冷間ロール成形角形鋼管「トウテツコラム（TSC295）」技術資料東京製鐵株式会社本図書を無断で転載することを禁止します。目次s. 1．製品仕様の概要（1-5p） 2.技術資料2. 1.溶接施工要領(6-17p) 2. 2. 性能評価(18-38p) 3．設計施工法（39-40p）
1.製品仕様の概要
本製品は、主として建築構造物の柱材に使用する冷間ロール成形法により製造される角形鋼管であり、その製品の仕様は下記に示す通りである。 1．種類及び名称トウテツコラム(ＴＳＣ２９５) 2.製造法溶解・熱間圧延により製造された帯鋼を、冷間ロール成形法によって造管する。製造工程の概略は図－１に示す通り。 3．製品仕様の概要東京製鐵（株）社内規格「製品規格（鋼管）」による。なお、本仕様は（財）日本建築センター「冷間成形角形鋼管評価規準」に準拠している。
3… 1.化学成分
化学成分は表一1による。

2．全Nは窒化物型とフリーなNの和とする。 3．A 1等Nを固定化する元素を添加し、フリーなNが0. 006%以下であれば全Nは0. 009%まで合有できる。
3. 2.溶接特性
炭茶当量及び溶接割れ感受性組成は裘－２による。なお、炭茶当量、溶接割れ感受性組成は、次の式による。また、計算式に規定された元素は添加の有無にかかわらず、計算に用いる。炭素当量（%）＝C+Mn/6+Si/24+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/14溶接割れ感受性組成（%）=C+Si/30+Mn/20+Cu/20+Ni/60+Cr/20+Mo/15+V/10+5B
%)
3. 3.機械的性質
機械的性質は表一3による。
JIS  Z  2241（金属材料引張試験方法）－2011に規定する5号試験片に仕上げる。 2．降伏比の算出方法は以下式の通りとする。降伏比(%)=[降伏点又は0. 2%耐力(N/m㎡) /引張強さ(N/m㎡)] × 100 3. 4.シャルピー吸収エネルギーシャルピー吸収エネルギーは表一４による。
備考：溶接面を除く平板部分について試験を行い、吸収エネルギーは３個の試験片の平均値とすなる
3 , 5 ,寸法許容差
１）寸法許容差は表一５及び表一６による。ただし、辺の長さ、各辺の平板部分の凹凸、隣合った平板部分のなす角度及び角部の曲率半径を測定する位置は、角形鋼管の両端よりそれぞれ50mmを除く任意の点とする。
2．各辺の平板部分の凹凸及び隣合った平板部分のなす角度は、溶接の余盛部分を除いた位置で測定する。 3.曲がり許容差は、上下、左右の大曲がりに適用する。 4．板厚の許容差は、平板部分の溶接余盛部分を除いた部分に適用する。
備考：１．角部外側の曲率半径とは、角部外側中心における曲率半径をいう。 (図－２参照) 2。角部外側の曲率の測定は図に示す65度の範囲で測定する。 (図－ 2参照) ３。受渡当事者間の協定によって、曲率半径標準値より大きな曲率半径とすることができる。ただし、この場合の寸法許容差は表一６による。 4.寸法、質量及び断面性能ＴＳＣ２９５の寸法、質量及び断面性能は表一７の通りとする。質量及び断面性能の計算方法は下記による。 4. 1.断面形状表一7中の記号は図一1の通りとする。
4. 2.質量
単位質量の計算は、1cm³の鋼を7.85gとし、次式によって計算し、JIS Z 8401の規則Aによって有効数字3けたに丸める。角部の曲率半径の標準は、厚さの中心線で2. 0tとする。 W = 0.0157t ( H+ B - 3.716t ) = TSCの単位質量(kg/m) W = TSCの厚さ(mm) t H, B    =  TSCの辺の長さ(mm) 4. 3.断面性能の計算表一１の数値は角部外側が2. 5tの曲率半径を有する一線な円弧(1/4円)をなすものとして計算する。 (図－２参照)

2.技術資料
2. 1.溶接施工要領
1.適用範囲
