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Title 溶接柱梁接合部の最大曲げ耐力に及ぼす鋼材と溶接金属 の材料

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Title 溶接柱梁接合部の最大曲げ耐力に及ぼす鋼材と溶接金属 の材料
Title
Author(s)
溶接柱梁接合部の最大曲げ耐力に及ぼす鋼材と溶接金属
の材料特性の影響
吹田, 啓一郎
Citation
(2003)
Issue Date
2003-05
URL
http://hdl.handle.net/2433/84811
Right
Type
Textversion
Research Paper
publisher
Kyoto University
瞳
閣
時
瞳
溶接柱梁接合部の最大曲げ耐力に友ぼす
鋼材と溶接金属の材料特性の影響
鴎
課題番号
鷹
平成 1
3年度 平成 1
4年度科学研究費補助金(基盤研究 (
C
)
(
2
)
)
研究成果報告書
5年 5月
平成 1
研究代表者吹田啓一郎
(京都大学防災研究所)
自制脚棚酬酬[
I
M
I
I
9810059103
1
3
6
5
0
6
2
8
はしがき
本書は,平成 1
3年度から平成 1
4年度の 2年間に,日本学術振興会科学研究費の補助を
受けて行った研究課題「溶接柱梁接合部の最大曲げ耐力に及ぼす鋼材と溶接金属の材料
特性の影響」の成果をまとめた報告である.
研究組織
研究代表者:
吹田啓一郎(京都大学防災研究所)
研究経費
(金額単位:千円)
直接経費
間接経費
合計
平成 1
3年度
1
.800
。
1
.800
平成 1
4年度
1
.700
O
1
.
7
0
0
総計
3
.
5
0
0
O
3
.
5
0
0
研究発表
(
1
)学会誌等
1
.
吹田啓一郎:鋼構造ラーメン骨粗の耐震設計における梁端接合部の耐力要求値,
, 2003年 5月(掲載予定)
日本建築学会構造系論文集,第 567号
(
2
)口頭発表
1
.
吹田啓一郎:終局強度型耐震設計における梁端接合部の曲げ耐力要求値,
2号構造系, p
p
.
2
0
5
2
0
8,2002年 6月
日本建築学会近畿支部研究報告集,第 4
2
.
吹田啓一郎:終局強度型耐震設計における梁端接合部の曲げ耐力要求値,
日本建築学会大会学術講演梗概集(北陸) C
1構造 I
I
,
I p
p
.
6
7
9
6
8
0,2
0
0
2年 8月
研究成果
目次
第 1章 序
日
研究目的と概要… ・・
… ・・
.
.
.
…
.
.
.
.
.
・ ・
… ・・
.
.
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…
一
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.
…
・
・
…
・
…
・
・
…
.1
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
1
2 梁端接合部の最大曲げ耐力.…… ・・
.
.
…
…
・
.
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.1
H
H
1
3 鋼梁の動的繰返し載荷実験-…-… ・・
.
.
.
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.
.
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… ・・
…
一
.
.
.
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.
・ ・
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.
・ ・
…
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… ・・
…
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…
.
.
.2
H
H
H
H
H
H
H
H
H
1
4 梁端接合部の曲げ耐力要求値.....・ ・
"
…
…
.
.
.
.
.
.
・ ・
.
.
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.
.
.
.
.2
H
H
第 2章 鏑 梁 の 動 的 載 荷 実 験
ω
'
勺
4 6 17
4
i
画果
計結
験験察録
実実考付
1 i ? ﹄円 J
?ω?M
﹄
つ
つJ
第 3章 梁 端 接 合 部 の 耐 力 要 求 値
3
1 鋼構造ラーメン骨組の耐震設計における梁端接合部の耐力要求値....・ ・
.
.
.
.
.
・ ・
.
.
.
3
8
H
吹田啓一郎:日本建築学会構造系論文集,第 5
6
7号, 2
0
0
3
.
5
H
第 1章 序
1
.1 研究目的と概要
本研究は,角形鋼管柱と H形鋼梁を通しダイアフラム形式で溶接接合した柱梁接合部
の最大曲げ耐力に影響する因子の中で,特に鋼材と溶接金属が繰り返し塑性歪を経験す
ることによってそれぞれの材料の強度特性がどのように変動し,最大耐力にどのような
影響をおよぼすかを実験的に明らかにすることを目的とする.これを考慮すれば梁端接
合部の最大耐力評価の妥当性が高まり,ひいては設計で想定される崩壊機構の妥当性が
さらに高まることによってその信頼性が向上することが期待される.また,現実に梁端
接合部が示す復元力の大きさは梁の塑性回転の大きさと関係が深く,本研究で得られる
知見に基づ、いて,梁の変形能力から柱梁接合部の接合部係数の要求値を定量的に決定す
る手法についても考察を加えた.この点を明らかにした本研究の成果によって,梁端接
合部の設計が目標性能を明確にした設計の枠組みに適合することが期待される.
1
.2 梁端接合部の最大曲げ耐力
角形鋼管柱と日形鋼梁を通しダイアフラム形式で溶接接合した柱梁接合部が早期の破
断を防ぎ,材料の強度の上限まで十分に応力を伝達することができた場合,梁端接合部
の最大曲げ耐力は力学的な条件から計算することができる.
研究代表者の既往の研究[文献 1
Jから,この曲げ耐力の算定では,梁フランジ接合部
はフランジ鋼材の引張強さによって決まる最大曲げ耐力で得られ,梁ウエブ接合部は梁
ウエブの曲げによる塑性化と面外拘束されていない柱フランジの面外降伏耐力で決まる
全塑性曲げ耐力で得られると考え,その合計を梁端接合部の最大曲げ耐力と評価するこ
とができる.
1
.
3 鋼梁の動的繰返し載荷実験
繰返し曲げを受ける鋼梁に生じる最大曲げモーメントを調べる目的で,実大 H形鋼梁
試験体を用いた動的載荷実験を行った.この実験では梁端接合部の耐力要求値を確定す
るのに必要となる,梁に生じうる曲げモーメントの最大値を得ることを目的としており,
そのために溶接接合詳細,横座屈や局部座屈の不安定現象を防止する補剛などの措置を
とり,また地震時の応答挙動を再現した動的載荷により実験する.
部材回転角が同じであれば,梁の最大曲げモーメントに対して梁長さが大きく影響す
るため,一般的な中低層の鋼構造骨組を想定したときの平均的な梁長さ(スパン/梁せ
1
3
.
3
),一般的な建物で想定される中でも特に短い梁長さ(スパン/梁せい比 =
8
.
3
),
い比 =
の 2種類を対象とした.
1
.
4 梁端接合部の曲げ耐力要求値
本研究の実験を通じて,終局強度型の耐震設計される鏑構造ラーメン骨組の梁端接合
部の最大曲げ耐力要求値を決めるのに必要な実験情報が得られた.この結果に基づいて
耐震設計に必要とされる要求値を提案する.特に耐震設計において設計目標となる梁の
変形量に応じて,梁端接合部の耐力要求値を決定する枠組みを提案し,性能設計に適応
できる要求値の提案を行った.
参考文献
1
) 吹田啓一郎,田中剛:角形鋼管柱に接合される梁ウェブ接合部の曲げ耐力,
鏑構造論文集,第 7巻第 2
6号
,p
p
.
5
1
5
8,
2
0
0
0
.
6
.
2
第 2章
鋼梁の動的載荷実験
鴫
明
2
.1 実験計画
2
.1
.1 試験体の概要
輔
瞳
実験に用いた試験体の形状・寸法を図 2
.1に示す.試験体は,溶接組立 H形鋼柱と熱間
圧 延 H形鋼梁で構成される純ラーメン架構の柱と梁を取り出した T字型部分架構である.
今回の実験では,柱部材は弾性域に留め, 実験ごとに梁部材のみを取り替えることにし
明
たため,柱と梁は, ノンスカラップ工法を用いて工場溶接で梁端にエンドプレートを取
瞳
は BH-400x400x25X 25 (SM490) で,その長さは想定架構の階高 3000mmとし,梁部材
り付け, 現場でそのエンドプレートを柱中央部に高力ボルトを用いて接合した.柱部材
暗
鍋~筋o 22-φ24
キリ透
汁廿1/
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デ
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訂
F
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i
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9
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1
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内
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長
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AL-12X幻(lX800
/ P L U X M O× 糊
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え
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(
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t
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S
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断面
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瞳
明
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斗
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Z
ゆ
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/
/
: )
…
/ト
円
相1001 I
J
与│
¥牛 r J / ¥
図2
.1 試験体
4
(単位:mm)
は H-600x200X 1
1X 1
7(
S
S
4
0
0
) を用い,長さは想定架構のスパンの 1
/
2である 4000mm
とした.また,梁フランジは,アクチュエーターを取り付けるためのボルト穴をあけた
側を上フランジ,反対側を下フランジと呼んで区別する.柱部材は両端部でピン支持さ
れ,梁部材端部が加力点となる.これらの位置はいずれも想定架構が水平力を受けたと
きに曲げモーメント分布の反由点になり,水平力だけを受けたときの架構の応力分布を
実験的に再現することを意図したものである.また,本実験では試験体の取り得る耐力
の最大値になるべく近い値を得るために,ひずみ速度効果を考慮して載荷は動的に行っ
た.試験体を設計するにあたっても,通常より降伏比の小さな鋼材を使用し,耐力の低
下の要因となりうる要素を極力排除するべく,柱梁接合部にはノンスカラップ工法を採
用して早期破断を避け,梁部材には局部座屈防止のためのリブを配置し,構面外変形を
抑える拘束具を二箇所に取り付けるなどの措置を講じた.
2
.
1
.
2 材料特性
(
1
) 鍋材の断面諸元
実験に用いた梁と柱の断面諸元を以下に示す.
H-600X 200X 1
1X 1
7,SS400,梁
せい
DB =600mm(公称値)
フランジ幅
BB=200mm(公称値)
ウェブ厚さ
t
10.69+10.69+1
0
.
7
2
)
/
3=10.70mm
wB =(
フランジ厚さ
ら =(
16
.
6
5+1
6
.
4
1十 1
6
.
3
2
)/3=1
6.
46mm
ブイレット半径
r
f
B=22mm(公称値)
断面積
AB =134幼 cm2
断面 2次モーメント
I
7600cm4
B =7
断面係数
ZeBロ
塑性断面係数
ZpB =2
980cm
2590cm3
3
5
一瞬鵬瞬
(
2
) 素材引張試験
試験体の梁部材に用いた鋼材は同じ製造ロットのものである.梁部材に使用した鋼材
から, ]
I
S
Z
2
2
0
1
1
A号試験片を採取して行った素材引張試験結果を示す.試験片の,採取
位置の詳細は図 2
.
2のとおりである.
また,試験から得た上・下降伏点,引張強度,降伏比,破断伸びの平均値を表 2
.1に示
す.
時
ひずみ度の測定は試験片の中央に表裏 l枚ずつ貼付したひずみゲージによる.
各試験片の試験結果の一覧を表 2.2~ 表 2.3 に示し,応力度一ひずみ度関係を図 2.3~
珊
明
図2
.
4に示す.各図の左図は測定範囲の全体を示しており,右図は降伏点近傍を拡大し
て示している.
問
PL17.1
7
.
よ
PLl'
噂
ト則子1
i
i
関
三
P
L
l
l
.
.
!
四
咽
ロ
口
tこ l
PL
l
13
i
d
i
i
k
H
噂
PLl:-3
nSlA
号引張試験片
被厚
6
0
0シリーズH形 鋼 フランジ
間
ウェブ
t
=
1
7
m
m
t
=
l
l
m
m
3本
3本
m
)
図 2.2 素材引張試験片の採取位置(単位:m
輔
醜
聞
間
表2
.1 素材引張試験結果平均値
部位
上降伏点
(
N
/
m
r
r
t
)
下降伏点
(
N
/
m
I
T
I
)
引張強さ
(
N
/
m
r
r
t
)
降伏比
(%)
破断伸び│
(%)
梁フランジ
3
11
.2
2
9
8
.
9
4
8
1
.
2
6
2
.
1
2
5
.
6
梁ウェブ
3
4
2
.
4
3
3
3
.
6
4
9
3
.7
6
7
.
6
2
6
.7
間
間
間
6
輯
PL17-1
。
(kN/mm
0
.
5
輯
0
.
5
i
σ
(
附 /
mm2)
2
)
PL17-1
0.
4
0
.
