広島工業大学紀要研究編
第 57 巻（2023）81-86

論文

継手塑性ヒンジによる鋼梁の高剛性化に関する実験的研究
中村亮太＊ ･ 山西央朗＊＊ ･ 小松真吾＊＊＊ ･ 松田

頼征＊＊＊＊（令和 4 年10月28日受付）

Experiment study on push up stiffness for steel beam by means of Joint-Plastic-Hinge
Ryota NAKAMURA, Teruaki YAMANISHI, Shingo KOMATSU and Yoriyuki MATSUDA（Received Oct. 28, 2022）

Abstract
In practice, plastic-hinge is evaluated by perfect elastoplasticity type shown in Figure l （c）. But infact, the stress increases while bearing gentle slope after expressing full plastic endurance. And if
we use FA rank members which satisfy limitation of width-thickness-ratio, local backling will occur
by accumulating plastic deformation. Under the circumstances, we propose Beam-Joint-Plastic-Hinge
and aim for improving the evaluation precision of plastic-hinge. In this study, we focus on keepingbase materials elastic when we introduce Beam-Joint-Plastic-Hinge and explain the possibility loosens
limitation of width-thickness-ratio. We design the FC rank test specimen which is introduced BeamJoint-Plastic-Hinge is introduced. Next, we compare FA rank test specimen and FC rank test specimen.
Key Words: plastic hinge, frciton joint, hysteresis of restoring force characteristic, width-thicknessratioのの地震による繰返し塑性変形を想定する日本の構造部材

1 ．はじめにには利用し難い。

建築構造物における地震時曲げ応力分布より、部材端部

次に、上述した一般化塑性ヒンジと母材損傷型の挙動から塑性化領域が拡がり（図 1（a）参照）、塑性ヒンジが（強度、履歴形状）は乖離する。具体的には、幅厚比制限形成されるとみなす（以下、母材損傷型と記す）。これにを満足していても局部座屈による耐力劣化が表れる（図 1

対し、実務設計では部材端部に一般化塑性ヒンジを配置（c）参照）。さらに、塑性ヒンジ形成位置は柱フェイス位1）し、完全弾塑性で評価する （図 1（b）、図 1（c）参照）。

置とは限らず、精確に形成位置を評価することは難しい。

また、幅厚比制限値によって、部材の塑性変形能力を簡著者等は、塑性ヒンジ評価精度の向上に向けて図 2 に示便に評価し、局部座屈による耐力劣化を抑制している。一す、高力ボルト摩擦接合梁継手の滑り挙動を利用した回転般的に、梁降伏型の崩壊機構を目指すので、梁部材には塑機構（以下、梁継手塑性ヒンジと記す。）を提案してい性変形能力が保障されている FA ランクを使用する。一る2）。

方、FC ランク部材は全塑性耐力は期待できるが、塑性変

本論文では、梁継手塑性ヒンジの導入により、母材を弾形能力が保障されていないため、曲げ強度 ･ 剛性は高いも性に留められる点に着目し、母材に FC ランク部材を用い
＊

広島工業大学大学院建設工学専攻
広島工業大学建築工学科 准教授＊＊＊
島根大学建築デザイン学科 助教＊＊＊＊
工学院大学建築学科 助教＊＊― 81 ―

中村亮太 ･ 山西央朗 ･ 小松真吾 ･ 松田頼征

図1

実際の弾塑性挙動と評価

図2

梁継手塑性ヒンジても局部座屈を回避し、かつ軽量で高剛性化が可能である1625mm）、LR：載荷点から継手回転中心位置までの距離ことを静的部分架構載荷実験により示す。実験結果から、（＝1070mm）、LJ：継手最内ボルト間距離（＝70mm）、FC ランク梁を用いてもシステムとして十分な塑性変形能IG：梁断面二次モーメント、IB：ブラケット断面二次モー力が得られることを示す。また、梁継手塑性ヒンジのせんメントである。

断力－部材角関係で表れる二次勾配（上フランジ添板曲げ

2. 3剛性）を追跡するため、上フランジのみ接合した試験体で載荷実験を実施する。

図 2（b）に示すように、塑性域における鉛直変位 δ は、母材の弾性曲げ変形による鉛直変位 δP と継手回転量による鉛直変位 δR の累加である。継手2 ．評価式
2. 1