本指針は、建築物の構造上主要な部材に「TSC295」を用いる溶接施工に適用する。本指針は、柱とダイアフラム，柱と柱及び柱又はダイアフラムとはりの溶接に関する共通事項を述べる。本指針に記載していない事項については、「2008年版冷間成形角形鋼管設計・施工マニュアル」り及び「建築工事標準仕様書JASS6鉄骨工事」²を参照下さい。 2．溶接方法の選択柱とダイアフラム、柱と柱及び柱とはりを溶接する溶接方法として、次の5種類の溶接方法を適用する。 ① C0₂半自動溶接② C0₂全自動溶接③アルゴンとCO₂を混合したガスを使用するマグ溶接の半自動溶接①アルゴンとCO₂を混合したガスを使用するマグ溶接の全自動溶接⑤被覆アーク溶接棒を使用したアーク溶接
3．溶接技能者の資格
表1に柱（角形鋼管）とダイアフラム、柱と柱及び柱とはりの接合部等の溶接に従事する溶接技能者又は溶接作業者(オペレーター)に必要な資格を示す。

4．溶接材料の選択
表2に柱−柱、柱−ダイアフラム溶接施工での適切な溶接材料の例を示す。

5．溶接施工条件
5． 1．溶接入数とパス間温度
表3に適切な溶接入熱とパス間温度を示す。

備考 1 :溶接入熱(H)は次式の通り。 H=(60×E×I)/V H:入熱量（J/cm）、I:アーク電流（A）、E:溶接電圧（V）、V:溶接速度（cm/min) 2:パス間温度の測定では、コラム径の中央位置で開先の端より10mm丹材側を接触式、若しくは非接触式温度計で次の溶接パスが通過するときの温度を測定する。 3:490N/mm²級ワイヤは予熱不要とする。一方、540 N/mm²ワイヤは水蒸源管理（開先内の鋳、溶接時のシールド性の管理等）のレベルの悪い場合は、50℃程度の予熱を必要とする。フラックス入りワイヤを使用する場合は、溶接材料メーカーに問い合わせ、水素源管理を厳格にした上で使用することが望ましい。
5． 2．溶接電流・アーク電圧
図1にCO溶接での適正な溶接電流・アーク電圧の範囲を示す。 5.  3.シールドガス流量、被溶接材-ノズル先端間距離表4に適正なシールドガス流量及び被溶接材−ノズル先端間距離を示す。

5. 4.層数
表5に入熱30kJ/cmにおける適正な柱−ダイアフラム−パネル溶接積層法の例を示す。
許容されるウィービング幅は、最大でも20mmが目安である。ウィービング幅は溶接面の開先幅－ (2～ 4mm)を目安とするため、開先幅が24mm以上では、図2の通り振分け溶接にすることが望ましい。
6.溶接姿勢
6. 1.通しダイアフラム形式柱と通しダイアフラムを溶接する場合の溶接施工方法を以下に示す。 1）斜め保持治具を使用した場合の通しダイアフラム溶接施工方法その1図3に示す通り、最初に柱の平板部各辺の1層目の溶接を行い、次に各辺ごとに平板部の多層盛り溶接を行う。続いて、治具によって45度傾け柱の各角部ごとにガウジングした後、角部を溶接する。溶接姿勢は平板部では下向き姿勢で角部は上り坂溶接で溶接施工する。図3　斜め保持治具を使用した場合の通しダイアフラム溶接施工方法　その1 2）斜め保持治具を使用した場合の通しダイアフラム溶接施工方法その2図4に示す通り、治具によって45度傾け、セラミックタプを取付けて、最初に各角部を溶接する。次に各辺ごとに平板部が平らになるようにガウジングした後、平板部の溶接を行う。溶接姿勢は平板部では下向き姿勢で角部は上り坂溶接で溶接施工する。図4　斜め保持治具を使用した場合の通しダイアフラム溶接施工方法　その2 3）斜め保持治具を使用しない場合の通しダイアフラム溶接施工方法その1図5に示す通り、最初に平板部の1層目の溶接を行い、その後平板部の両端の角部45度の位置にセラミックタプを挿入しセラミックタプの所から溶接を開始し、角部の上り坂溶接から直線部の下向き溶接姿勢へと連続して変化させながら溶接施工を行い、平板部の中央付近で反対側のセラミックタプから同様な溶接施工方法できた溶接部とつなぐ。このような方法で多層盛り溶接を行う。その後セラミックタブを取り外し、溶接開始端部を反円形上にガウジングする。