4
0
.
3
3
0.
0
.
2
PL17-1
0
.
2
σy=
0.
2
9
8kN/mm2
0
.
1
1
1
。
!
。 0.5
伸び: 2
6
.
1%
1
1
.5
2
σbご 0
.
47
9kNI
蕊l
sl2
0
.
1
1/
。
V
。
0
.
1
ε
i
3
2
.
5
伸び: 2
6
.
1%
ε
0
.
2 0
.
4 0
.
5 0
.
6
.
3 0
PL17-2
。
(kN/mm
0
.
5
0
.
5
2)
i
σ
(
附 /
mm2)
PL172
醐
PL172
四
0.
4
0.
4
0
.
3
0
.
3
炉 (
0
.
2
0
.
2
σy=
O
.300kN/mm2
σbコ0
.
4
8
3kN/mm2
0
.
1
1
/
σb=
0
.
48
3kN/mm2
0
.
1
伸び: 2
5
.
1%
5
.
1%
伸び :2
。
。 0.5
1
1
.
5
2
ε
0
.
1 0
.
2 0
.
3 0.
.
6
4 0
.
5 0
ε
3
2
.
5
PL17-3
0
.
5
0
.
5
園
σ(kN/mm2)
0側
1
PL173
/mm2)
圃
0.
4
0.
4
0
.
3
0
.
3
PL17-3
0
.
2
0
.
2
σyこ0
.
2
9
8kN/mm2
σbコ0
.
4
8
1kN/mm2
0
.
1
1
1
σbコ0
.
48
1kN/mm2
0
.
1
伸び: 2
5
.
6%
5
.
6%
伸び :2
。
。 0.5
1
1
.5
2
2
.
5
ε
3
E
.
6
0
.
1 0
4 0
.
2 0
.
3 0.
.
5 0
図2
. 3 梁フランジの引張試験結果
7
圃
晦
鴎
瞳
圃
聞
PLll-l
。
(kN/mm
瞳
聞
睡
間
聞
σ│(kN/mm
0
.
4
仏31f
0
.
3
0
.
2
0
.
2
2
O
'
y=
0.
3
3
4kNl
腹n n
0
.
1
1
1
.
5
2
2
.
5
ε
3
。 0.1
oy
σ
(kN/mm
0
.
5
kN/mm2
伸び: 2
6
.
1 %
ε
0
.
2 0
.
3 0.
4 0
.
5 0
.
6
σi(kN/mm
2
)
0.
41
2
)
PL11-2
0.
4
I
O
'=
0
・
334kN/mm2
r
y
「
仏31j
0
.
3
0
.
2
0
.
2
2
σy=
0
.
3
34kN/n
阻 1
0
.
1
7
.
3%
伸 び :2
。
。 0.5
。
y
。
0
.
1
E
1
1
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2
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.
5
σb=
0
.
49
4kN/mm2
0
.
1[/
3
伸び: 27.
3%
ε
0
.
2 0
.
3 0.
4 0
.
5 0
.
6
PLll-3
。
(kN/mm
0
.
5
1
0(
kN/mm2)
2)
0.
4
PLlト3
0.
4
I
O
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0
・
333kN/mm2
y
0
.
3
回
0
.
2
0
.
2
σy=
0.
3
3
3kNl
盛 田}
2
0
.
1
0
.
1
[/
6
.
8%
伸 び :2
。
。 0.5
1
。 0.1
E
1
.5
2
2
.
5
oV
3
図2
. 4 梁ウェブの引張試験結果
晦
聞
b
PLll-2
川f
聞
。=0.494
0
.
1
[/
6
.
1%
伸 び :2
。
。 0.5
PLll-1
│叫功.334kN/mm2
回
間
2)
0.
4
fv
鴎
鴎
0
.
5
2
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8
σ
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b=
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49
3kN/mm2
伸び: 2
6
.
8%
ε
0
.
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.
3 0
.
4 0
.
5 0
.
6
国国明瞳曙瞳司圃司圃曙圃司薗司圃
表2
. 2 梁フランジの引張試験結果一覧
引張強さ
破断伸び
上降伏点
下降伏点
(
N
/
m
n
f
)
(
N
/
m
r
d
)
(
N
/
m
r
d
)
降伏比
(%)
プランジの 1
/
4幅位置
3
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6
.
6
2
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.
1
6
2
.
2
2
6
.1
PL17-2
フランジの 1
/
4幅位置
3
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.
6
300.3
4
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6
2
.1
2
5
.1
PL17-3
フランジの 1
/
4幅位置
3
1
6
.5
298.2
4
8
1
.3
6
2
25.6
記号
採取位置・方向
PL17-1
(%)
表2
. 3 梁ウェブの引張試験結果一覧
EW
上降伏点
下降伏点
(
N
/
m
r
d
)
(
N
/
m
r
r
U
引張強さ
(
N
/
mぱ)
降伏比
(%)
破断伸び
(
0
/
0
)
ウェブの 1
/
4
せい位置
3
4
1
.
3
334.3
494.4
67.6
2
6
.1
PLll-2
ウェブの 1
/
2せい位置
3
4
2
.
5
3
3
3
.7
4
9
4
6
7
.
6
27.3
PLll-3
ウェブの 1
/
4
せい位置
3
4
3
.
3
332.8
4
9
2
.7
6
7
.
5
26.8
記号
採取位置・方向
PL11-1
園明
一
(
3
) 試験体の断面性能
素材引張試験に基づく試験体の強度,同 IJ性の計算値を以下に示す.
国司圏直曙圃司闇曙瞳圃暗闇瞳薗喧瞳曙瞳噂園周
(
a
) 梁の塑性断面係数
ウェブの塑性断面係数
H
ブランジ(フイレツト部を含む)の塑性断面係数
Zp=Zp一
、み口 2980-860.2=2119.8cm-'
(
b
) 梁の全塑性モーメント
-降伏応力度
ウェブ
2
wσγ=3
.
40
tf
/
cm
2
フランジ .fσy=3
.
0
5
t
f
/
c
m
ウェブの全塑性モーメント
2
wMo
σy =860.2x3.
4
0xl0- =29.25tf.m
p =w
wZ
-o
p¥
wフランジ(フィレット部を含む)の全塑性モーメント
2
fM
2119.8x3.05xl0- =6
4
.
6
5
t
f
.m
p=fZp・fσ=
y
9
時
瞳
-梁の全塑性モーメント
M"
M"
"
"
9.25+64.65=93.9tf.m
P = ¥¥
'--P+J
-M
-P =2
",
明
晦
明
明
四
晴
暗
明
(
c
)Mpに対応する梁端本日対回転角
-曲げ変形による梁端相対回転角
L
o
3EI
B
3
7
2
.
5
x93.9xl0~ =0
.
0
0
7
1
5
r
a
d
3x2100x77600
b 玖=一二~ .
RM =
y
n
D
-p
-せん断変形による梁端相対回転角
s
f
i
v
Y
1 RMn
1
9
3
.
9
>
く1
02
ι 4
・=
・
=0.000513rad
GA
7
2
.
5
s
B LB 810x60.68 3
一一一・
ただし、せん断面積 As
w
B
(
D
t
j
B
)=1
.070x(60.0-2x1
.6
4
6
)=60.68cm2
B=t
B-2
.全塑性モーメントに対応する弾性相対回転角
玖
吹+sθv=0.00715+0.000513=0.00766rad
b
なお、実験における載荷制御変位はこの θ
yを基準に設定する. (
.
5
)
図2
明
間
明
Mm
,
,
,
,
,
Mp ~一一r­ ー司令噂由時ー ---甲ーーー四ー・・ーーー,
,
,
,
M
,
,
,
,
,
,
,
,
,
間
間
間
,
f
,
,
,
,
,
6
.
.
図 2.5 θ
〉の定義
聞
間
開
1
0
6
1
1
1
(
4
) シャルビー衝撃試験
梁部材のフランジ 1/4幅,ウェブブイレット中央部から JISZ 2002の Vノッチ試験片
を採取し,シャルピー衝撃試験を行った.試験片の採取位置を図 2.6に示す.また,試
vE と脆性破面率 Crから
験で、得た吸収エネルギ '
O
O
C吸収エネルギー vEo' 吸収エネル
T
sを得た.結果を表 2.4に,遷移曲線を図 2
.7に示す.
ギー遷移温度 VTE' 破面遷移温度 v
口
三
J
.
l
l
o
:
o
5
0
ウェプ・アイレット
中央部採取位置
フランジ採取位置
Vノッチ
Vノ
ウェブ
図 2.6 シャルピー衝撃試験片採取位置(単位:m
m
)
1
0
0
訳
、
〆
主50
e
o
:
も..
ωぅ
除
、
』
弘
J
8
0
o
4
0
T
e
m
p
e
r
a
t
u
r
e(
C
)
8
0
圃
8
0
ー
8
0
図2
.7 脆性-延性遷移曲線
表2
. 4 シャルピー衝撃試験試験結果一覧
採取位置
│ 品 (J)
フランジ
24.2
ウェブ・ブイレット
9.74
1
1
IT(OC) ITsCC)
vE
v
I25.06 I31.96
I 29.94 I 39.57
2
.
1
.
3 載荷計画
J
4EEE
fES
、
、、,,
載荷計画の概要
実験は,京都大学防災研究所耐震構造実験室で、行った.加力には動的アクチュエーター
を用い, 図 2
.
8に示すように,このアクチュエーターを試験体の梁先端部に取り付け,後
述する強制変位を試験体に加えた.
(
2
) 載荷履歴
本実験では,同一の強度・同 IJ性を持つ 4つの試験体を用意し,それぞれにアクチュエー
瞳
閣
した際に最終的に測定される耐力の大きさの違いを明らかにすることを目的としている
ためである.それぞれの載荷履歴は試験体の梁部材の全塑性モーメントに対応する弾
性材端変形角 θv=O.00766radを基準として,載荷振幅,及び繰り返し回数は以下のように
た
h
え
与
間
ターから異なる強制変位を動的に与えた. これは, 同一の骨組が異なる載荷履歴を経験
睡
瞳
・
・
ι
a
a
E E------ea
闇
い
-
蝿
,
....•..•...••••
,
関
..•
︿
輯
‘
閣
九
、
一
.
咽
~:
載荷装霊平面配置
間
m
)
図2
.
8 載荷装置セットアップ(単位:m
1
2
L1
:2
B
vx2cyc
1e,
4
吹x2cyc
1e
,
6
玖x2cyc
1e,
6
θ
γく
〉n
cy
c
1
e(標準変位載荷履歴:(文献 3
)
)
B
vx8
c
y
c
1
e
,
4
θ
'
)
'x8
c
y
c
1e,
6
θv
>
く8
c
y
c
1e,
6
θ
v刈 c
y
c
1
e
L2
:2
L
3
:4
θ
)
'xncy
c
1
e
,x
mycle
L-4:6d
ここで,実際にアクチュエーターに与えた変位は,上記の γ
θ から梁端の変位の予測値を
求め
2
θv
:78mm,
4
θ
γ
:140mm,
6θγ:203mmという値を用いた.
5
s,
それぞれの振幅での載荷周期は, 2
θv:1
.0
s,
4
θv:1
6
θ
γ
:2
.
5
sとなるように設定しており,
.
.
B
v:O
.
1
3
2
r
a
d
/
s
,
4
θ
γ
:O
.
1
5
7
r
a
d
/
s
,
6
θ
v
:
0
1
3
7
r
a
d
/
sと
それに対応する梁端の角速度の最大値は,2
なっている.
また, ncy
c
1
eとは試験体が破断にいたるまでその振幅で載荷を続けたことを表している.
l,L-2,L-3,L-4とした.
試験体名称は与えた履歴によって!頓に L
2
.
1
.
4 計測計画
(
1
) 計測システムの概要
荷重,変位,ひずみの計測には,アクチュエーター内蔵のロードセル,変位計および巻
き込み型変位計,ひずみゲージを用い,これら計測器から送られる計測信号は,動的ア
ンプと A/Dコンバータを介して,計測用
w
sに取り込んだ.
(
2
) 計測位置と計測機器
(
a
) 変位と荷重
変位,荷重の計測位置・計測機器とそれぞれの正方向を図 2.9に示す.図中の記号およ
び使用した計測機器は下記の通りである.なお、 ν
。はアクチュエーターの軸方向変位を
測定するもので,必ずしも梁端載荷点のたわみと一致するものではない.そこで別に外
lを測定し,梁の回転角を算出する際にはその値を利
部の変位計により正味の梁たわみ ν
用した.