継手回転量評価式

位置で剛塑体として回転すると仮定

塑性ヒンジモーメント評価式

した場合、継手回転量と部材角の関図 2（b）に示す、梁継手塑性ヒンジが形成された時（以係は次の式となる。

下、崩壊時と記す。）の滑り位置における曲げ応力を塑性L

ヒンジモーメント MJ-u と定義し、次の式で表すことがで（3）

M J −uM
RP =RP = K  L  ( LJ −u− L )K  L  ( LRR − LJJ )（4）

LRRきる。
M J −u = nw  m    T0  h1 + n f  m    To  h J == L  ( R− RP )JL ( R − RP )（1）

ここに、nw, nf：ウェブおよびフランジのボルト本数、

ここに、R：部材角（￨RP|<|R|）、m：摩擦面数（＝ 2 ）、µ：滑り係数、T0：初期ボルト張RP：崩壊時部材角である。なお、力、h1, h：上フランジ中心から各ボルトまでの距離であ（3）式 の 適 合 条 件 は 塑 性 域（MJ ＝る。

MJ-u）である（図 3 参照）。

2. 2

弾性剛性評価式

3 ．静的部分架構載荷実験

図 2（a）に示す片持ち梁モデルについて、弾性剛性 Kは次の式であらわされる。尚、添板の付加、ボルト貫通孔

図 3 （3）式適合条件

3. 1

試験体による断面欠損は無視している。

断面積（重量）が同等な FA ランク部材（母材損傷型：

3 E

H-250×125× 6 × 9 ）と、梁継手塑性ヒンジを導入した

K=

3LJ LJ 
3
 LR −  L −  LR − 2 2 +IGIB

3FC ランク部材（Type I）の構造特性を比較する。FA ラ（2）ンク部材の梁断面積と同等となるように成、幅を調整してFC ランク部材の梁を設計する。梁継手塑性ヒンジによりこ こ に、L： 載 荷 点 か ら 柱 梁 節 点 ま で の 距 離（ ＝母材を弾性に保つため、図 2（b）の曲げ応力分布に対し― 82 ―

継手塑性ヒンジによる鋼梁の高剛性化に関する実験的研究

図4表1

断面諸量

表2

構造特性

表3

素材特性

FC ランク試験体梁継手詳細図て梁及びブラケットを弾性設計する。なお、ブラケットは性ヒンジの履歴形状で表れる二次勾配は、Type II の弾性幅を調整して存在応力に対して弾性を保持させる。

剛性で評価できると考えており、継手周辺のひずみ分布を明らかにする必要がある2）ので、図 5 に示す位置にひずみFC ランク梁試験体形状および断面諸量をそれぞれ図 4（a）、（b）及び表 1 に示す。図 4（b）に示すように、ブラゲージを設置した。

ケットに切欠き加工し、梁滑り位置のボルト孔を長く加工

また、FC ランク梁試験体の滑り位置におけるボルト孔することで、塑性回転による母材同士の接触及びボルト軸周辺の表面粗さを、粗さ計（小型表面粗さ測定器：サーフ部とボルト孔内壁の接触を防ぐ。また、表 2 に構造特性をテスト SJ-210）を用いて測定した。測定位置及び、測定示す。弾性剛性は Type I が母材損傷型の1.96倍となった。

方向を図 6 に示す。粗さ規格は JIS2001とし、評価長さはまた、塑性ヒンジモーメントは µ ＝0.45として算出してお12.5mm で測定した。測定した粗さパラメータは、算術平3）

り、ブラケット側の継手降伏曲げ耐力、最大曲げ耐力 お

均粗さ Ra、二乗平均粗さ Rq、最大高さ Rz、十点平均粗よび全塑性耐力は、表 3 に示す素材特性の値を用いて算出

さ RzJIS の 4 つである。表 4 に表面粗さ測定結果を示す。

した。また、フランジの滑り耐力比は0.67である。
FC ランク梁試験体についてはそれぞれ図 4（a）、図 4

表4（b）に示す、提案型である Type I 及び、同試験体で上フランジのみ接合した Type II の 2 種類について実験を実施する。Type I について、既報の実験で滑り面の損耗が著しいことにより軸力が大きく低減することで曲げ耐力が減少したという結果を示している4）。損耗を防ぐことで軸力の低減を抑えられることを推測し、本実験では接触圧分布面積（図 7 参照）の拡大を付加座金の設置により試みている。具体的には付加座金の大きさを PL-12-50×50とし、接触圧分布面積を可能な限り大きくした。また、梁継手塑― 83 ―