これと同じ方法で他の辺を溶接施工する。図5　斜め保持治具を使用しない場合の通しダイアフラム溶接施工方法　その1 4）斜め保持治具を使用しない場合の通しダイアフラム溶接施工方法その2図6に示す通り、最初に直線部の1層目の溶接を行い、セラミックタブを取り付け、各辺ごとに平板部の多層盛り溶接を行う。次にセラミックタプを取り外した後、各角部ごとに角部をガウジングした後、角部の溶接は立て向き上進溶接から上り坂溶接、下向き溶接と溶接姿勢を変えながら多層盛り溶接を行う。斜め保持治具を使用した溶接施工方法において、角部の溶接積層方法は図7の積層方法に従うのが望ましい。セラミックタプ側から溶接開始し、上り坂溶接姿勢で運棒し角部頂点で溶接終了する。次に反対側のセラミックタプ側から溶接開始し角部頂点で溶接部をつなぐ。この繰り返しにより角部を多層盛り溶接する。 6. 2.外ダイアフラム形式外ダイアフラムを4枚の板から組立てる場合、図8の通り角形鋼管の隅角部で溶接線が重なる。その重なる部分の開先成形のため、ガウジング等を必要とする。柱（角形鋼管）とダイアフラムとの溶接として下向き溶接を採用するため、ピットなどがあり鉛直に柱を立てることが出来る製作工場で施工されるのが望ましい。
6. 3.内ダイアフラム形式(落とし込みダイアフラム形式)
落とし込みダイアフラム形式の内ダイアフラムと柱内面の溶接施工方法を次に示す。1つ目の方法は、図9（イ）に示す通り、コア部の中央を切断してダイアフラムを落とし込む方法で、横向き溶接を採用する。もう一つの方法は、図9（ロ）に示す通り、はりせいの異なる場合の柱とダイアフラムの溶接方法で、下向き溶接を採用する。また、落とし込みダイアフラム形式の内ダイアフラムと柱内面の溶接で、裏当て金と柱内面への組立溶接やダイアフラムと裏当て金との組立溶接については、まず内ダイアフラム取り付け位置に裏当て金を挿入して裏当て金組立溶接を実施し、その後ダイアフラムを挿入して所定の開先形状になるようにダイアフラムと裏当て金の組立溶接を実施する。
6. 4.柱継手形式
柱熊手形式の溶接施工方法を次に示す。1つ目の方法は、落とし込みダイアフラム形式の内ダイアフラムを溶接した後の柱同士の接合に使うもので、図9（イ）の通り、コア部の中央部を切断し、内ダイアフラムを挿入、溶接した後コア部分を溶接施工する方法で、自動又は半自動溶接を適用する。回転治具を使用しないで半自動溶接で施工する場合は、下向き溶接だけでなく角部は立向き溶接となる。立向き溶接の場合でも特に溶接止端部を形成するパスの溶接条件は滑らかな形状になるように選定することが望ましい。もう一つの方法は、建築現場で主として柱と柱を接合する場合に採用し、半自動溶接で溶接姿勢は横向き溶接とする。横向き突合わせ溶接は、一般的にウィービングは融合不良等の欠陥発生の防止の観点から適用せず、各パスそれぞれでオーバーラップのない溶接部を形成する必要があり、各パスを20kJ/cm以下の低入熱で溶接施工する。 7．その他の溶接施工方法7． 1．コラム柱シャフトのロボット溶接法7. 1. 1.組立精度図10に開先加工及び組立の形状を示す。表6に柱−ダイアフラムや仕口−ダイアフラム溶接の場合のおおよその許容範囲を示す。
7． 1． 2．裏当て金、コラム−ダイアフラムの組立溶接図11に裏当て金組立溶接の一例を示す。コラムと葉当て金の密着に配慮し隙間は1mm以下に取り付け、溶接は一辺2〜3か所とし、コラム角部には組立溶接は行わない。溶接ビードの長さは40mm以上ですみ肉サイズは4〜6mmの1パス溶接を行う。コラム−ダイアフラムの組立溶接は、コラム等閉鎖断面のため、組立溶接は開先内に溶接しなければならず、本溶接としてロボット溶接した溶接部と同等の品質の溶接部になるように施工しなければならない。図12に主としてコアの組立溶接で採用されている平板部を2ヶ所/面から3ヶ所/面の組立溶接を行う方法(方式1）と、大組立の組立溶接で採用されている角部を除く直線部を全長組立溶接する方法（方式2）と角部も含め全周組立溶接する方法（方式3）を示す。各方式の組立溶接では以下の点に注意を払うこととする。