ν
。:梁先端載荷点の鉛直変位
アクチュエーター内蔵変位計
円:梁先端載荷点の鉛直変位
巻き込み型変位計
η :下フランジ側柱梁接合部の鉛直変位
作動トランス型変位計
柱梁接合部の鉛直変位
作動トランス型変位計
ν
1
3
下フランジ側柱梁接合部の水平変位
作動トランス型変位計
仏:上フランジ側柱梁接合部の水平変位
作動トランス型変位計
U1
アクチュエーター内蔵ロードセノレ
円:梁先端の鉛直方向荷重
巻き込み型変位計:東京測器研究所製,DP-500C,測定範囲 500mm,分解能 O
.1
m
m
作動トランス型変位計:東京測器研究所製, SDP-50C,測定範囲 50mm,分解能 O.Olmm
S
D
P
5
0
/
5
0
m
m
、
帽
φ
l
('".~
一ー一一
(
"
4
、
f
町一トト加わ
.
.
‘.
4
S
変位計測位置
図2
.
9 変位計測位置(単位:m
m
)
関2
.1
0に測定変位と梁端相対回転角の幾何学的関係を示す.梁相対回転角と梁端曲げ
モ←メントは次式を用いて求められる.
梁端相対回転角
梁端曲げモーメント
ただし, θ~
。一
円一(円十円)/2
m 4000mm-(75+Dc/2)
a _v
(
ν
2十円)/2
1ソ
3725mm
Mm=
F
:
(
4000mm-(75+D
c/2)
)=
F
:.3725mm
=(u2-u1)/DB =(u2-u1)/600mm
1
4
Q
]
h
、
‘
ー
ー
句
.
.
.(
)
1
J
t
て耳司・..-
z
h
-
円
・ 』
h h hh
4000
図2
.1
0 測定変位と梁端相対回転角の関係
(
b
) 梁フランジ外面の材軸方向ひずみ
.1
1のよう
梁フランジ外面の材軸方向ひずみ分布を得るため,塑性ひずみゲージを図 2
に貼付した. ひずみゲージ
:東京測器研究所製, Y
F
L
A
5
-
日T
l
中:
東苗
ー眠罵::::::.:::::周買欄:::::.:::::岡四一:
STU日TI0ST9 ST8 ST
マ ST6 ST5 ST4 ST2
ST3
11110C司1111
西面
-
SBl SB4 SBラ SB6 SBで SB8 SB9 SBIOSBll
周
・
・
・C:::I・
・
・
眼:
:
:
:
:
J
・・割駆周・則正】・・ー:
日B3
│
亡
二
67予
歪ゲージ貼!者位置
2
.1
1 梁フランジ材軸方向ひずみ計測位置(単位:m
m
)
1
5
2
.
2 実験結果
2
.
2
.
1 実験結果諸量の定義
(1)データシートの内容
シート l 一試験体データ,載荷条件, (
a
)実験経過概要
(
a
) 実験経過概要
Mm/Mp一凡) 上に,各サイクル
・無次元化梁曲げモーメント-梁端相対回転角関係 (
(正負別)ごとの耐力の最大値を示した点をプロットしている.
・載荷履歴(縦軸:変位 θ
I
m
/
θ
y,横軸:時間)
シート 2 一
(
b
) 全体挙動,
(
c
) 破断面状況写真
(
b
) 全体挙動
・無次元化梁曲げモーメントー梁塑性回転角関係 (MnJM
(
}
p)
p-
κ
.無次元化梁曲げモ一メント一梁端相対回転角関係の骨格曲線 (M
m
/
.梁梁、の累積塑性回転角履歴(何エ θ
叱~)
(横軸は梁梁、端相対回転角)
・梁の履歴消費エネノレギー (
E
p ) (横軸は梁端相対回転角)
(
c
) 破断面状況写真
-載荷後の試験体の破断面の状態を写真で示す.
なお,各グラフのデータは以下の手順に従って求めたものである.
Mm
柱梁接合部位置での梁の曲げモーメント
Mp
全断面有効としたときの梁の全塑性モーメント
仇
:梁端相対回転角'
θp
梁端相対回転角 θm から弾性回転角成分久 =(θ~/Mp)XMm を差し引いて算出
{
}
s
梁端相対回転角仇の骨格曲線回転角
エθp
梁端相対回転角の塑性成分 θpを累積して算出する.また,
I
,
;
{
}
p を全塑性モー
vで基準化したものを累積塑性変形倍率 η
メントに対応する弾性材端変形角 θ
として,あわせて算出した.また,図中で示される最終値は,破断発生時のも
のである.
Ep
梁の履歴消費エネルギーは,実験から得られる Mm 一札関係の履歴ループP~ こ
固まれる面積に等しい.また, EPを全塑性モーメントに対応する弾性エネル
Eとしてあわせて算
ギー吸収久で除したものを無次元化履歴消費エネルギー η
出した.
1
6
間
目
(
2
) 骨格曲線の定義
間
は正・負両方向について得られ,骨格曲線回転角伐の最大値 θ
Jと最小値 θ
;を弾性材端変
間
図2
.
1
2に示すような手法により ,Mm/Mp-仇関係から骨格曲線を作成した.骨格曲線
形角 θ
vで基準化したものを変形能力の指標とする.
間
間
聞
間
開
開
m
開
a
・
:
, fb
間
D
m
EEEEEBBEEKEEEBEE-
m
図2
.
1
2 骨格曲線の定義
(
3
) 累積塑性回転角と累積塑性変形倍率の定義
梁の累積塑性回転角エ θ
pは図 2
.
1
3に示すように梁端相対回転角の塑性成分 θ
pを累積し
たものとして定義する.つまり ,Lθ=θ
θ
-P
-Pl 十 ・ 十 θ
-P
i十 θ
-p,l +
である.
什
梁の累積塑性変形倍率は,梁の累積塑性回転角を全塑性モーメントに対応する弾性材端
変形角で基準化したものである.
机 /M
p
,
s
a
,
,
'
,
,
間
聞
m
間
開
図2
.
1
3 累積塑性変形角の定義
間
1
7
(
4
) 履歴消費エネルギーと無次元化履歴消費エネルギーの求め方
以下の図 2
.1
4(
a
)に示すような MJFJ-4関係で固まれる斜線部分は,梁が塑性化した
ときに消費する 1ステッフ 分のエネノレギー AEpであり,履歴消費エネルギー Epはそれを
O
順に足していったものとして求められる.したがって,履歴消費エネルギーの定義は
4 4 M Pとなる.
.1
4
(
b
)に示すように定義すると ,Ep=Mp久/
2となる。
また,弾性エネルギー吸収を図 2
無次元化履歴消費エネルギー η
tは 11e=Ep/
えとして定義する.
Mm.i+J~'!!-
Mm
Mp
.'
・'"
,
.
.
.
.
,
..
.
.
.
m
-}・守司自‘向・ーーーー四
ト
一
一
,
,
,
,
÷
m
r
a
f
f
旦=
,,
,
,
a
Km
(
a
) 消費エネルギー増分 AEp
(
b
) 弾性限エネルギー E
v
図2
.1
4 履歴消費エネルギーの定義
間
1
8
B
m
輔
明
明
2
.
2
.
2 各試験体の結果
(1)試験体:L
1
鋼材:梁 (SS400) 刊
ox 200X 11X 17
加力方式:動的 (
2
θvx2cy
c
1e,
4
θ
'X2cy
c
1e,
6
θvx2cy
c
1e,
6
θ
γ〉
くn
cyc
1
e)
1
'
(
a
) 実験経過概要
L1
醐
図 2.15 無次元化梁曲げモーメント-梁端棺対回転角関係
s
i
n2~v x2+4~v x2+
68
yX 2
:~
9"/~v
2
0
圃
2
4
6
0
圃
1
0
s
e
c
図2
.1
6 載荷履歴
1
9
(
b
) 全体挙動
jl
MIIバfp
(
J
s(
r
a
d
)
L1
L
l
自
図2
.1
8 載荷履歴無次元化梁曲げモーメント
一梁端相対回転角関係の骨格曲線
図 2.17 無次元化梁曲げモーメント
一梁塑性回転角関係
200
η1240
L1
圃
5
ZFL
o
n
r
吋
・
,,
‘
、
2
ー
ん
E/
E
.
v
L1
.P
醐
F
480
1
.
5
1
5
0
~(J _
=
0
.
9
7
一
一
4
。
1
6
0
50
/
(
J
4
竺よ.J0
8
国 2.19 梁の累積塑性回転角履歴
0
8
醐
4
。
8
酬
80
AO
8
240
ooho
圃
。
1
0
0
a
。
=
1
0
8
.
9
EJE"=
3
0
2
.
9l320
M一
0
.
5
E~
160
6
t
=
1
2
7
.
6
1
400
図 2.20 載荷履歴・梁の履歴消費エネルギー
(
c
) 破断面状況写真
20
間
間
間
(
2
) 試 験 体 :L
2
0
0X 1
1X 1
7
6
0
0X 2
鋼材:梁 (
S
S
4
0
0
) H
加 力 方 式 : 動 的 (2
B
vx8
c
y
c
1
e
,
4
θv
x8cy
c
1
e
,
6
θv
x8cy
c
1e
,
6θγxncy
c
1
e
)
(
a
) 実験経過概要
間
間
間
間
国
圃
間
L2
田
鴎
国2
.
2
1 無次元化梁曲げモーメント-梁端相対回転角関係
聞
開
6
,
,
/
8
y
4 8
聞
聞
0
圃
圃
回
圃
間
¥
f¥
f
2
帽
2
4
6
。
図2
.
2
2 載荷履歴
2
1
(
b
) 全体挙動
pI
Ml
I
l
M
/~~
ザ
一
一
一
一
+
0
.
0
9
9
1
.
0
+
(
B
s(rad)
0
.
0
4
レノ←ー/
L
2
1
L-2
図2
.24 載荷履歴無次フじ化梁曲げモーメント
一梁端相対回転角関係の骨格曲線
図 2.23 無次フじ化梁曲げモーメント
一梁器性回転角関係
I
L
2
1別[ろ
200
2
E/
E
.
v
C
E=
1
.
4
7
6
Z
O
1
P
1
1
.
5ト
竺竺
Eぷ2 五
~
480
斗 400
160
1卜
イ320
100
一 240
ーー南町崎町ー-司-嶋‘巴
80
1
6
0
50
一 80
8
圃
4
。
4
~O
8
図 2.25 梁の累積塑性回転角履歴
。
幽
8
帽
4
。
1
O
…
/
O
p 0
4
8
.26 載荷履歴・梁の履歴消費エネルギー
図2
(
c
) 破断面状況写真
22
(
3
) 試験体:L
3
鋼材:梁、 (
S
S
4
0
0
) H
6
0
0X2
0
0X 1
1X 1
7
加力方式:動的 (
4
θ
γ xncy
c
1e
)
(
a
) 実験経過概要
M,
,
/
M
p
L-3
図2
.
2
7 無次元化梁曲げモーメント-梁端相対回転角関係
S
i
D4~, X D
6
4
2
0
圃
帽
輔
2
。
4
6
1
2
s
e
c
図2
.
2
8 載荷履歴
23
男摂材関ホダ
(
b
) 全体挙動
M"バfp
プ
一七十0.080
1
.0
8
r
a
d
)
s(
J
8
r
a
d
)
p(
0
.
0
4
欄
1
.0
1-型~
図 2.30 載荷履歴無次 yu化梁曲げモーメント
-梁端相対回転角関係の骨格曲線
図 2.29 無次ヌじ化梁曲げモーメント
梁塑性回転角関係
2
L3
l: ~l
(
r
a
d
)
200
240
η
醐
ZOq
p,
=
1
.
4
9
3
=
1
9
4
.
9
1
.5~
L
3
一-p
L欄
3
E/E
y
斗4
80
明4 =
司
1
4
9
0
1
.