粗さ試験結果（平均値）

単位［µm］

中村亮太 ･ 山西央朗 ･ 小松真吾 ･ 松田頼征

図5

図73. 2Type II ひずみゲージ設置位置

図6

接触圧分布面積図8

実験方法

表面粗さ測定位置と測定方向

セットアップ

曲げ耐力は、全塑性耐力を下回り、保有耐力接合を満足し

図 8 に FC ランク試験体セットアップを示す。梁端部にない。しかし、これらの耐力に到達する前に梁継手塑性ヒ

油圧ジャッキにより荷重を加える。載荷は梁端部の鉛直変ンジが形成され、脆性的破壊は生じない。結果として、累位を制御値とし、部材角 R ＝1/150、1/100、1/70をそれ積塑性変形倍率は108.2となり、十分な塑性変形能力が得

ぞれ 2 サイクルずつ、R ＝1/50rad を 4 サイクル与える正られた。

負交番繰返し載荷とした。高力ボルトの軸力は、軸部に設

また、R ＝1/100rad までは、等方硬化則に模擬される置したひずみゲージにより計測し、設計ボルト張力を導入耐力の上昇がみられた。これは、写真 1 に示すように、下した。また、図 8 に示すように継手位置のフランジ上下にフランジ添板の滑り面で著しく状態変化が生じ、滑り面の変位計を設置し、得られた変位量から継手回転量を計測し幾何学的噛み合いによって滑り荷重が増大したためだと考た。Type II については、添板中央位置に設置したひずみえられる。写真 1 から、滑り面の損耗がボルト孔周辺で添ゲージの計測値を確認しながら、添板が降伏しない範囲で板の端まで生じている。これは、図 7 に示す接触圧分布面載荷した。

積に対応していた。滑り面の応力度に着目し、安定した滑り荷重の実現条件を追跡する研究は行われていない。今後

4 ．実験結果及び考察
4. 1

せん断力－部材角関係

図 9 （a）にせん断力－部材角関係を示す。また、一般化塑性ヒンジの曲線を青色で併記する。bi-linear 型の履歴形状が得られた。実験結果弾性剛性 Kexp は12.0kN/mm であり、K/Kexp ＝0.92となり、概ね実験結果と理論値の整合はとれている。
また、繰返しの変形に対して局部座屈が生じることはなく、バウシンガー効果もみられない。表 2 から、継手最大― 84 ―

写真 1

載荷後下フランジ添板の滑り面

継手塑性ヒンジによる鋼梁の高剛性化に関する実験的研究

図9図10

実験結果（FC ランク

実験結果（FA ランク：母材損傷型）

Type I：梁継手塑性ヒンジ導入）

図11

継手周辺のひずみ分布（Q ＝1.7kN）

は、上記の結果を踏まえて、配置するボルトサイズを小さ性ヒンジモーメントに到達した後に継手回転量が増大するくする代わりに、本数を増やす等の対応で、滑り面の応力ことがわかる。よって、一般化塑性ヒンジがもつ剛塑体と2）度を低減し、滑り要素実験 で得られた安定した滑り荷重して回転するという構造性能に対応している。
また、初期の塑性ヒンジモーメント及び、安定後の塑性の実現条件を追跡する。
一方で、表 5 より R ＝1/70rad 以降は、弾性域の幅がヒンジモーメントそれぞれに対して、（1）式によって得ら

図 9（a）で黄緑の丸で示す Qu の 2 倍と概ね近い値となっれる滑り係数を同図中に示す。ている。したがって、移動

4. 3

硬化則のみで評価可能であ

表5弾性域の幅と2Qu の比較（R ＝1/70rad 以降）

継手回転量－部材角関係

図 9（c）に継手回転量－部材角関係を示す。実験結果とり、図10に示す、母材損傷計算結果は概ね整合している。また、梁継手塑性ヒンジ回型の履歴形状よりも単純な転中心位置は上フランジ近傍である 2）ので、塑性ヒンジ形履歴形状が得られた。しか成位置は図 2 に示す位置であることが確認できた。した

し、図 9（a）で赤色の丸でがって、梁継手塑性ヒンジを導入することで、塑性ヒンジ示す、初期崩壊荷重（初め形成位置を明確に定義することができた。さらに、継手下て滑り挙動が発生したとき