方式1の場合
①組立溶接ビードは角部から20mm以上離し、溶接長として40mm以上の溶接施工とする。 ②組立溶接ビードのど厚は図13（イ）に示すように3mm程度を目標とする。 ③上面は下向き溶接、側面（2辺）は立向き下進溶接、下面は180度反転後に下向き溶接を行う。 ④組立溶接ビードとコラム開先部に小さな隙間が出来ない様に運棒する。 ⑤組立溶接の溶接開始・終了端の溶接ビード形状は、余盛高さが過大になったり過小になったり溶接ピード形状の凹凸が発生しがちである。このことを考慮し、滑らかな溶接ビード形状になるように溶接施工する。結果として急激な凹凸のある溶接ビード形状になった場合、グラインダー掛けによる整形を行う。
方式2及び3の場合
①方式1と同様、原則として上面は下向き溶接、側面（2辺）は立向き下進溶接、下面は180度反転後に下向き溶接を行う。 ②組立溶接ビードのど厚は3mm位を目標に図13の(ロ)のシーリングビードのようにルートギャップ部全幅を均一なビード形状になるように組立溶接する。 ③方式1と同様に、溶接開始・終了端の溶接ビード形状は滑らかな溶接ビード形状になるように溶接施工する。急激な凹凸のある溶接ビード形状になった場合、グラインダー掛けによる整形を行う。方式1、2及び3のいずれの場合も溶接は、拡散性水蒸発生が少なく、且ついずれの溶接姿勢でも良好などード形成可能な半自動炭酸ガス溶接法を適用し、ワイヤ径は1.2mmを使用するのが望ましい。
7. 1. 3.ロボット溶接
表7にルートギャップ6mmの場合の下向き姿勢での標準ロボット溶接条件の例を示す。図14に標準的なアークスタート位置を示す。コラムシーム部から50mm位のところをスタート位置とする。
【参考文献】 1）2008年版冷問成形角形鋼管設計・施工マニュアル（財団法人日本建築センター　平成20年12月） 2）建築工事標準仕様書 JASS6 鉄骨工事（社団法人日本建築学会　平成19年2月）
2. 2.性能評価
1.品質水準TSC295の品質確認のため、実施した試験の結果を以下に示す。 1． 1．機械的性質引張試験の結果を表1に、応力−歪み曲線を図1に示す。

化学分析の結果を表2に示す。

1． 3．炭素当最及び溶接割れ感受性組成
炭素当量及び溶接割れ感受性組成の結果を表3に示す。
1. 4.シャルピー吸収エネルギーシャルピー吸収エネルギーの結果を表4に、衝撃試験片の破面を図2に示す。シャルピー吸収エネルギーは3個の試験片の平均値とし、サプサイズの吸収エネルギーは標準試験片換算値である。
1． 5．品質水準のまとめいずれの項目も品質基準を十分に満足するものである。特筆すべきは、TSC295の母材を当社自ら製造することで、低降伏比（80％程度）を実現している点である。そのため部材の塑性変形領域が拡大し、有害な延性亀裂が発生しにくくなる。
2．溶接部特性
TSC295の溶接部特性を調査するために実施した試験の結果を以下に示す。 2． 1．試験体及び溶接施工条件溶接部特性を調査するために製作した試験体を図3に示す。溶接はCO,ガスシールドアーク溶接とした。溶接施工条件を表5に示す。通しダイアフラム材及び内ダイアフラム材はSN490B又はSN490Cを用い、溶接ワイヤは、JIS Z 3312:YGW18 (1.2φ)を用いた。
2．2．溶接部の引張試験十字継手引張試験の結果を表6に、試験片の破嫌状況を図4に示す。試験片採取位置を図5に示す。試験片は、JASS6 付則1.サプマージアーク自動溶接の承認試験3. 3. 6隅肉溶接の引張試験片を参考とし、裏当て金及び余盛りは残したままとした。
a) b) c) a)通しダイアフラム/平板部b)内ダイアフラム/平板部図4  十字継手引張試験片（口400×22）の破壊状況平継手引張試験の結果を表7に、試験片の破壊状況を図6に示す。試験片の採取位置は図5と同様とした。試験片は、JIS  Z  3121突合せ溶接継手の引張試験方法に規定される1A号とし、裏当て金及び余盛りは削り取った形状とした。