8400
1
5
0
160
1ト
2
4
0
80
岨
8
320
1
0
0
圃
4
。
4
~O
8
図 2.31 梁の累積塑性回転角履歴
1
6
0
50
80
。
輔
8
帽
4
。
4
図2
.32 載荷履歴・梁の履歴消費エネルギー
(
c
) 破断面状況写真
謹量悪い筆墨轄庁
24
(
4
) 試験体:し4
鋼材:梁 (SS400) H-600X 200X 1
1X 1
7
加 力 方 式 : 動 的 (6
B
v>くncyc
1
e
)
(
a
) 実験経過概要
叱d
M川
J
θ~
(
r
a
d
)
L
4
図2
.33 無次元化梁曲げモーメント-梁端相対回転角関係
S
i
D6~XD
6
4
2
0
2
4
6
圃
醐
。
2
0
s
舵
図2
.34 載荷履歴
2
5
務務付町、伊
l
f/ll
w
/山
パ斗
M
m
ω
SF'
、
、
‘
'E
10
、
、
〆
ぐ
8
r
a
d
)
s(
〆-~---j'\ 8p (
r
a
d
)
1
.
0
帽
0
.
1
1
9
L-4
図2
.36 載荷履歴無次元化梁曲げモーメント
一梁端相対回転角関係の骨格曲線
図2
.35 無次元化梁曲げモーメント
一梁塑性回転角関係
2
2
0
0I
Ep
η1240
L4
エ
(
)
p
'
L
4
欄
L4
E/
E
.
v
同
4
8
0
(
r
a
d
)
1
5
0
1
.
5
~()
=
0
.
9
1
4
4
0
0
1
6
0
2
0
Ep=
9
0
.
6 3
EJ
E
.
v=
251
.9
1
0
.
5
5
0
0
8
4
。
4
。。
8
図2
.
3
7 梁の累積塑性回転角履歴
8
0
醐
8
同
4
。
4
。
8
.38 載荷履歴・梁の履歴消費エネルギー
図2
(
c
) 破断面状況写真
2
6
2
.
3 考察
2
.
3
.
1 載荷履歴と耐力の変化
今回の実験で注目した載荷履歴と耐力の変化の関係を見るために,実験で得られた各
試験体の曲げモーメント一回転角関係から,各サイクルごとの正側・負側で耐力が最大と
なっている点を取り出し,横軸にサイクル数,縦軸に無次元化梁曲げモーメントをとっ
.
3
9は試験体完J
Iに,図 2
.
4
0は振幅JjI
Hこブ ロットしたグラフであ
たグラフを作成した.図 2
O
る.
また,それぞれの試験体について,各サイクルでの耐力の最大値と、直前のサイクノレで
の最大値とを比較して,変化した割合 (
九
) をプロットしたグラフを図 2
.
4
1に示す.
1
.5
6
.
‘ -A
1
.3
嶋 崎
1
0
.
7
5
0
.
5
0
.
5
一← 4e
0
.
2
5
2
8
(
(
(
(
+
+
一
+
)
)
一~-6e
自
>
<
2
0
0
.
2
5
1
3
5
7
9
1
1
E
R
W
U
J
温置関
国
蝿
1
3
1
.
5
1
1
1
、A
一←
6
.
-
1
3
6
e(+)
6
e(一)
1
A
0
.
7
5
0
.
5
0
.
5
¥
0
.
2
5
0
1
9
1
.
3
1
0
.
7
5
7
5
唱k
~ャ、
[
j-
3
1
.5
L-3
下?
0- 6665
1
.3
0
M一
日
情
→4e
--66e
0
叩
0
.
7
5
1
聞
+
)
→-60 (
20 (
一
)
+
4
0(
ー
)
A- 6
0(
一
)
--)(姻・
M一
日
直属、薗贋一園田直 Eい
温贋叫誼
Fし
+
)
一-20 (
+
)
-← 40 (
〆十
0
.
2
5
+
)
一← 4e (
→
ー
伊 4e (
一
)
3
5
7
9
1
1
1
3
0
1
A
3
5
7
9
1
1
L-4
1
3 15
図2
.3
9各試験体ごとのサイクル数(横軸) と耐力の最大値(縦軸) の関係
27
護
瞳
これらのグラフから明らかな特徴として,次の 3点が挙げられる.
1
) 同じサイクルでの正側と負側とを比較すると,負側のほうが常に大きな耐力を示す
.なお, 1'
"
'
'3サイクルの間の耐力の変化率で、は正側のほうが大きくなっている.(
図2
.
3
9
)
2
) 同ーの振幅を複数回繰り返した場合には,その振幅での最初の 1'
"
'
'3サイクルの間で
耐力の変化率が最も大きく,この間に一定の値に達した後は破断や局部座屈などによっ
図
て耐力が低下するまではほとんど耐力変化は見られなくなり,安定する傾向にある. (
)
2.41
3
) L-1,L-2のように徐々に振幅の大きさを変化させていく場合と, L-3,L-4のように
はじめから大きな振幅を与えた場合とを比較すると, 1'
"
'
'3サイクルまでの聞の耐力変化
率は後者の方が大きくなる. しかし,その後も同じ振幅で繰り返し載荷を続けると,最
終的にはどちらも同程度の耐力に収束していることがわかる. (
図2
.
4
0
)
上記 3点をまとめると
といえるが,
1'
"
'
'3サイクルまでの聞は直前の履歴の違いが耐力にも表れる
同じ振幅について 3サイクル以上繰り返した場合,耐力の大きさはほぼ振
幅によって一定の値に決まっている.
1
.
5
1
.
5
29
1
.2
5
1
.
2
5
ー +
ー
ー
+
即
日
←ー一小
.
.
.
+
守
合
69
49
記
民
1
.
2
5
+ハ…‘ 4ト
1
1
0
.
7
5
0
.
7
5
0
.
7
5
0
.
5
0.
5
0.
5
0
.
2
5
0
.
2
5
0
.
2
5
2 3 4 5 6 7 8 9
。
l e μ 0
3 5 7 9 1
1 1
3 1
5
2
1
3 4 5 6 7 8
図 2.40 各振幅ごとのサイクル数〈横軸)と耐力の最大値(縦軸)の関係
28
20
'耐力の変化率!(話)j
1
5
一
ー
-
-L
・1
(・)
/
2
9
1
.3
(
)
/
4
9
L
2
(
+
)
/
2
9 … ゅ … 1・1
(
+
)
/
6
9
- - L2
(
・)
/
2
9 ・ー+… L
1
(
)
/
6
9
L-1
(+
)
/
4
9 … 唖 … l2
(
+
)
1
6
9
.
.
.
・
- L-l()/49 ・ー骨...L-2(-)/69
---.8L
2
(
+
)
/
4
9一
・-a-・
-L-4(+)/69
一 申
--t:ト-
幽
戸噌 -
圃
糊
句 作
欄
5
1 2 3 4 5 6 7 8 9 1
0
図2
.
4
1 サイクノレ数(横軸)と最大耐力の変化率(縦軸)の関係
2.3.2 既往の実験との比較
以下では, 1996年から京都大学防災研究所耐震構造実験室で行われた実験(文献
4,
5,
6 ;付録 2参照)について,各試験体の示した耐力の最大値を振幅ごとにプロットし
.42,図 2.43,図 2
.
4
5
) 及び各試験体の骨格曲線(図 2
.
4
4
) を作成し,本
たグラフ(図 2
年度の実験と比較を行った.なお,過去の実験結果と耐力の比較を行う際,各試験体ごと
に梁の長さが異なるため,横軸の指標に梁端相対回転角凡をそれぞれの全塑性モーメン
トMpに対応する弾性相対回転角久で無次元化した値を採用して比較を行っている.表
2.5,表 2
.
6に得られた数値をまとめている.
図2
.
4
2より,動的に載荷したものと静的な載荷のものとを比較した場合,動的な載荷
を行ったものの方が最大耐力の値は大きく出ていることがわかる.スカラップ形状の違
いに注目した場合は,他の工法に比べてノンスカラップのものが高い耐力を示している
.
4
3
)
(
図2
2
9
また,過去の実験では,主に実際の建物の柱梁接合部の挙動を再現することを目的とし
ていたため,試験体に使用される鋼材にも通常のものを使用し,冷開成形角型管柱及び
熱間圧延 H形鋼梁を用いて,通しダイアブラム形式で、溶接接合を行っていた.しかし,今
回の実験においては,柱梁接合部の最大曲げ耐力の必要値を評価するという目的から,動
荷荷
載載
的的
動静 ι
線線
実破
局⋮⋮
M
レ
脳
陣
関
陣
M.
.
I
M
.
. ~実線:動的載荷
1
.6~-ー…川
被線?静的載荷
1
.
2
圃
1
.2
0
.
8
0
.
8~一一
一一一一;
"."...・・ー・悶 ーも・".".ーー・ーー..・ーーーーーー ι凶匂・...
門
0
.
4~I - ~~~~.
1一 一 一 一 一 一 一 ー 一 . ..~一一一一.........1
直置早川薗置が菖
E君
子
甑
但
ヂ
ー
ー
ー
ι
01 1-
←
4001θ~/Bv
8
圃
8
図 2.42 載荷方法の違いによる最大耐力の比較
〆
M 'M_ 実 線 ノ ン ス カ ラ ッ プ
1
.
6F~.~~.~:~.~...~ 破線スカラップ有り
M
ノンスカラップ
バ1M : 実 線c:スカラップ有り
.
6r-:~.~":.~:~:P...;破線
ー1
1
.2~....…司ー
醐
0
.
8
田
0
.
4
四
1
.
2
0
.
8
0
.
4
θ~/~,
8
間
聾
図 2.43 スカラップ形状の違いによる最大耐力の比較
睡
瞳
『
ι
0
.
4
四
凡/~, I
4
巴
即
30
8
匿罪陸軍人瞳彊
的載荷・降伏比の小さな鋼材・ノンスカラップ工法・局部座屈,構面タト変形の防止等の処
置を行っているが, それらの効果によって本年度の試験体は, どの振幅においても以前
図 2.44,図 2
の結果と比較して,ほぼ最大の耐力値を示している. (
.
4
5
)
全体的に見ると,試験体や載荷方法等の違いがあっても耐力の最大値の差はO.22M
p程
園
度である.
1
.
5
ト
1996
----A
一
一 1
998
一一昨… 1
999
ー十一 2
001
0
-
胸
1
.
0
囲
0
.
5
•
圃
6 4 2
圃
帽
圃
圃
回
w
国
醐
1
.496
図 2.44 無次元化梁曲げモーメント
2
0
.
5
1
.
0
1
.
5
図 2.45 各振幅での最大耐力の比較
梁端相対回転角の骨格曲線による比較
聞
間
開
表 2.5 各振幅での最大耐力の比較(平均値)
振幅
6
4
2
2
4
6
関
国
間
調
間
組
全体
1
.3
5
7
1
.
2
9
0
1
.1
1
9
1
.0
7
8
1
.
2
2
9
1
.
2
8
6
静的
1
.3
1
8
1
.
2
6
2
1
.0
9
6
1
.
0
5
2
1
.1
9
7
1
.2
4
6
スカラップ。 ノンスカラップ。
動的
…1
.
4
4
1
1
.4
38
1
.3
1
7
1
.3
4
4
1
.2
6
8
1
.3
4
6
1
.1
6
7
一1
.
1
0
5
1
.1
5
8
1
.1
3
2
1
.
0
6
6
1
.1
1
0
1
.2
89
1
.2
1
0
1
.2
7
8
1
.
3
5
8
1
.
2
5
5
1
.3
6
3
本年度
1
.4
7
0
1
.
3
6
8
1
.
1
5
6
1
.
1
0
5
1
.3
0
9
1
.3
9
7
表 2.6 各振幅での最大耐力の比較(標準偏差)
振幅
6
-4
2
2
4
6
全体
0
.
1
4
0
0
.
1
1
1
0
.
0
9
6
0
.
0
9
7
0
.
1
0
7
0
.
1
2
7
静的
0
.
1
5
8
0
.
1
2
8
0
.
1
0
9
0
.
1
0
8
0
.
1
2
1
0
.
1
4
1
動的
0
.
0
4
0
0
.
0
2
2
0
.
0
1
8
0
.
0
2
4
0
.
0
2
0
0
.
0
3
8
3
1
スカラップ ノンスカラップ。
0
.
1
5
7
0
.
0
3
3
0
.
1
2
4
0
.
0
2
7
0
.
1
0
7
0
.
0
2
7
0
.
1
1
0
0
.
0
3
0
0
.
1
2
0
0
.
0
3
8
0
.
1
3
7
0
.
0
3
7
p
本年度
0
.
0
2
7
0
.
0
1
5
0
.
0
3
8
0
.
0
4
7
0
.
0
2
9
0
.
0
2
9
間
間
間
四
聞
国
国
•
目
薗贋圃聞
障
2
.
