広島工業大学紀要研究編
第 41 巻（2007）pp. 93-99

論

文

ト字型柱梁接合部のセルフセンタリング性能に関する実験的研究
高 松 隆 夫＊ ・玉 井 宏 章＊
小 畑 寛 行＊＊・山 西 央 朗＊＊＊

（平成18年10月30日受理）

An Experimental Study on Self-Centering Performance ofT-Shaped Beam-to-Column Connection
Takao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI
Hiroyuki KOBATA and Teruaki YAMANISHI(Received Oct. 30, 2006)

Abstract
In this paper, an experimental study on self-centering performance of T-shaped beam-tocolumn connections subjected to cyclic loadings was carried out. Parameters of the specimens
were employed the diameter and the initial axial force of the normal- strength bolts. The
following conclusions were drawn from the experimental results.
1) T-shaped beam-to-column connections of 0.8 in yield bending strength show excellent selfcentering performance.
2) Initial stiffness of the normal-strength bolted connection by introducing the initial axial
force of 0.9 in yield strength shows the same one as high-strength bolted connection.
Key Words: beam-to-column, wedge device, self-centering performance, restoring force
characteristics

なり，これまで，継続使用の断念を余儀なくされた事例が１．は じ め に多数報告されている。

耐震設計では，構造物の倒壊を回避することが絶対的な著者等はこれまで，柱脚部において，残留変形を低減す条件であり，崩壊機構より崩壊荷重を導出して，構造物のる性能（以後，セルフセンタリング性能（SC 性能）と記す）崩壊の是非を検討する。この場合，梁端部に塑性ヒンジをを有した，ノンスリップ型露出柱脚を提案してきた 1）。し仮定するので，梁端接合部には，保有耐力接合としての耐たがって，同様の機構を柱梁接合部に導入することにより，力・靭性を確保する必要がある。しかし，溶接接合部にお残留変形の低減が期待できるとともに，塑性ヒンジの生成いては，スカラップ加工および溶接部金属性能（靭性）の位置・耐力の評価が容易となり，母材である柱や梁は弾性劣化が，接合部の靭性を著しい劣化を招き，構造物の耐震域に留めることができるので，建物の長寿命化に着目した性能を過大評価する可能性がある。

リユースを可能にするサステナブル構造システム 2）としても期待できることは示されている 3）。

また，上述のような劣化が生じず，靭性を十分に確保できても，地震後の残留変形を制御することが非常に困難と＊＊＊広島工業大学工学部建築工学科＊＊＊

広島工業大学大学院工学研究科土木工学専攻＊＊＊

広島工業大学大学院工学研究科知的機能科学専攻

しかしながら，SC 性能を付与するとき，転造ねじボル― 93 ―

高松隆夫・玉井宏章・小畑寛行・山西央朗（a） 試験体（b） 接合部の詳細
図１

SC 性能付き柱梁接合部架構

図３
図２

SC 性能の復元力特性モデル

2.2

転造ねじボルトの詳細機構

ト降伏先行型にするため，柱梁が過大設計になる。本論文

文献１）より，著者等が提案しているノンスリップ型露では，ボルトの性能に着目しボルト径及びボルトに導入す

出柱脚では，柱脚部に楔デバイスを用いることで原点を指る初期軸力を考慮した，SC 性能付き柱梁接合部架構の実向する復元力特性を示し，SC 性能を付与できることが示用的な設計法を提案する。

されている。この性能を柱梁接合部に適用させた場合，転造ねじボルト接合部の降伏耐力を，梁端部の降伏耐力以下２．接合部における SC 性能の概要2.1に設定しておけば，転造ねじボルトの塑性伸びによりエネルギー吸収を行い，梁端部は弾性状態を保持でき，ボルト接合部の構成の塑性伸びにより生じた隙間には，バネの復元力により楔SC 性能付き柱梁接合部架構及び接合部の詳細を図１にが貫入するためスリップ現象は生じない（図２参照）。

示す。
接合部は，エンドプレート形式柱梁接合部が用いられ，転造ねじボルトで接合されている。すなわち，梁端部に溶３ 載荷試験概要

接接合されたエンドプレートが，エンドプレートとナットボルト径及び初期軸力による，SC 性能の効果を検討すの間に，予め楔デバイスを設置した転造ねじボルトによりるため，柱を強軸方向に使用した H 形鋼柱梁接合部ト字柱へ接合されている。