2． 3．落接部のシャルピー衝撃試験溶接部のシャルピー衝撃試験結果を表8に、衝撃試験片の遷移曲線を図7に示す。試験片採取位置は図8に示す。サプサイズの吸収エネルギーは標準試験片換算値である。
[]内は未換算データを示す。柱−柱継手試験体
2． 4．溶接部特性のまとめ
溶接部を含む引張試験片は母材又は熱影響部での破断であった。全ての引張試験において引張強さは、品質基準下限の400  N/mm²以上である。これらから、溶接部の保有耐力接合が確認出来た。溶接熱影響部(HAZ)のシャルピー吸収エネルギーはいずれも脆性的破断防止の指標！」である70J (0℃)以上であった。その理由はHAZ靭性を向上させる為に、脱ガス処理さらにTi添加（TiNによるy粒微細化・フリー窒素低減）しているためである。これらから、表5に示すような適正な溶接方法及び溶接施工条件を選択すれば、溶接部の脆性的破断を防止出来るものといえる。 3．塑性変形性能TSC295を用いた柱部材の塑性変形性能を調査するために実施した試験について以下に示す。
3. 1.部材試験
TSC295を用いた柱部材の塑性変形性能を調査するために行った部材試験について以下に示す。
3． 1． 1．試験体及び溶接施工条件
試験体形状を図9に示す。試験体は、TSC295を2分割し、通しダイアフラムを溶接した試験体である。通しダイアフラムはSN490C(板厚40mm)とした。溶接はCO₂ガスシールドアーク溶接とした。溶接施工条件を表9に示す。溶接材料はJIS Z 3312 YG₩18を使用した。なお、溶接止端部のグラインダー仕上げは行っていない。降伏比の影響を検討するため、試験体は降伏比の異なる2グループの冷間成形角形鋼管を使用した。降伏比の低いグループはTSC295のスペックであり、以下Lシリーズと称する。降伏比の高いグループは、試験的にTSC295の成分系と熱延鋼板の製造条件を調整して降伏比を高くしたものであり、以下Hシリーズと称する。各試験体の実験パラメータを表10に、素材の化学成分及び機械的性質を表11及び表12に示す。図9   試験体形状
σ , :降伏点又は0. 28割力、σ , :引張強さ、YR :降伏比、EL :破断伸び、,E : 0℃での吸収エネルギー、
3. 1. 2.試験方法
試験体セットアップ図を図10に示す。載荷は両端をピン・ローラー支持とし、中央のダイアフラムに練返し力を与える三点曲げ加力とした。なお、軸力は導入していない。載荷方向は45°方向とし、試験温度は0℃とした。載荷は、試験体が破断若しくは荷重が最大耐力の90％に低下するまで加力した。載荷プログラムは、全塑性モーメント｡Mに対応する変形量｡δ ｡を基準に、予備加力とした0.5。δ ｡を1回、次に。δ ,の2, 4, 6, 8倍の変形量を各2回与える正負交番繰返し載荷を実施した。
3. 1. 3.試験結果
各試験体の実験結果を表13に示す。荷重-変位関係を図12に示す。Lシリーズ、Hシリーズともに□−400×22は延性亀裂を起点として脆性破断し、□−150×6、□−250×12の試験体は局部座届により耐力が低下した為、実験を終了した。部材の破壊状況を図13に示す。塑性変形性能は塑性変形能力及び累積塑性変形倍率で評価した。塑性変形能力は耐力低下の無い安定なループより得られた変位量を。δ 。で除した値から１を引いた値と定義した。累積塑性変形倍率はスケルトン曲線部分の塑性吸収エネルギーW。を90％に低下するまで塑性吸収エネルギーと認めた¥｡(0. 9)を無次元化したε η ｡(0. 9)、全てのループでの面積を合計したΣ ¥を｡ δ , • ｡ P ｡で除したε π λ 、全てのループでの変位Σ μ iを｡ δ ｡で除したπ λと定義した。累積塑性変形倍率の算出方法を図12に示す。図14に幅厚比と塑性変形能力の関係を示す。