4 結論
現在の耐震設計では,盛時構造建物の耐震性能を確保するために地震エネルギーを吸収す
る構造要素として梁が利用されている.大きな地震動に対して梁の塑性化に伴うエネル
ギー吸収機構を保持するためには,終局時の梁の曲げ応力より柱梁接合部の最大曲げ応力
が大きくなるように設計されなければならないが,本研究では理想に近い試験体・実験装
置を使用することにより,そうした接合部設計の際に必要となる,鋼梁の示しうる応力の
上限値を実験的に求め,また既往の実験結果と比較することによりその値の妥当性を検討
した.
また,その際に載荷履歴の違いが梁の示す耐力の大きさに与える影響に注目し,従来の
実験で標準型の載荷履歴として採用されてきた
2吹x2cycle4伐x2cycle
,
6久x2cycle
,
68
ncycle (文献 3
)型の載荷履歴が,梁の最大耐力
vx
ラ
を検討する際に採用され得るものなのかという観点から評価を行った.
ここで得られた知見を以下に示す .
梁の耐力は各振幅につき 3サイクル目までにほぼ最大値に達する.繰り返し回数がそ
れよりも少ない場合は耐力が上限値まで上昇しない場合がある.
載荷履歴の違いは,その振幅での最初の 3サイクル目までの耐力の上昇率に現れる.
それ以前の振幅での耐力上昇が上限に達していなかった場合,次の振幅での初期の耐力上
昇率は大きくなる.
十分な繰り返しを行った場合,梁の最大耐力はほぼ振幅によって決定される.本実験
同
で得られた値では,振幅が 2θyのときは1.20Mp' 4
B
yのときは1.38Mp'6
θ
yのときは
1
.50M
p となっている.
このように,本研究により,変形の大きさによって異なる接合部係数の値を決定するた
めの基礎資料を得ることができた.現在の設計指針にある接合部係数 1
.20は,今回の実
験では 2θyという変形量に相当しているが,それよりも大きな変形を想定する場合には,
限
接合部係数がさらに大きな値となることを本研究の結果は示唆している.
内
三
盗E鷹
3
2
瞳彊靖国
参考文献
E清
涼
0
01
.
2
) 日本建築学会:鋼構造接合部設計指針, 2
1)日本建築学会:鋼構造限界状態設計指針, 1
9
9
8
.
d
r
3
) 建設省建築研究所-鋼材クラブ耐震性能共同研究:銅構造物の耐震保有性能評価のた
めの標準試験方法と評価基準の提案,標準化研究会研究報告書, 1
9
9
4
.1
2,p
p
2
0
6
曙阻噴
4
) 中島正愛,立山英二,森迫清貴,吹田啓一郎:通しダイアブラム形式で角形鋼管
.工場溶接形式(梁 :H柱に接合される H形鋼梁の砦性変形能力に関する実大実験(その 3
・-一薗置費
ML
6
0
0X2
5
0X 1
2X2
5試験体に対する実験),鋼構造論文集,第 4巻第 1
6号
,p
p
5
9
7
4,1
9
9
7
.
5
) 吹 回 啓 一 郎 , 田 村 匠 , 森 田 周 平 , 中 島 正 愛 , マ イ ケ ル ・ D・エンゲ、ノレハート:ノ
ンスカラップ
工法と RBS工法による柱梁接合部の塑性変形能力(改良型溶接柱梁接合部
の実大実験ーその1),日本建築学会構造系論文集,第 5
2
6号
,p
p
1
7
7
1
8
4,1
9
9
9
.1
2
.
6
) 田村匠,鋼構造柱梁溶接接合部における塑性変形能力の向上に関する実験的研究:
修士論文
2
0
0
0
.
m
m
陽
園
3
3
睡蓮⋮自彊箇冒頭醤ヨ
付録1.研究の背景資料
-r
鋼構造接合部設計指針 J 日本建築学会 .
2
0
0
1より
(
a
) 梁端接合部の耐力を決めるための接合部係数について
梁端部が柱梁接合部で、岡 IJ接合され,地震に対する終局時に梁の塑性変形を利用する場合
,梁端接合部は梁部材に要求される塑性変形能力を確保するのに必要な耐力を保有するよ
うに設計する.必要に応じて鋼材,接合詳細,施工方法の条件を指定し梁端接合部の曲
げ耐力は以下の式を満たすものとする.
I
A
d
U
2
5
αbMp
記号
バ;fZ/梁端接合部の最大曲げ耐力
bMp
α
梁の全塑性モーメント
:梁端の接合部係数。
梁の呂標性能と接合部の特性に応じて決める値で¥
)の僚とする.
個別に検討を行わない場合は以下の表(付表1
付 表 l 個別に検討しない場合の接合部係数
鋼種
S
S
4
0
0
S
M
4
9
0
S
N
4
0
0
S
N
4
9
0
接合部の最大耐力を決める破壊形式
母材の破断
高カボルトの破断
1
.5
0
1
.4
5
1
.4
0
1
.3
5
1
.4
0
1
.3
5
1
.3
0
1
.2
5
(
b
) 既往の実験データに見られる回転角と梁端曲げモーメントの関係
主に兵庫県南部地震以降に行われた梁端接合部の実大実験結果で,溶接欠陥のあるもの
などを除外した 1
9
2体から得た最大曲げ耐力と梁の塑性率の関係を以下に示す. (付図1)
これから次のような点が明らかである.
3
4
i)実験の最大曲げ耐力にはかなりのばらつきが見られるが,塑性率 4以上のものでは最
大耐力が1.2以上のものが大半である.本指針で歪硬化による耐力上昇の標準値として採
麗腫⋮瞳腫
用した, ~二1. 2 は概ねこの最低値に相当する.
並)
S
S材 や S
M材と比較して、
S
N材の実験では最大曲げ耐力のばらつきが小さい.これは
N
材の方が接合部係数を小さく設定できることを示し
材料強度の変動を考慮、したときに S
ている.
この実験データでは OOC未満の低温や動的載荷によるものを除いているが,それでも梁
ん直贋直 E5国
の長さと梁せいの組み合わせや載荷履歴のような耐力上昇率や梁端回転角の要求値の大
きさに影響する因子の異なるものが混在しており,同じ変形性能に対して示される最大耐
力のばらつきが大きい.
8
θmaxiOp
付図 l 梁端接合部の最大耐力と梁の最大変形角
3
5
一つ一⋮⋮p ♂ ⋮ ﹂
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Mmax/tlWp
1
2
購
付録 2
.過 去 の 実 験 で 使 用 し た 試 験 体
以下に本実験の考察時にデータを使用した過去の実験について,用いられた試験体と実
験の行われた年度,名称,載荷方法,鋼材,スカラップ形状,エンドタブ形状,ダイアフ
)
ラ ム 厚 を 示 す . (付表 2
なお,鋼材の分類における 1~4 の記号は,同一番号の試験体には同一の鋼材を用いて
製作されていることを示している.
国司
E 直贋
付表 2 過 去 の 実 験 で 使 用 し た 試 験 体 の 概 要
二薗贋直 E
,園置いや一週聞
購醤園町醤 E
直属竃贋
面開一面聞
関
回
No. 年 度
1
9
9
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2 1996
9
9
6
3 1
4 1
9
9
6
5 1996
6 1996
7 1996
8 1
9
9
6
9 1
9
9
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1
0 1
9
9
6
1
1 1996
1
2 1996
1
3 1996
14 1
9
9
6
名前
載荷方法
SB6Z3KyJ
静的
SB6
Z3Ky2D 動 的
Z3F-Ky3D 動 的
SB6
SB6Z7Kyl
静的
SB6Z7-Ky2D 動 的
SB6
Z7F-Ky3D 動 的
SB6A3巴 Kyl
静的
SB6A3FKy2D 動 的
SB6
A7FKyl
静的
SB6
A7F・Ky2D 動 的
SB6B3F・長yl
静的
S B6B3F帽 Ky~D
動的
SB6B7FKyl
静的
SB6B7FKy2D 動 的
鋼材
由
幽
皿
由
陣
田
醐
スカフツブ。形状 エンドタブ ダイアブラム
従来型(JASS6) スチール
28mm
従来型(JASS6) スチール
28mm
従来型(JASS6) ブフックス
28mm
従来型(JASS6) スチール
32mm
従来型(JASS6) スチール
32mm
従来型(JASS6) フラックス
32mm
フラックス
28mm
改良A型
フラックス
28mm
改良A型
フラックス
改良A型
32mm
ブラックス
32mm
改良A型
フラックス
28nlm
改良 B型
改良 B型
ブブックス
28mm
改良 B型
フラックス
32mm
改良 B型
フラックス
32mm
1
9
9
8
1
9
9
8
1
9
9
8
1
9
9
8
S
I
S2
S3
SCl
静的
静的
静的
静的
2
2
2
2
ノンスカラップ。
ノンスカラッフ。
ノンスカラッフ。
従来型(JASS6)
1
9 1
9
9
9
20 1
9
9
9
2
1 1999
S4
S5
S6
静的
静的
静的
3
3
3
ノンスカアップ
ノンスカアップ
ノンスカラップ
22
23
24
25
Ll
動的
動的
動的
動的
4
4
4
4
ノンスカラップつ
ノンスカアップコ
ノンスカラップ
ノンスカラップ
1
5
1
6
1
7
1
8
2001
2001
2001
2001
1
之
L3
L4
36
スチフナ
スチアナ
スチフナ
スチフナ
第 3章
梁端接合部の耐力要求値
匿事一睡
鋼構造ラーメン骨組の耐震設計における梁端接合部の耐力要求値
E3
FLEXURALSTRENGTHDEMANDFORBEAM-TOCOLUMNCONNECTIONS
醐
川
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INEARTHQUAKERESISTANTDESIGNOFSTEELMOMENTFRAMES
吹田啓一郎*
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網構造ラーメン骨組,柱梁接合部
H形鋼鏑梁,曲げ耐力,動的載荷実験,載荷麗歴
領域の大きさ等から得られる αの要求値が鏑構造限界状態設計指
1.序
梁降伏型の鋼構造ラーメン骨組が梁の塑性化による耐震性能を発
針・同解説1)(1998年)や鋼構造接合部設計指針 2)(2001年)に
樺するためには,梁端接合部の破断を防がねばならない.最近の地
示されてきた.後者は標準的な髄を α口
1
.20としているが,その解
震被害を契機に梁端溶接部の破断現象に関する研究が進められ,鋼
説では,既往の実験の最大耐力に α が1.20を越えるものが多く
材の破壊靭性や溶接の接合詳細が早期破断に関与することが示され,
あることから.さらに大きな耐力が必要であることも想定され,こ
これを防止する対策が提案されてきたこれらの対策が十分にとら
の標準値は暫定的な性格を持つとしている.また.既往の実験には
れたとして,地震動により高い応力を受けても破断しない接合部と
破断により阜く終局に達した場合や,梁の局部座屈あるいは亀裂の
するための条件のひとつに,マク口な耐力の条件として梁端接合部
進展などにより耐力が低下した場合など,終局状態の異なるものが
悶より
の 最 大 曲 げ 耐 力 戸u を梁に生じる最大曲げモーメント bMn
混在していて最大耐力には大きなばらつきが見られ,必ずしも梁が
大きくする(1)式が考えられる.
負担しうる最大の曲げモーメントを示しているとは隈らない.
バ
.
f
u主
bMmax
梁に生じる最大曲げモーメントの大きさは塑性域における鍋材の
(
1
)
梁端接合部が全強接合であれば接合部は梁と同等の耐力を持つので
応力一歪関係に基づいて決まるが
(1)式の条件は満足される.だが実際の柱梁接合部では,梁ウェブの
張強さに近い高応力,高歪領域での繰返し挙動を理論計算や,数値
これには履歴依存性があって引
スカラップによる断面欠損,柱鏑管壁の局部変形,ウェブを高力ボ
解析で精度よく追跡するのは難しく,また地震入力の非定常性を考
ルト摩擦接合とする場合のすべりなど,全強とならない理由があっ
えると梁端が受けるであろう変形の履歴を予測することも容易では
ては}式の条件が満たされるとは限らず,耐力の検討が必要である.