型試験体を作製し，梁端に水平荷重を載荷する繰返し漸増

転造ねじボルトには，梁端部の回転に伴い，エンドプレー振幅載荷試験を行う。

トを介して引張力が作用し，また，エンドプレート圧縮側には柱フランジを反力面とした接触圧が作用する。引張力3.1

及び接触圧に対して，面外変形を生じさせないために，エ試験体

試験体の概要及び接合部の詳細を図１に，転造ねじボルンドプレートは十分な剛性と強度を有している。さらに，トの詳細を図３に示す。

接触圧が作用することにより柱フランジの面外変形が考え試験体は，外柱において反曲点位置から取り出したトられるため，エンドプレート端部の柱にはスチフナが溶接字型柱梁接合を対象とする。接合部は，３列２本ずつ，計されている。

６本の転造ねじボルトを用い，楔デバイスを介してダブルナットにより梁端エンドプレートが柱に接合されている。
― 94 ―

ト字型柱梁接合部のセルフセンタリング性能に関する実験的研究

板で挟みこんで構面外変形を抑えている。

文献１）より，転造ねじボルトが３列配列の場合には，中載荷方法は，漸増繰返し水平載荷とし，梁上端部に水平央のボルト列が弾性範囲内であれば，セルフセンタリング強制変位を加え，層間変形角：d/lb で変位制御する。ボル

性能を付与できることが明らかになっている。
転造ねじボルトには，ボルト径による耐力増加の確認のト径をパラメーターとする試験では，層間変形角の振幅をため，M16 と M20 を用い，また，ボルトに導入する初期

１/1000，１/500，１/250，１/125，１/75，１/50（rad）

軸力の影響を確認するため，ボルト降伏軸力の 0.3，0.5，0.8とし，ボルトに導入する初期軸力をパラメーターとする試を導入する。尚，比較のために，接合部を剛接合とした

験では，中央のボルトが弾性範囲に留まるよう１/75（rad）

梁降伏先行型の試験体も用意した。図 4 に試験体パラメーまで漸増し各振幅レベルで 2 サイクル行う。

ターを示す。

荷重の計測は，オイルジャッキ先端に取り付けたロード

梁 に は H-250x125x6x9 の SS400 材 を， 柱 に は H-200x

セルから水平荷重：P を，変位の計測は，柱中央を不動点

200x8x12 の SS400 材を，ボルトには M16・M20 の ABRとする計測冶具を用いて梁上端部の水平変位：d を計測す

400 材を使用した。それぞれの引張素材特性を表１に示す。

る。
ここで，梁端部に作用するモーメント：M 及び，層間3.2

載荷・計測方法

変形角：i は次式により算出する。

載荷装置の概要を図５に示す。載荷は，試験体を 90°………………………………………… （1.a）

回転させ反力柱に取り付けられたオイルジャッキにより梁…………………………………………… （1.b）

上端部に水平荷重を導入する。梁の横座屈を防止するため，ここに，Lb は梁の長さである。

加力点近傍にボールベアリングを取り付け，両側面から鋼また，離間が生じなければ接合部は剛体と見なせること
表１から，エンドプレート回転角：ei は，次式により算出する。

素材特性…………………………………… （1.c）
ここに，Kf（kNm/mm）は剛接合試験体の初期剛性である。

４．評価方法
圧縮合力点位置を梁フランジ端部としたときの力学モデ
ルを図６に示す。
4.1

耐力評価

耐力の評価について，SC 機構の性能を満足させるためには，中央ボルト降伏耐力：Mby2 を梁の降伏耐力：bMy 以
図４

試験体名称の説明下に設定しなければならない。
力の釣り合いから，離間耐力 4）：M0，最外列ボルト降伏時の耐力：Mby1 と中央のボルト降伏耐力：Mby2 は，次式より求められる。
…………………… （2.a）……………………… （2.b）………………………… （2.c）
ここに，n はボルト本数，T0 はボルトの初期軸力，Tbyはボルトの降伏軸力，d1，d2 は，圧縮合力点位置からボルト軸心までの距離である。