幅厚比が小さくなるにつれて、塑性変形能力は高くなる傾向が確認された。図15に幅厚比と耐力上昇率の関係を示す。耐力上昇率は最大荷重実験値｡P nnを｡Pで徐した値と定義した。各サイズともに、Lグループの方が耐力上昇率が高い傾向にあった。図16に降伏比と累積塑性変形倍率(εηε་τεηε)の関係を示す。累積塑性変形倍率（εηε་τεηε）は正負のεπ。の和とした。各サイズともに、しシリーズの方が累積塑性変形倍率(επετεπειε)が高い傾向にあった。図17に幅厚比と累積塑性変形倍率（ε η A）の関係を示す。累積塑性変形倍率（ε η A）は他社冷間成形角形鋼管(BCR)を用いた既往の研究かとほぼ同等の数値であった。
ws:スケルトン曲線部分の塑性吸収エネルギー
図14  幅厚比と塑性変形能力の関係
耐力低下の無い安定なループの変位量は以下のループより求めた。 □150-H (+): 4。δ 。 (+1回目)、□150-H (+):12。δ 。 (-2回目) □150-L (+) : 4。δ。(+1回目)、□150-H (+) : 2。δ ρ (+2回目) □250-H (+) : 6。δ 。 (+1回目)、□250-H (+) : 6。δ 。 (-1回目) □250-L（+）: 6。δ。(+1回目)、□250-H（一）: 6。δ。(-1回目) □400-H (+) ; 8。δ 。 (+2回目)、□400-H (一) ; 8。δ 。 (-2回目) □400-L (+): 8。δ。(+1回目)、□400-H (一): 8。δ。(-1回目) 3． 1． 4．部材試験のまとめ本実験は0℃、且つ応力集中する溶接止端部を残した厳しい条件で行ったものであるが、他社材(BCR)同等の累積塑性変形倍率を示した。したがって、TSC295を用い適正な溶接条件で施工された柱部材は、他社材(BCR)同等の塑性変形性能があるといえる。降伏比と累積塑性変形倍率について、従来の知見の通り有意な関係が確認された。図15の通り低降伏比材は耐力上昇率が大きく、累積塑性変形倍率が増大したものと推察される。TSC295を用いた柱部材の優れた塑性変形性能は、母材の生産から造管までの工程を自社で一貫して行い、降伏比を低く管理することにより実現されているといえる。さらに、当社では造管工程に新規開発されたFFXミルを採用しており、造管時の歪みが円周方向に均一になるため、部材の変形能力が安定して期待出来る。
3． 2．短柱圧縮試験
幅厚比が大きく、溶接部の破断が無い場合においては、塑性変形性能は局部座屈により支配される。 TSC295における幅厚比と局部座届の関係を調査するために実施した短柱圧縮試験について以下に示す。 3. 2. 1.試験体試験体形状を図18に示す。試験体端面の仕上げ加工面の精度は25 μ R ,程度、直角度は1.5/1000mm以下とした。素材の機械的性質を表14に示す。
σ , :降伏点又は0. 2%耐力、 σ 1 :引張強さ、YR:降伏比、EL:破断伸び
3. 2. 2.試験方法
試験方法模式図を図19に示す。試験は30MN大型構造物試験機を用いて単調圧縮加力を実施した。加力は、弾性域で予備加力を行い、偏心加力が無いことを確認した後、平押しで加力を実施した。歪みゲージの最大値と最小値の差が10%以内に収まることで偏心加力が無いものと判断した。歪みゲージは、平板部（材軸方向中央）に貼付した4枚を用いた。試験は、荷重が最大荷重の6割程度に低下した時点で終了した。
3. 2. 3.試験結果
圧縮試験の結果を表15及び図20に、破壊状況を図21に示す。各サイズ（幅厚比18～25）ともに局部座屈による耐力低下により終局を迎えており、シーム溶接部の破断は確認されなかった。図22に幅厚比と耐力上昇率の関係を示す。各サイズともに耐力上昇率（最大応力度/素材の降伏点又は0. 2&耐力）は1. 0を上回っており、鋼材能力限界以下での局部座屈は発生しなかった。