ない.そこで,本研究では中低層の平均的な規模のラーメン骨組を
梁端接合部に必要な最大曲げ耐力〆u の下限を定めるためには,
想定し,載荷履歴の異なる H形鋼梁の動的実験を行い,変形の大き
梁の変形に応じて決まる梁の最大曲げモーメントを定量的に知るこ
さに応じて地震時に生じうる梁端の曲げモーメントの最大値に関す
とが必要である.梁の全塑性モーメント bMpを基準に最大曲げモー
る定量的な情報を得ることを試み,曲げモーメントが最大に至るま
α bMpと表したとき,想定される梁端の塑性化
メントを bMmax=
での履歴の条件を探ると共に,その結果から梁端接合部の曲げ耐力
本論文は文献 1
21
.3
)の発表に追加実験結果を加えて整理したものである
*京都大学防災研究所地譲災害研嬬桝 助初受・工博
Ass
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38
国曙瞳曙陸曹科医題国軍瞳罵陸軍
塑性化した梁が負担しうる最大の曲げモーメントを知る目的のた
要求{産を導く考え方について考察した.
めに,次の 1)'"4
)の点を考慮して梁の曲げモーメントが低下する
2
. 実験方法
)
要因を排除し,逆に梁の曲げモーメントが増大しうる要因として 5
2
.
1 試験体と載荷装蓋
'
"6
)の条件を与えた.
1X 17 (鋼種 88400) で,想
試験体の梁断面は H-600x200x1
1
)局部座屈の防止:梁のフランジとウェブの局部座屈発生をできる
定スパン Lは 8mと 5mの 2種類とした.これは文献 3
)の調査によ
だけ遅らせるために,梁端から 150mm間痛で板}事 9mmのリブを
る中低層骨組の平均的な梁の大きさ,すなわち,梁せいが D=500""'
5カ所に隅肉溶接で取り付けた.
600mm,スパン/梁せい比が LID=1
2
"
"
'16という値と比較すれ
2
)横座窟の防止:梁の構面外変形を防ぐため,梁の 2箇所に変形を
ば,梁せいは平均的であり,スパンについては 8mが平均的な値で,
拘束する治呉を設けた.また治具と梁の間は銅製の口ーラー・ベア
5mはかなり短い部類に入る.この梁断面のプロポーションでは,
リングを挟み,拘束部分の摩擦はほとんどない(函 2).
ウェブの塑性断面係数 Zωpの全断面の塑性断面係数 Z に対する比
3
)梁端接合詳細と溶接条件:梁はエンドプレート(鋼種 8M490,板
が0
.305である.この値が小さく,ウェブに対して相対的にフラン
厚 50mm) にノンスカラップ工法で溶接しており,スカラップの
ジの酎力が大きいほど歪硬化に伴う応力上昇は顕著になると考えら
ウェブ欠損による曲げ耐力低下は生じない(図 3).フランジの完全
J
I
8細
れるが,幅厚比による種別が FAに分類される既製の H形鋼 (
溶込み溶接はワイヤに YGW-11,φ1
.2mmを使い,溶接電流 280A,
幡や外法一定)を見ると Z
.
.
.
j
Z
.
1
5
"
"
'0.4の範囲にあり,この
W
P
'
-Pが 0
電圧 30V,入熱 2000J/mm以下,パス簡温度は 250'C以下で 6窟 11
試験体の梁断面はその中で中間的な値であるから,標準的な結果を
パスとし,溶接金属の強度と十分な溶込みの確保に盟意した.裏当
与えるものと考えられる.
て金は 2分割したものを使い
エンドタブは閤形タブを用いた.
この梁を柱 (H-400x400x25x25,8M490) に接合して T字
4
)柱の局部変形の防止:柱は曲げ耐力が梁の 2
.
2倍の H形断面であ
形の部分架構とし,片持ち梁の白出端に繰返し載荷した(図1).柱
り梁の最大耐力まで柱は弾性に留まる.また梁の端部は高力ボルト
ヘ瞳量購箇周画問自
は両端でピン支持され,梁材の実長(内法スパンの半分) Lbは,標
(F14TM22,設計ボルト張力 299kN) によるエンドプレート形式
13.3,Lb
ID=6.21),短梁の S
準梁の Lシリーズが 3725mm (LID=
で柱に接合され(図 3),鋼材の引張強さで決まる梁の最大曲げモー
シリーズが 2225mm (LID=8
.
3
3,LbID=3.71
) の 2種類である.
メントが梁端接合部に作用しでも高カボルトは離間せず,またエン
ドプレートは弾性域に留まる.したがって,一般的な角形鋼管柱と
の接合部に見られる柱鏑管壁の局部変形による曲げモーメント伝達
)の条件と合わせて,梁端接合部は全
効率の低下はほとんどなく, 3
強かつ剛接合とみなせる.
表 1 梁材の機械的性質 (
J
1
8Z
2
2
0
1lA号による)
1
自
閉
似
し
か
い 自贋 斗
5
2
スヂフナ(PL・9
)
』¥
ヘ¥
¥梁端エシドプレート接合(詳細は図的
∞
町 、 柱 :B
H
4
0
0
x
4x
2
5
x
2
5,SM490
ヱシドプレート
高カボルト
図 1 試験体と載荷時の支持・拘束条件
(単位 :mm)
図 3 梁端接合部の詳細
(単位:mm)
2
2
F
1
4
T
M
2
2
100
試験体 H形鋼梁
(
勺
)
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(dF)
白贋一面開
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ローラー・ベアリシグ φ35
国 2 構笛外変形拘束治具
m
(単位:mm)
8
0
4
0
・
0
4
0
Temperature(OC)
図 4 梁材の衝撃試験結果 (
J
1
8Z
2
2
0
2V ノッチによる)
39
8
0
5
)載荷速度:動的載荷とし,後述の 3種類の振幅に対して正弦波に
直前の小さい振幅履歴の影響と,当該振幅における繰返し数の影
.
0
8
.1
.
5
8,2
.
5
8に設定した.梁の最大回転角速
よる載荷の周期を 1
響を明らかにする必要があると考え,図 6に示す 4種類の載荷履歴
度は Lシリーズで 0
.
1
3r
a
d
/
8,8シリーズで 0
.
0
8r
a
d
/
8程度で,既
を実験変数として採用した.静的な材料試験結果による梁の全塑性
往の数値解析で予測された強震動を受ける骨組の最大層間変形角速
yは梁の弾性曲げせん
モーメント Mpは 921kN-m.変形の基準量 θ
度 4)と同等のレベルである.
.00766r
a
d
. 8シリーズが
断変形による計算健から Lシリーズが 0
6
) 鍋材の機械的性質:梁の鏑種は中低層建物に広く使用される
0.00513radである.履歴 1は最大振幅を 60Y とする文献 6
)の標準
400N/mm2級で,文献 5
)の統計資料によれば強度の高い他の鋼種
型,履歴 2は一定振幅繰返し下での最大曲げモーメントの収束状況
よりも降伏比が低く,塑性変形に伴う歪硬化による応力の上昇が比
を調べるための多数回繰返し型(振幅は躍歴 1と向じで,各振幅の
較的大きい鋼材である.日形鋼梁の素材引張試験結果を表 1に示す.
繰返し数は 8田),履歴 3と 4はそれぞれ小さい振幅を経験せずに
)の平均値 66.5% (標準
フランジの降伏比は 62.1%であり,文献 5
4sy,6θyの大きな振幅だけを破壊まで繰り返す履歴である.
編差 6
.51%)よりもかなり低い.またシャルビー衝撃試験で得られ
各履歴を前述の周期の正弦波で与え,最大振幅では試験体が破断
た脆性一延性遷移曲線を図 4に示す. O
o
Cの衝撃値は梁フランジが
に至るまで載荷した .Lと Sの 2シリーズに 4種類の履歴を l体ず
2
4
.
2
J
. フランジとウェブの交差部が 9
.
7
4
Jであり,比較的,破壊
つ載荷し,合計 8体の実験を行った.以下では実験名として梁の長
靭性が低い鏑材である.
さを示す L,8の後に履歴型の番号を付け, Ll,81などと呼ぶ.ま
2
.
2 載荷履歴と実験変数
た初載荷の方向を正載荷,これと反対方向の載荷を負載荷と呼ぶ.
梁端接合部の破壊挙動や変形能力を実験的に評価するのに,結果
:
j
;
:
y阿
川
'
J
川
の相互比較を容易にする目的で標準化された載荷履歴が提案されて
) それは,図 5に示すように梁端の曲げモーメント M が全
いる 6
壊性モーメント Mpに達したときの梁の弾性相対変形角 θyを基準量
とし,その偶数倍の振幅で 2回づっ繰返し載荷する.耐震性能評価
:
j
:
y川川剛山川八八八J
を目的とするとき地震力は繰返し作用することが基本にあり,劣化
や破断の前兆を確認しながら安定した履歴を呈しうる変形の限界点
を把握するのに適しているとの理由でこの載荷履躍が推奨されてい
る.だがこれが本研究の目的である繰返しにより到達しうる最大
でY
M
脚川川川町川│
の曲げモーメントを得るのに適しているかは明らかでない.
+6
+4
+2
ザOy 0
M
O
。
θ
y
冊
(a)振幅の基準量 Oy
:
:
l
l
J
X
l
u
f
f
X
j
l
f
V
J
V
¥
v
v
v
x
j
f
j
u
j
u
v
2
4
6
(
b
)漸増振幅型の繰返し載荷
図 5 繰返し載荷履震の標準型
アクチュエータ
の載荷軸
載荷中の梁と載荷点治呉の材軸
正載荷時
Mm = P十
0
.
0
4
L
;
ι
0
.
0
4
(
r
a
d
l
負載荷時:M m =P-.L~
図 7 梁端曲げモーメントの計算
~8
車量購!?じ
40
梁端曲げモーメント一回転角関係
3
. 実験結果
ほど最大曲げモーメントが大きくなる中で,その変動には各履歴に
3
.
1 履歴曲線と終局状態
共通するパターンが見られる.
L1 (e) は各披幡で 2サイクル載荷していて,第 1サイクルから
梁の変形は試験体全体の変形から柱およびエンドプレートの変形
を 除 い て 得 ら れ る 梁 だ け の 回 転 角 θm で示す.梁の曲げモーメント
第 2サ イ ク ル の 間 に 約 5%上 昇 し て い る . こ の よ う な 載 荷 初 期 の 顕
の 計 算 で は , 載 荷 点 の ピ ン と 梁 材 軸 の 開 の 偏 心 を 考 慮 し , 国 7に示
著な上昇は,すべての実験に共通して観察される.上昇の上躍は,
す よ う に 載 荷 点 で 測 定 さ れ た 荷 重 P に,正味の距離 Lnを乗じて梁
各 振 幅 で 8回繰返し載荷した L2 (
0
) から分かる.載荷初期に L1
端 の 曲 げ モ ー メ ン ト Mmを求める.ここで ,Lnは梁端エンドプレー
と L2で 若 干 の 耐 力 差 が 見 ら れ る が , こ れ は 全 体 か ら 見 て 僅 か で あ
トの外面から載祷軸に下した垂線の長さで,その値は実験から得た
り,試験体の国体差とみなせる. L2も第 1サ イ ク ル か ら 明 瞭 な 上 昇
梁部材回転角の塑性成分と,荷重P か ら 計 算 さ れ る 梁 お よ び 載 荷 治
が 観 察 さ れ て 第 3サイクルまで続き,その後は定常状態に至る.一
呉 の 弾 性 変 形 に よ る 回 転 角 の 和 か ら 算 出 し た . 得 ら れ た Lnは梁の
定 振 幅 の 繰 返 し に 伴 う 上 昇 は3聞の繰返しまで顕著に現れる現象で,
変 形 角 に 応 じ て 最 大 で 梁 長 Lbの 3%ほ ど 増 減 し て お り , こ の 影 響
それ以後の繰返しでは実質的に上昇していない.
L3 (.&)は振幅 4θyだけで載荷した場合で,第 1サ イ ク ル の 値 は
を考慮したことで一定振幅の繰返しによる定常状態の最大曲げモー
L,
l L2よりも明らかに小さい.その理由は, L,
l L2が既に振幅 2θy
メントは正載荷と負載荷でほぼ同じ値となっている.
の繰返しを経験しである程度上昇していたことによる.だがその後
実験から得た梁端曲げモーメント一回転、角関係を顕 8に示す.い
'
"
'
"
'
2サ イ ク ル を 除 い て 安 定 し た 履 歴 曲 線 を 示 し
ずれも破断産前の 1
の繰返しによって差は縮まり,第 3サ イ ク ル が 終 了 し た 時 点 で 差 は
ており,接合部の局所的変形や阜期の亀裂はほとんど生じていない.