端変位量から幾何学的関係によって、容易に回転量を算出の梁せん断力）は、表 2 にすることができ、（3）式から部材の塑性変形を精確に評価示す値よりもおよそ15％小することができる。

さい結果となった。より安二次勾配を考慮していない（3）式で、実験結果を追跡で定した履歴形状を得ることきたのは継手回転量による部材角に比べて、二次勾配によは今後の課題である。

る曲げ応力増大に伴う部材の曲げ変形による部材角が非常4. 2に小さいからだと考えられる。

継手モーメント－継手回転量関係

図 9（b）に継手モーメント－部材角関係を示す。継手

4. 4

上フランジのみ接合した場合のひずみ分布

モーメントが塑性ヒンジモーメントに到達するまでは、ほ図11に、梁せん断力 Q ＝1.7kN のとき（断面下側に引ぼ継手回転量が生じることなく曲げ応力のみが増大し、塑張ひずみが発生する曲げ応力の向き）の、継手周辺に設置― 85 ―

中村亮太 ･ 山西央朗 ･ 小松真吾 ･ 松田頼征

したひずみゲージ（図 5 参照）から得た、継手周辺のひず対する考察及び、梁端部の降伏により塑性ヒンジを形成さみ分布を示す。なお、フランジのひずみは上下それぞれ 2せる母材損傷型の履歴形状と比較し、以下の知見を得た。

枚ずつ設置したひずみゲージの計測値の平均値としてい（1）FC ランク梁断面を用いても、梁継手塑性ヒンジを導る。また、同図中に実験結果梁せん断力から算出した曲げ入することで塑性変形能力を確保できる。

応力と対応する、平面保持の仮定が成立するとしたひずみ（2）試 設計ではあるが、FC ランク梁断面を用いること分布を青色の直線で表す。 1 列目と 9 列目では、この直線で、母材損傷型に比較して、高剛性化が可能である一と垂直ひずみ分布は概ね対応しており、平面保持の仮定が事例を示した。

成立していると考えられる。

（3）梁 継手塑性ヒンジを導入すれば、R ＝1/100rad まで

また、各断面でひずみゲージ計測値の引張ひずみが最大は、等方硬化則に模擬される耐力の上昇がみられた値をとる位置を緑色の直線で結んでいる。Type II では継が、R ＝1/70rad 以上の変形下では移動硬化則のみで手位置で応力は上フランジ近傍に集中し、継手近傍のウェ評価できる単純な履歴形状が得られた。

ブや下フランジには応力が流れない部分があると予想して（4）梁継手塑性ヒンジを導入することで、塑性ヒンジ形成

2）いた 。図11から、継手近傍でひずみ集中が生じているこ

位置を明確に定められ、部材の塑性変形を継手回転量と、 5 列目と 6 列目の下フランジ付近でひずみが極端に小として精確に評価できる。

さいことから、想定していたひずみ分布に近い性状が確認できた。各断面で緑色の直線より上の領域のみに着目する

文献と、特に 1 列目、 2 列目、 3 列目、 8 列目、 9 列目についてはひずみ分布は概ね線形となっている。一方で、緑色の直線より下の領域では、断面下端に向かってひずみが小さくなっていることがわかる。

1 ）日本建築学会：鋼構造塑性設計指針，第 3 版第 1 刷，
2017. 22 ）中村亮太，山西央朗，小松真吾，松田頼征：

高力ボルト摩擦接合の滑りを利用した梁継手塑性回転以上のように、計測したひずみは離散的なデータではあるが、Type II における継手周辺のひずみ分布の性状が明らかになった。今後は、継手周辺のひずみ分布を考慮し、上フランジのみ接合した場合の弾性剛性（Type I における二次勾配）を追跡する。

について，鋼構造年次論文報告集，第29巻，pp710724，2021.11
3 ）日本建築学会：鋼構造接合部設計指針，第 4 版第 1刷，2021. 24 ）中村亮太，山西央朗，小松真吾，松田頼征：

梁継手塑性ヒンジの導入による幅厚比制限緩和の可能

5 ．まとめ性について，日本建築学会中国支部研究報告集，第45梁継手塑性ヒンジを導入した FC ランク梁の載荷実験に― 86 ―

巻，pp155-158，2022. 3