部

図1

δ(mm)

弾性除荷部

スケルトン曲線
算出方法-1500-300 -200 -100

100 200 300

G̲S
1500

1500

P(ｋN)

P(ｋN)
1000

1000

500

500

00-500-500-1000-1000

δ(mm)

-1500
-300 -200 -100

0100 200 300

δ(mm)

-1500
-300 -200 -100

0100 200 300

K̲SG̲S̲H
1500

1500

P(ｋN)

P(ｋN)
1000

1000

500

500

00-500

-500

-1000

-1000

δ(mm)

-1500
-300 -200 -100

0100 200 300

K̲NS
図20

δ(mm)
-1500
-300 -200 -100

0100 200 300

K̲NS̲H

荷重( P ) - 変形( δ) 関係及びスケルトン曲線

Experimental study on deformation capacity of beam-to-column welded connection using SA440 for beam
Part2 Result of experiment and consideration
KAWABATA Yosuke et al.

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ηs

現場
現場 孔空き126工場 スカラップ
工場 ノンスカラップ

105（-20℃）

現場型

現場型
孔空きフラン
ジ

工場型
ス
カラプ

プ

G_S

G_S_H

K_S

K_NS

43210

図3

工
場
型ノン
ス
カラ

8

工場
型
孔 ノ空ン
き ス
フ カラ ラン
ジプ

SM490

6SS400SA440

42ッ信州大学工学部建築学科 教授・工博
信州大学工学部 大学院生
信州大学工学部 元大学院生
大阪大学接合科学研究所 助教・博士(工学)(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)JFE スチール(株) スチール研究所 土木・建築研究部

14ηs

7

ッ

*1*2*3*4*5*68

ッ

Y.R.(%)

0

K_NS_H

55

累積塑性変形倍率η s比較

250000

現場

Ws(kN/mm)

60

65

図4250

70

75

8085

η s - Y. R . 関係ηs上昇率(%)

現場 孔空き工場 スカラップ

200000SA440

工場 ノンスカラップ

200150000
SM490
100000

SA440

SS400

SM490

SS400
15050000

Y.R.(%)

Y.R.(%)

10005560

図5657075805585

図6W s -Y .R . 関係

6065707580

η s 上昇率 -Y.R. 関係

Column Flange
627(G̲S,G̲S̲H) , 616(K̲S,K̲NS,K̲NS̲H)

Colmun Web

Beam Flange352Φ 2Φ 2Φ125

図73100験体の変形能力は現場溶接型試験体よりも高く、特に梁材に降伏比 6 5 % 以下の鋼材を用いた既報の実験結果
では、累積塑性変形倍率η s の値が 1 0 以上と高い値を示している。一方、梁材に S A 4 4 0 鋼を用いた場合は、孔空きフランジ工法試験体 G ̲ S ̲ H は孔空きフランジ工法を用いていない現場溶接型試験体 G ̲ S から 2 倍以上変形能力が向上しているものの、相対的に変形能力が低く、降伏比が高い程、全ての接合部ディテールにおいて 変 形 能 力 が 低 くな る 傾 向 が あ る 。
図 5 に梁のエネルギー吸収 W s - 降伏比 Y . R . 関係を示す。また、図 6 に孔空きフランジ工法試験体の孔空きフランジ工法を用いていない現場溶接型試験体に対する累積塑性変形倍率η s の上昇割合と降伏 比の関係を示す。変形能力は降伏比が高くなるほど低くなる傾向にあるが、孔空きフランジ工法を用いた場合に、実際に梁が吸収したエネルギーは降伏比と正の相関があり、梁材に S A 4 4 0 鋼を用いた孔空きフランジ工法試験体とノンスカラップ工法試験体の値が非常に高いことが見て取れる。また、降伏比が高い程η s 上昇率も高い値を示している。孔空きフランジ工法は孔空きフランジ工法を用いていない現場溶接型試験体の変形能力が低 い 程 、その 効 果 を より 発 揮 す る結 果 と な っ た。
2 . 4 . 歪分布性状
図 7 に歪ゲージ貼付け位置、図 8 に材軸方向歪分布( 引張側) 比較を示す。ここでの歪は荷重( P ) −歪( ε)関係から図 1 に示す方法と同様に求めたスケルトン歪を採用し、履歴ループにおける 3 c δ p 時の歪とした。
試験体 G ̲ S 、K ̲ S は比較的梁端部に歪が集中しているが、孔空きフランジ工法及びノンスカラップ工法を用いた試験体は梁端部の歪が低減されている。特に孔空きフランジ工法を用いた試験体 G̲ S ̲ H 、K ̲ N S ̲H は梁端部から離れた位置も積極的に変形しているのが見て取れる。また、孔部が梁端部に対して負担している歪（第一孔部の歪 / 柱フェイスから 3 5 m m の歪）の割合で比較すると、孔空きフランジ工法を用いていない試験体 3 体では 0 . 3 5 以下に対して、試験体 G ̲ S ̲ H ：1 . 1 6 、試験体 K ̲ N S ̲ H ：1 . 0 1 であり、孔部でエネルギーを吸収し て い る と 考 え ら れ る。
3 . まとめ1 ) 梁材の降伏比が高い場合にも孔空きフランジ工法を用いることでノンスカラップ工法と同様、大幅に変形能力が向上した。
2 ) 梁材の降伏比が高い場合、降伏比が低い場合に比べると、孔空きフランジ工法を用いても累積塑性変形倍率η s の値は低いが、孔空きフランジ工 法を用いていない現 場型か らの η s 向上率 は非常 に高 い。

歪ゲージ貼付 け位置ε（%）

G_S
K_S
K_NS_H

2.5

G_S_H
K_NS

2
柱フェイスから35mm

1.5

第一孔部

10.50

柱フェイスからの距離(mm)0100200300400

図8歪分布比較

500600700【参考文献】
その 1 に示す。
【謝辞】 実験を行うにあたり( 株) 角藤には試験体作製に御協力頂きました。
ここに深 く謝意 を表し ます。

*1 Prof., Dept. of Architecture, Faculty of Engineering, Shinshu Univ., Dr. Eng.
*2 Graduate student, Faculty of Engineering, Shinshu Univ.
*3 Formor Graduate student, Faculty of Engineering, Shinshu Univ.
*4 Assist.prof., Joining and Welding Research Institute, Osaka Univ., Dr. Eng.
*5 Tukuba Building Test Laboratory of Center for Better Living., Dr. Eng.
*6 JFE Steel Corporation STEEL RESEARCH LABORATORY Civil Engineering Research Dept.

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