見られない.いずれも 3回 の 繰 返 し で 振 幅 40
yの上限に至り,その
局部座屈や横座屈も破新直前のサイクルで梁端に若干観察されるだ
値 は 振 幅 20
yによる載荷の有無と繰返し数に関係なく同じである.
けで,それによる弼力低下はわずかである.破断は梁フランジ溶接
さ ら に 大 き い 振 幅 60
,
l L2を比較する
y について, L4(.)と L
始終端から梁側のボンド部あるいは熱影響部付近に生じた延性亀裂
この振幅では第 3サ イ ク ル に 至 る 前 に L2は破断しており, L
,
l L4
に端を発し,破面の大半はフランジ母材の延性破断である.一例を
も第 3サイクル以降すぐに破断へ至るため,定常状態を維持してい
写 真 1に示すが,梁母材の破断位置はほとんどがエンドプレートか
る サ イ ク ル が 明 瞭 に 現 れ て い な い . そ れ で も , 初 載 荷 時 の L4の値
0
.
.
.
.
.
.
.
.
.
4
0
m
m離 れ た 位 置 に あ り , 母 材 の 応 力 が 十 分 に 上 昇 し た 状
ら2
は 20
θyの繰返しを経験した L,
l L2よりかなり小さく,第 1
'
"
'
"
'
y,4
態での破断と見られる.
第 3サ イ ク ル で 顕 著 に 上 昇 し , 第 3サ イ ク ル で 履 歴 に 依 ら な い 向 ー
3
.
2 最大曲げモーメントの推移
の上眼値に至るという共通した変動パターンが観察される.
第1
.
.
.
.
.
.
.
.
.第 3サイクルにおける上昇度は,それ以前に経験した振幅
履臆曲線から曲げモーメントの最大値を読みとり,その変動を調
べる.以下では,正側と負担4
の載荷を一度ずつ経験する連続した履
の 大 き さ に 依 存 す る . 小 振 幅 の サ イ ク ル を 経 験 し た L,
l L2は上昇
歴 を 1つ の サ イ ク ル (
c
y
c
l
e
) と呼び,その半分の正側だけ,負側だ
度 が 小 さ く , 最 初 か ら 大 振 幅 で 載 荷 し た L3や L4は,第 1サ イ ク ル
けの載荷履歴を半サイクル (
e
x
c
u
r
s
i
o
n
) と呼ぶ.図 9は Lシリー
の値は小さいが,その後の上昇度が大きい.しかし, 3田の繰返し
0は Sシ リ ー ズ の 結 果 で , 左 か ら 右 へ 半 サ イ ク ル 毎 の ピ ー
ズ,図 1
を経た後の定常値は同じであるから,最大曲げモーメントがそれ以
クの絶対値を載荷傾に示す.同じマークは向ーの試験体を表し,サ
前 の 載 荷 履 麗 に 依 存 す る の は 初 期 3サイクルまでである.
0の Sシリー
以 上 の Lシリーズについて観察された結果は,図 1
イ ク ル 数 は 振 幅 が 変 わ る ご と に 1から数えて示す.振幅が増大する
1
.
6
Ll:standard
ト
.
;
l
L2:8c
v
c
l
e
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1 :
1
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1
1
0
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12 3 4 5 6 7 8
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1
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"1、
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 1
1
図 9 梁の最大曲げモーメントの履歴
(
a
)梁 側
、 ~:.....6θ
--Y
1 2 3 4c
y
c
l
e
(
Lシリーズ)
n
-r
---.---------,----,------,----~ "
1
一丁一 ,
は
81:standard
H.....~ 回~...~…一一;ーベー一一--;-一一 ..f.....l 一一.~ .
.K1五オ~干品、iλγ
日 o 82:8c
v
c
l
e
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1:
1• i0 ~ • ~-\
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.
4
1
.
1
二
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i
J
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1
一1
.2ト ト
. .ト
ー
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白.
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.
.
.
.
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一
一
一
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一
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ー
ー
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ー
一
巳
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十
一
一
卜
L ぺ
P
L
V
宅冒Z&
41
e
図1
0 梁の最大曲げモーメントの履麿 (
8シリーズ)
明
1 2 3 4 5 6 7 8 12 3 4 5 6 7 8 9
一戸 O
~
山
m
40
y
qd
L
1
)
写真 1 試験体の破断状況 (
_
:
:
す
i
¥
.一一一一一一一…:.
¥
市i
(
b
)エンドプレート側
d
...+..~...ートー….
o
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y
:
.
一i y
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一
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一
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1
.
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ト寸
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.
.
.
.
'
1
腫
贋
聞
置
ンは次の 2点に要約できる
'
"第 3サイクルの間で上昇し,第 3サイク
1)当該娠幅にお.ける第 1
ル以後は定常値に収束する.
2
) 当該振幅における定常値は,それより小さい振幅による履歴の影
響を受けず,当該振幅だけで決まる富有の値である.
各振幅の第 1半サイクル(第 1サイクル正側),第 2半サイクル
(
第 1サイクル負恨のと定常時の最大曲げモーメントを Mpに対する
彊
3
.
3 梁長と最大曲げモーメント
覇
線は Sシリーズで,全実験を重ねて示す.図中の矢印は各振幅の最
長さが異なる梁の履歴を比較するために,関 8の履歴曲線から得
られる正載荷側の骨格曲線を図 1
1に示す.実線は Lシリーズ,点
週
実験名
載荷 梁鋼材* スカフツプ形状 エンドタブ
N
o
.
静的
従来型
スチール
1
1 8B6Z
忌K
v1
1
1
動的
1
2 8B6Z3-Kv2D
"
ブラックス
1
3 8B6Z3F-Kv3D
"
"
静的
スチール
1
4 8B6Z7-Kv1
"
動的
1
5 8B6Z7-Kv2D
"
"
フラックス
1
6 8B6Z7F-Kv3D
"
"
静的
改良型A
1
7 8B6
A
.
3F-Ky1
"
1
8 8B6A3F-Kv2D 動的
"
"
刀
静的
1
9 8B6
企空-K
Y
l
"
1
1
0 8B6A
7F-Ky2D 動的
"
"
静的
改良型B
1
1
1 8B6B3FKy1
"
1
1
1
1
2 8B6B3F-Kv2D 動的
"
静的
1
1
3 8B6B7F-Ky1
"
"
1
1
4 8B6B7FKv2D 動的
"
"
静的
ノンスカラップ
2
1
5 81
"
1
6 82
"
"
" 2
2
1
7 83
"
"
"
3
1
8 84
"
"
"
3
1
9 85
"
"
"
20 86
"
" 3
"
2
1 I8C1
"
" 2 JASS6推奨型
と縦軸の曲げモーメント M_IM
m
'
'
pに差が顕著に見られ,梁長の違う
試験体の間にはあまり明瞭な差が見られない.しかし,振幅 4
θyの
) 以降の領域では,標準梁,短梁それぞれ
定常状態(横軸が 7'"8
の載荷履震が異なる 4つの曲線は次第に接近して載荷履歴による
MmlMpの差は小さくなり,むしろ梁長の違う Lと Sの差が明瞭と
なる.これは載荷履歴が異なれば載荷途上における曲げモーメント
の履歴は異なるが,最終的に到達する最大曲げモーメントは載荷履
幽
歴によらず梁長さで決まる一定の値に収束することを示している,
回
勾
.
.
=1445kN• m に対し
断面係数から計算される梁の最大曲げ耐力 M
U
n
標準梁より 5
9
もほど大きい.この館は表 1の素材の引張強さと塑性
聞
て,それぞれ 0
.
9
2
9Mu' 0.975M
uであり,梁の最大曲げ耐力にか
なり近い値である
4 梁の最大曲げモーメントと接合部耐力
N
o
.
1
.
.
.
.
.
1
4は文献 7
),No.15'
"21は文献 8
)
.
4
.
1 既往の実験との比較
*梁鋼材 1"'3の材料強度,Mpと変形の基準量 θ
yは以下のとおり
柱との接合詳細や麗崩に対する拘束の条件が実際の柱梁接合部に
1:σ .
=371N/mm2,
σ[u=517N/mm2,
σ .=425N/mm2,
近い既往の実験結果と比較し,本実験の値が上限とみなせるかを検
,
-
2,M =
σ =553N/mm
728
kN
m
,8
v
=
0
.
0
0
9
4
4
r
a
d
n 1
p
_.-,
y
証し,併せて最大値に関与する要閣の影響を調べる.
2:σか =305N/mm2,
σルー
=462N/mm2,
σ =362N/mm2,
8
)に
比較対象は,スパンと梁せいの比が Lシリーズに近い文献 7,
σ u=490N/mm2,Mp=681kl
ふm,
θ
yコ0
.
0
0
7
3
0
r
a
d
卸
2•
2
2σ
3 :0"..yコ295N/mm
r..u=4
5
5
N
m
m
.
.
.
32-6
N
m
m
----.
.- • σれ
--.
./
,.
w
v=
--"
"/
- ,
ある 21体の柱梁接合部実験である.角形鋼管柱と H 形鏑梁の通し
7
σ u=474N/mm2,Mp=644
kNm,8
y=0.00690rad
ダイアブラム形式の工場溶接型接合部を対象に,表 3に示す実験変
掴
却
M mαxlM
MmαxlMp
1
.3
1
.1
リ
ハ
重貫通関⋮ょ
題
幽
1
.4
週
•
68y
表 3 比較対象実験の実験変数一覧
振幅 2
θyと 48
y初期の範囲で,載荷履歴の異なる実験を比較する
.46M
.53M で,短梁は
最大曲げモーメントは標準梁が 1
p,短梁が 1
麺
4θv
2nd
1
.29
1
.34
1
.27
max 1
1
s
t 2nd max 1
s
t
s
t 2nd max
.
0
8 1
.
2
2
1
.
3
1 1
43
.05 1
.1
0 1
.38 1.
L1 1
4
3 1.
1
1
.
1
3
1
.
1
6
1
.
2
9
1
.
3
5
1
.
3
9
.
1
.
1
0
L2
41 41
1.
1
.34
1
.
1
3
L3
1
.
2
4 1.
4
6
4
0 1.
L4
.
2
9 1
.43 1
.46
.
1
0 1
.
1
3 1
.1
6 1
.34 1
.35 1
.39 1
L最大 1
.
2
5 1
.44 1.
.09 1
.
1
0 1
.29 1
.34 1
4
9
.
0
5 1
81 1
45 1.
.34 1
.
3
8 1.
4
4 1
.
45
.
1
0 1
.
1
0 1
.
1
4 1
.
3
2 1
.44 1
82 1
1
.
22 1
.34 1
.41
83
.
5
3
1
.
3
1 1.
47 1
84
.14 1
.41 1
.44 1
.
5
3
L8
最大 1
.32 1
.47 1
.1
0 1
.1
0 1
.34 1
(
1
s
t
:第 1半サイクル, 2nd:第 2半サイクル, max:最大値)
終サイクルまでに到達した変形量を示す.
薗買園周ハペ迫田
•
28y
実験
無次元化量で表 2に示す.
彊
表 2 振幅毎の最大曲げモーメント (M
p に対する比)
ズにも共通して見られる.これらの結果を比較すると,変動パター
0
.
5
。
5
鳥/ろ
10
15
図1
1 骨格曲線による曲げモーメントの比較
2 4 6
RotationAmplitudeθ
'
mI
θ
y
図 12 既往実験との比較
42
2 4 6
RotationAmplitude8
叱
m I
図1
3 動的載荷と静的載荷
陸軍
謂匡
E!
曙E
E落 札
需
題
) は梁
数で行われ,載荷には前述の履麗 1を採用している.文献 7
係を梁回転角と回転角速度で示すと図 1
4
(
a
)のように楕円形を示す.