図５

試験装置

― 95 ―

高松隆夫・玉井宏章・小畑寛行・山西央朗

図６

4.2

図７

梁端接合部の力学モデル

エンドプレート回転剛性の定義

エンドプレート回転剛性………………………………（5）

エンドプレートが離間するまでは梁端接合部を剛とし，離間後，ボルトの降伏軸方向変位：dby1 から，最外列ボル表２に，各試験体の計算値を示す。

ト降伏時のエンドプレート回転角：eiby1 を次式から求めら

５．実験結果と考察れる。

中央ボルトに塑性化が生じる１/50rad までの漸増繰返……………… （3.a）

し水平載荷試験結果を図８に，中央ボルトが弾性範囲である１/75rad までの漸増繰返し水平載荷試験結果を図９，同様に，中央ボルト降伏時のエンドプレート回転角：
ie by210 に示す。
図８，９の右軸及び下軸には，梁の降伏曲げ耐力：bMyを次式から求められる。

及び梁降伏時の層間変形角：biy で無次元化した値を示す。
……………… （3.b）

また，図８の左軸及び上軸には，中央ボルトが降伏時の曲げ耐力：Mby2 及びその時の層間変形角：iby2 で無次元化しよって，最外列ボルト降伏時までを初期のエンドプレーた値を，図 9 の左軸及び上軸には，最外列ボルトが降伏時

ト回転剛性：Ki とすると，Ki は式（2.b），（3.a）より次式の曲げ耐力：Mby1 及びその時の層間変形角：iby1 で無次元が求められる。（図７参照）

化した値も併せて示す。
図 10 は，初期軸力による影響を把握するため，下軸に……………（4）

ここに，lb はボルト有効長さ，E はヤング係数，vby は式（1.c）から求めたエンドプレート回転角で示し，上軸に eiby1 で無次元化した値が 1.0 となるラインを示す。
5.1

最大曲げ耐力図８．
（b），（c）より，試験結果と Mby2 及び iby2 の計算値

ボルトの降伏応力度，R はエンドプレートと柱材の弾性変5）形を考慮した低減係数 であり，R ＝ 2 を採用している。

を比較すると，SC-30-20 試験体の正載荷時で若干低い値を尚，層間変形角：i は，エンドプレート回転角と柱梁の示すものの，ほぼ良好に対応している。また，iby2 以内で弾性変形を累加するもとし，次式より求められる。

あれば，中央ボルトは，弾性体であるため固定度を失うことなく，原点指向型復元力特性となり SC 性能は実現でき
表２各試験体の性能― 96 ―

ト字型柱梁接合部のセルフセンタリング性能に関する実験的研究（a） N（a） SC-30-16（b） SC-30-M16（b） SC-50-16（c） SC-30-M20
図８

曲げモーメント−層間変形角関係 （１/1000 〜１/50rad）（c） SC-80-16
図９

曲げモーメント−層間変形角関係 （１/1000 〜１/75rad）る。iby2 以上であると除荷時において曲げモーメントに抵抗することなく原点を指向するがスリップは生じていない

梁フランジ端部からエンドプレート端部に移動するためため，転造ねじボルトによるエネルギー吸収が期待できる。に耐力上昇が起こる考えられるため，安全側を考慮するとiby2 を弾性限界とすると SC 性能付き接合部の最大曲Mby2 ≦ 0.8bMy が妥当であると考えられる。

げ 耐 力 は Mby2 と な り， 梁 降 伏 曲 げ 耐 力 と 比 較 す る と，SC-30-16 試験体では４割程度，SC-30-20 試験体では６割5.2

初期剛性程度とかなり低い値となる。設計において，iby2 以降は

図９，10 より，試験結果と Mby1，iby1，eiby1 の計算値を比曲げ耐力が一定となる Tri-linear 型復元力特性で設計す較すると各試験体とも正載荷時において若干低い値を示す