。σ , :降伏応力度、。σ … :最大応力度、。ε mx : σ πα :対応する最大圧縮歪みσ ,素材の降伏点又は0.2%耐力3． 2． 4．短柱圧縮試験のまとめ各サイズ（幅厚比18～25）ともに局部座屈による耐力低下により終局を迎えており、シーム溶接部の破断は確認されなかった。耐力上昇率（最大応力度/素材の降伏点又は0. 2%耐力）、各サイズともに1. 0を上回っている。したがって、FAランクのTSC295は鋼材能力限界まで塑性変形性能を発揮出来るものと判断される。
【参考文献】
1）鉄骨柱梁溶接接合部の脆性的破断防止ガイドライン（(財)日本建築センター   2006年6月) 2）斜め入力を受けた場合の建築構造用冷間成形角型鋼管の力学的性状に関する研究（遠藤良治　他(社)日本建築学会学術講演梗概集p687-690 1998年9月)
3.設計施工法
1.総則
1. 1.適用範囲本指針は、「トウテツコラム（ＴＳＣ２９５）」を、鉄骨造建築の柱材に使用する場合の設計施工法に適用する。
1. 2.関連基規準
本指針の設計法に記述されていない設計事項については、建築基準法、同施行令及び告示等並びにこれらに基づく「２００８年度版冷間成形角形鋼管設計・施工マニュアル」（日本建築センター　２００８年）及び関連する設計基準等を参照下さい。また、本指針の加工・施工法に記述されていない施行事項については、「建築工事標準仕様書・同解説ＪＡＳＳ６鉄骨工事」（日本建築学会　２００７年）及び関連する施工規準等を参照下さい。 2.材料本指針に適用する材料は「トウテツコラム（ＴＳＣ２９５）」とし、その種類の記号は表－１の通りとする。
溶接材料は「建築工事標準仕様書・同解説ＪＡＳＳ６鉄骨工事」（日本建築学会　２００７年）」による。 3．鋼材の基準強度及び溶接部の基準強度3． 1．許容応力度の基準強度許容応力度の基準強度（Ｆ値）は表一２の数値とする。
材料強度の基準強度は表一2の数値の1． 1倍以下の数値とすることが出来る。 3． 2．溶接部の許容応力度の基準強度溶接部の許容応力度の基準強度は表一３の数値とする。
溶接部の材料強度の基準強度は表一３の数値の１．１倍以下の数値とすることが出来る。
4． 1．部材種別と幅厚比の関係
4. 1. 1.設計ルート2に適用する幅厚比設計ルート２に適用する幅厚比は、表一４の通りとする。表一４　設計ルート２に適用する幅厚比
4． 1． 2．設計ルート3に適用する幅厚比設計ルート３に適用する幅厚比は、表－５の通りとする。表一５　設計ルート３に適用する幅厚比
4． 2．変形能力確保のための条件柱・梁の仕口・継手部が保有水平耐力時に破断しないように、当該部位の応力に乗じる安全率（α値）は表一６の通りとする。
※離手部が部材の塑性変形が予測される領域にある場合の最大曲げ強さの検討は、設計用曲げモーメントとして全塑性モーメントの1. 2倍に対して行ってもよい尚、継手部が部材の塑性化が予想される領域にある場合の検討には、上記括弧内のα値を用いることが出来る。ここで、継手部とは完全溶込み溶接以外の接合部、例えば高力ボルト接合部を指し、また、塑性化が予想される領域とは部材長の1/10又は部材せいの2倍以上までの部分程度をいう。冷間成形角形鋼管柱の耐力比確保に考慮すること。
5.加工・施工法の留意事項
冷間加工により特に角部の材料強度が上昇し、鋼材の延性が低下している等の理由により、ＴＳＣ ２９５を用いた鉄骨の加工・施工で特に留意すべき事項がある。一般的な事項は「建築工事標準仕様書・同解説   ＪＡＳＳ６鉄骨工事」(日本建築学会   2007年)に規定されている通りであるが、これらのうち重要な事項は溶接施工要領に記載する。 ＴＳＣ２９５は、平板都も冷間加工を受けており、この冷間加工による降伏点上昇を積極的に評価して、設計に適用する材料の許容応力度の基準強度（Ｆ値）を295N/mm²としている。従って、加工に当たってＴＳＣ２９５全体に熱処理等を行うと降伏点が低下してしまうので、このような熱処理は行ってはならない。