が実長 3775mmの H 600x250x1
2x25 (SN490B),住は口
最大の速度で挙動するのは回転角が Oに近い領域であり,逆に曲げ
値
F
450X 450X 19(BCR295),溶接詳細は従来型(半径 35mmと7mm
モーメントが最大となる最大回転角付近で挙動するときは回転角速
の護合円〉と改良型 2種類のスカラッフ工法で,計 14体ある.文献
4
(
b
)に梁
度が Oに近く,速度の影響が小さい領域である.また図 1
8
) は梁が実長 2825mmの H 500X 200X 10X 16 (SN400B),柱
の塑性回転角と梁フランジ(梁端から 75mmの位置の表面)の歪速
は口 350X 350X 1
2 (BCR295),溶接詳細は JASS6推奨型スカ
度の関係を示す.この図でも,初期降伏時と終局時に一時的に大き
ラップ工法(半径 35mmとlOm mの複合円)とノンスカラップ工
な歪速度が発生するのを除けば,歪速度は梁の回転角が Oに近い領
帽
2に全ての実験による曲げモーメントの最大
法で,計 7体ある.図 1
域で大きくなるが,梁の曲げモーメントが最大値になる領域では歪
値を, 3種類の振幡について比較する.接合詳細などの条件が異な
速度が小さいことが分かる.地震応答を構造物の屈有周期による調
る実験から得た耐力には ,M の 1
5
"
'20%の大きなばらつきが見
和振動と考えれば,曲げモーメントが最大値に達する領域では速度
られる.梁が短い S (0) を除けば,本実験の L (e) はほぼ上限
3で明瞭な差が見られない一因と
の影響が現れにくく,これも図 1
と見られる値を得ている.
考えられる.
P
載荷速度の影響を見るために,表 3の実験を動的載荷 12体と静
5にスカラップ工法 (JASS6推
接合詳細の影響を見るため,図 1
的載荷 1
3体に分け,振幅別に最大曲げモーメントの平均鑓と標準
奨型,改良型, 1
5体)とノンスカラップ工法(10体)の実験の最
田
偏差を比較して図 1
3に示す.いずれの振幅でも最大曲げモーメン
大曲げモーメントを振幅別に平均値と標準備差で示す.ノンスカ
トの平均値は動的載荷が静的載荷に対して大きくなるが,両者のば
ラップ工法の方が,ウェブの一部を欠損したスカラップ工法よりも
らつきの範屈は半分程度の重なりが見られる.これは載荷速度の影
大きな曲げモーメントを負担している.これは梁端接合部が伝達可
調
響だけでなく,それ以外の要国も影響することを示している.
能な曲げモーメントの差の現れと見られるが,ぱらつきの大きさと
蝿
掴
動的載荷の時刻麓は図 6の調和振動によるから,変形と速度の関
比較すれば,その差はあまり大きく現れていない.
このように柱梁接合部の実験では接合詳細や破壊形式の条件など
多くの要因が最大耐力に影響するため,その大きさにはある程度の
表 4 最大曲げモーメントの平均と変動
載荷速度
振幅
静的載荷
動的載荷
1
.11(
0
.
0
3
1
) 1
.1
5(
0
.
0
1
7
)
2~y
5に示した載荷速度,スカ
ばらつきを伴うことが多い.図 13,図 1
スカラップの有無
ラップの有無の影響について,最大曲げモーメント (M
に対する
p
スカラップ
ノンスカラップP
1
.1
3(
0
.
0
3
3
)
1
.1
3(0.
0
2
3
)
無次元化量)の平均値と変動係数を表 4に示す.各条件での変動係
4~y
1
.2
6(
0
.
0
3
4
) 1
.3
2(0.
0
1
4
)
1
.
2
7(0.
0
3
5
)
1
.3
1(
0
.
0
2
3
)
数は 0
.017"
'0
.
0
3
7の範聞にあり,破断の生じる振幅 68
yでの変動
6鳥
1
.35(
0
.
0
3
3
) 1
0
2
8
)
.
3
9(0.
1
.
3
5(0.
0
3
7
)
1
.
3
9(0.
0
3
7
)
が小さい振幅の場合よりも大きい,ノンスカラップ工法よりもスカ
掴
(数字は Mpに対する比の平均値, 0内は変動係数)
ラップ工法の方が変動が大きい,などの傾向が見られる
M mαxlMp
週
1
.5
撞
1
.2
1
.1
64
ゆ
響
影
仇有
旬フ
ム山の
m
々
if
34
4 凶ッ
日
凸V
函1
5
A カ
フ
一
mス
山端
(
a
)梁の回転、角と回転角速度
10
図1
6
、
、
ぬ
、
、
M
氏J
町
、
。
.
;
.
;
>
~
0
ロ
i
/
/
/~
*開崎
c
.
.
.
.
;
.
;
>
∞
i
U
i
噌
トE
υ
n
国
国
1
.0
吋
,h p n
撞
-aEA
0
.
0
4 0
.
0
6
ハ
υ
竃
時
0
.
0
4
融
0
.
0
2
0
0.02
0.04
P
l
a
s
t
i
ccomponento
fbeamr
o
t
a
t
i
o
n8
r
a
d
)
p(
(
b
)梁の塑性回転角とフランジの歪速度
図 14 梁の変形と変形速度 (
L
2
)
'
A
iLJ
C
。
A
ト
'
A
戸
(
a
)最大変形に片寄りがある履歴
(
b
)最大変形が両方向等しい履睦
図1
7 地震時の梁の履躍挙動と最大曲げモーメントを決める変形量
43
鍋構造接合部設計指針 2)では梁端接合部の最大耐力を決める接合
部係数を,文献 9
)に収録された既往の実験による最大耐力と対比さ
さはそれ以前の振幅の小さい載荷履歴に依存しない.
2
) ス パ ン と せ い の 比 が 13.3の平均的なプロポーションの梁と,
せている.これに本実験で得た最大曲げモーメントの値を加えて図
8
.
3
3の短い梁について.生じうる最大曲げモーメントの大きさに関
16に示す.図中の各点は 4種の鏑種による既往の実験備で, 3本の
Aで,ス
する定量的情報を得た.この結果は,幅厚比による種別が F
実線は表 2に示す Lシリーズの第 1半サイクル,第 2半サイクル,定
パンと梁せいの比がこの範囲にある H形断面梁に適用しうるものと
常時の最大値をそれぞれ結んだものである.既往の実験には,局部
考えられる
座屈に対する拘束や動的載荷,低温載荷,人工的に設けた溶接欠陥
3
)梁に生じる最大曲げモーメントを最大変形の大きさとその繰返し
などの条件を付したものを除いた 133体 を 示 し て お り , 最 大 曲 げ
数から予測する考え方を示した.
モーメントが破断した接合部の耐力で決まる場合と,局部座屈など
4
)本論文で示した最大曲げモーメントの定量的情報に,地震応答に
による梁の最大樹力で決まる場合が混在している.本実験で得た最
おける梁の履壁に関する情報を加えれば,梁端接合部に必要な耐力
大値は接合部破断と梁の鹿屈を避けたときに,変形に応じて決まる
の要求髄を設定することが可能と考えられる.これは梁端の塑性変
最大曲げモーメントの指標になるものと考えられる
形能力を確保するための必要条件のひとつと考えられる
4.
3 地震応答と載荷履歴
本実験の最大曲げモーメントは正負 2方向に等しい変形を与える
謝辞
両振りの繰返し挙動で得たが,構造物の地震応答は 2方向に等しい
本研究は平成 13,14年度科学研究費基盤研究 C (No.13650628)
とは限らず 1方向への片寄りが生じることがある.小川 1
0,
1
1
)によ
の助成を受けた.実験には宇都宮崇行君をはじめ京都大学学生諸氏
れば,地震応答中の半サイクルの入力エネルギーが最大となるとこ
のご協力をいただいた.ここに記して感謝の意を表す.
ろで 1方向に大きな塑性変影が生じることがあり,この入力エネル
ギーを適切に予測すれば,それから最大応答を予測できることが示
参考文献
されている.そこで,地震応答にこのような特性があることを考慮
1
) 日本建築学会:鋼構造限界状態設計指針・問解説, 3.4接合部の設計,
1
9
9
8
.
1
0
して,梁の最大曲げモーメントを評価する考え方を考察する
地震応答中の梁の曲げモーメントと回転角の関係を模式的に図 17
に示す.図 (a)は最大変形が半サイクルの地震入力で、片寄って現れ
.
1柱梁接合部の設計, 2001
.1
1
2
)日本建築学会:鏑構造接合部設計指針, 4
鉄骨造骨組寸法計画法に関する研究 j 報告書, 1
9
8
8
.
7
3
)鋼材倶楽部: r
4)上村健二,井上一朗:多質点弾塑性系の最大層間変形角速度応答,日本建
る場合である.地震入力エネルギーの多くは図中 Aで示す比較的小
さい按幅の多数繰返しにより消費され,この間の最大曲げモーメン
築学会構造系論文集,第 5
1
2号
, p
p
.
1
7
3
1
8
0
.1
9
9
8
.
1
0
5
)日本建築学会:鋼構造限界状態設計規準(案)・問解説,資料 2
.鋼材およ
び構造要素の統計資料. 1
9
9
0
.
2
トはその振幅での最大値に至る .Bで示す特に大きな変形が生じる
のは半サイクルだけの現象であり,このときの最大曲げモーメント
は繰返しによる最大値には至らず,表 2の第 1半サイクルで示す値
6)建築研究所,鋼材倶楽部:鋼構造物の耐震保有性能評価のための標準試験
9
9
4
.
1
2
方法と評価基準の提案, 1
7) 中島正愛,立山英二,森迫清貴,吹田啓一郎:通しダイアフラム形式で角
に相当すると考えられる.また,その後に Cで示す小さい振幅の繰
形鋼管柱に接合される H形鋼梁の塑性変形能力に関する実大実験
返しがあっても,これは最大曲げモーメントをさらに増加させるほ
工場溶接形式(梁 :
fι600x250X 1
2X 2
5
) 試験体に対する実験,鋼構
造論文集, Vo
1
.4,N
o
.1
6,p
p
.
5
9
7
4,1
9
9
7
.
1
2
どの影響はないと考えられる.また,応答の片寄りがない場合の例
として図 (b)の履歴が考えられる.このときの最大曲げモーメント
8
) 吹田啓一郎,田村匠,森田周平,中島正愛,マイケル D エンゲルハート.
ノシスカラップ工法と RBS
工法による柱梁接合部の塑性変形能力一改良型
は図の Cで示す挙動によって発生し,これは表 2の第 2半サイクル
溶 接 柱 梁 接 合 部 の 実 大 実 験 ー そ の 1一,日本建築学会構造系論文集,
で示す値に棺当すると考えられる
例 え ば 1方向への片寄りが生じるとした場合,表 2の標準梁 Lシ
No.526,p
p
.
1
7
7
1
8
4,1
9
9
9
.
1
2
9
) 日本建築学会:鉄骨工事運営委員会調査研究成果報告会資料集, 3
.スカ
ラッフ W G
,2
0
0
0
.
1
梁の自転角 O.015rad) が A に相
リーズの値を使い,載荷振幅 2θ(
y
当すると考えると最大値の 1
.16M
が鐸られる.載荷振幅 4
0
.
.(
回転
p
1
0
)小川厚治,黒羽啓明,待鳥賢治:強震を受ける l自由度系の正負 2方向
の損儀分布に関する研究,日本建築学会構造系論文集,第 4
81号.p
p
.
1
1
7・
角 O.030rad) が Bに相当すると考えると第 1半サイクルの値から
1
.29M
.29M
pが得られ,結局,最大曲げモーメントは 1
p と評価でき
その 3
.
1
2
6, 1
9
9
6
.
3
1
1
)小 J
iI厚治:半サイクルの地震入カエネルギーとパイリニア系の最大地震
る.このようにして,地震応答による梁の最大変形とその変形によ
32号. p
p
.
1
8
5
1
9
2
.2
0
0
0
.
6
応答,日本建築学会構造系論文集,第 5
る繰返し数に関する情報が得られれば,梁に生じうる最大曲げモー
1
2
)吹田啓一郎:終局強度型耐震設計における梁端接合部の曲げ耐力要求値,
2号構造系. p
p
.
2
0
5
2
0
8
.2
0
0
2
.
6
日本建築学会近畿支部研究報告集,第 4
メントの上限値を予測できると考えらる
1
3
)吹田啓一郎:終局強度型耐震設計における梁端接合部の曲げ耐力要求{ほ
日本建築学会大会学術講演梗概集(北陸)いじ 1構造血. p
p.679-680.
5
. 結論
2
0
0
2
.
8
梁の塑性化で機構に至る鋼構造ラーメン骨組の梁端に作用する最
大曲げモーメントに関する定量的情報を得る目的で梁の繰返し載荷
実験を行い,以下の知見を得た.
1)顕著な座屈や破断を伴わずに塑性繰返し曲げを受ける梁の最大
曲げモーメントは,定振幅繰返しの第 1サイクルから第 3サイクル
の間で上昇し,その後は一定値に収束する.校束した最大値の大き
44
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