れば，Mby2 ≦ 1.0bMy で可能であるが，試験結果において，ものの，負載荷では良好に対応しており，ボルト初期軸力iby2 以降で耐力上昇が確認できる。これは，圧縮合力点がの増加に伴いエンドプレート回転剛性及び SC 性能付き柱― 97 ―高松隆夫・玉井宏章・小畑寛行・山西央朗る。しかしながら，T0 ＝ 1.0Tby であると，初期軸力導入時に，ひずみ流れ域に達する危険性があるため安全側を考慮して，T0 ＝ 0.9Tby とすれば，離間直後に転造ねじボルトが降伏し剛接接合部と同等の剛性が得られる。
降伏曲げ耐力は，最大曲げ耐力の 0.7 とし，M0 ＝ Mby1＝ 0.56Mby2 を目標にボルト径を選定する。

6．結論

本研究では，ボルトの性能に着目しボルト径及びボルトに導入する初期軸力を考慮した，SC 性能付き柱梁接合部架構の漸増繰返し水平載荷を行い試験結果と計算値の比較（a） SC-30-16から実用的な設計法を提案した。
その結果，以下のような結論が得られた。
１）SC 性能付き柱梁接合部の最大曲げ耐力は，Mby2 ≦0.8bMy となるボルト径で設計することで梁を過大設計することなく SC 性能を実現できる。
２） 初期剛性は，ボルト初期軸力は T0 ＝ 0.9Tby とすることで，最外列ボルト降伏曲げ耐力が離間曲げ耐力となり，剛接接合部と同等の初期剛性が得られる。また，高力ボルト設計と同様の設計が可能である。
以上のことから，SC 性能付き柱梁接合部架構は，転造ねじボルトで接合しているものの，初期軸力を降伏軸力ま（b） SC-50-16で導入することで高力ボルト設計が可能となり，せん断力はエンドプレートと柱フランジの摩擦で伝達させることができる。今後は，今回提案した設計法を十字型柱梁接合部に適用させ検証していく。

謝

辞本研究は，広島工業大学「高性能構造システム開発研究センター」（代表者高松隆夫教授）のプロジェクト研究の一環として実施されました。また，本研究を行なうにあたり，社団法人日本鉄鋼連盟「2005 年度鋼構造研究・教育助成事業（建築）」による学生研究助成，2006 年度財団（c） SC-80-16

法人古川技術振興財団奨学金の助成を使用させていただい図 10 曲げモーメント−エンドプレート回転角関係

た。また，2006 年度広島工業大学卒論生，山石健司，河内勇児，諸君の協力をいただきました。

梁接合部架構の初期剛性が上昇することが分かる。この剛試験体作製にあたりフルサト工業株式会社には，転造ね性の上昇は，図 10 から分かるように離間曲げ耐力に関係じアンカーボルトを提供していただきました。ここに記ししており，M/M0 ＝ 1.0 まではエンドプレート回転角は生て謝意を表します。

じず柱梁は剛接合となり，ボルト初期軸力の上昇に伴い早参 考 文 献期に Mby1 に達するため，図７に定義したエンドプレート回転剛性が上昇する。

１）高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，松尾彰：ノンスリッ

設計では，最外列ボルトの離間曲げ耐力を SC 性能付きプ型露出柱脚のセルフセンタリング性能に関する研接合部の降伏曲げ耐力とし，離間が生じるまでの初期剛性

究， 鋼 構 造 年 次 論 文 報 告 集， 第 13 巻，pp.173-180，は，剛接接合部と同じ剛性となるようにする。つまり，T02005．11＝ 1.0Tby とすれば M0 ＝ Mby1 時に転造ねじボルトが降伏す

２）會澤貴浩，山田哲，岩田衛：サステナブルビル構造シ― 98 ―

ト字型柱梁接合部のセルフセンタリング性能に関する実験的研究

演梗概集（関東），pp.597-598，2006．9

ステムの提案とその基本特性，日本建築学会環境系論

４）日本建築学会：鋼構造接合部設計指針，2006

文集，第 581 号，pp.109-116，2004．7
３）高松隆夫，玉井宏章，小畑寛行，松尾彰，山西央朗：

５）秋山宏：
3

転造ねじボルト接合された H 型鋼梁端接合部の復元力特性に関する実験的研究，日本建築学会大会学術講― 99 ―

鉄骨柱脚の耐震設計，技報堂出版，1985．