鋼構造接合部指針講習会の質問に対する回答

質問１：高力ボルトは，ほとんどの場合摩擦接合として用いられていますが，ボルト自体の高強度を生かし，高力ボルトを支圧接合として用いた場合の留意点について，（法令上の制限は別として）教えて下さい．

回答１：この場合，接合部で伝達すべき応力に対して，高力ボルトのせん断耐力および母材と添板の支圧耐力を普通ボルトによる支圧接合と同様の方法で検討しておけば，接合耐力に関しては問題ありません．本指針の高力ボルト摩擦接合部も骨組の終局限界状態時の応力伝達は支圧接合状態を想定しています．ただし，ボルト孔クリアランスの存在による初期変形の問題があるので，接合部の初期剛性確保の観点から，普通ボルトによる支圧接合の場合と同様に，ボルト孔径に応じて適用する構造物の規模に制限を設ける必要があります．

質問２：p.70，6行目「シヤーラグ」の意味を教えて下さい．

回答２：側面隅肉溶接部にせん断力が作用する場合、溶接部のせん断応力分布は一様ではありません。せん断応力は端部（自由端）で最も大きくなり中央部は逆に小さくなります。この傾向は溶接長が長いほど顕著になっていきます。つまり溶接長が極端に長い場合には、溶接線中央部付近はせん断応力をほとんど負担せず、応力伝達上の無効領域が生じることになります。このような現象をシアーラグと呼びます。この結果、作用荷重の増加につれてまず両端部が塑性化し、溶接部に十分な延性がある場合には塑性化領域が中央部に拡がっていき、やがて全断面降伏状態となります。つまり、各部が降伏する時期に時間差（ラグ）が生じることになります。

質問３：ブレース引張材としてH形鋼断面部材を用いた場合，断面検定時にH形鋼断面のボルト孔欠損を見込む必要はありますか．

回答３：ボルト孔欠損は見込む必要があります．ただし，板要素の高力ボルト摩擦接合部の降伏耐力式(2.12.b)およびブレース接合部の降伏耐力式(6.9.b)のそれぞれ第2項においてボルト孔前面の摩擦力による応力伝達が考慮されています．これは，最近の実験により得られた知見などを反映したもので，解説にも記述されていますように（第１ボルトの）すべり耐力と母材の有効断面積の関係によっては，母材の全断面降伏を先行させることも可能な設計式となっています．

質問４：梁継手および柱梁接合部のせん断力に対する最大耐力の算定においては，ボルトの耐力のみ考慮していますが，母材およびガセットプレート，スプライスプレートの耐力を考慮する必要はないのでしょうか．必要があればその方法は．

回答４：最大せん断耐力の検討は必要です．ウェブ，添板およびシヤープレートの最大せん断耐力は2.1.2節の板要素接合部の最大耐力の項を参照ください．

質問５：「３章継手」　3.1解説について鉛直荷重と地震荷重を組み合わせた場合の梁の曲げモーメント分布は，図C3.1及び図C3.3のようになり，梁端のみでなく中間部にもヒンジが形成される可能性があります．

Ｑ１　今回の指針において，「3.1解説」は中央ヒンジをも考慮することを述べていると考えてよろしいでしょうか．

Ｑ２　さらに，仮定として端部および中央部で断面を異にする場合は端部部材の全断面により継手の設計を行うべきですか．

回答５：

Ａ１　鉛直荷重時の応力と地震時応力の組合せで曲げモーメント分布は様々ですが，図C3.1の状態を想定してMyに対して継手を設計しておけば梁の降伏前に継手にすべりが生じることはないという意味です．ただし，p.87の１行目に記載されているように，存在応力設計を否定するものではありません．中央ヒンジをも考慮するかどうかはまずは部材設計の問題であり，骨組の保有耐力の算定（二次設計）において，中央ヒンジが生じるのであればそれに配慮するのは当然でしょう．

Ａ２　原則としては，端部と中央部のどちらか弱い方の耐力が梁継手の設計の対象になります．降伏耐力の場合には全断面の降伏モーメントを原則として設計用曲げモーメントとみなします．ただし，存在応力が小さい場合に設計応力を低減できることは，上記の場合と同じです．

質問６： 第４章　4.1のα：梁端の接合部係数についてご教示願いたい．

Ｑ１　適用範囲　表1.2に示されているSM520材のα（ξ，β）は，どの程度と考えるのが妥当でしょうか．

Ｑ２　520N級鋼でTMCP鋼（355）が有りますが，SM520材と較べて，α（ξ，β）は変わるでしょうか（βの根拠となるデータが少ない？）．

Ｑ３　SA440材は適用範囲外ですが，実務設計上，鋼材倶楽部の指針に示される1.15を使用することの是非はどうでしょうか（接合指針でξ=1.20を標準にしていることと整合しないが）．

Ｑ４　接合部係数αとしては，これまで（改正法の前），「建築物の構造規定（日本建築センター）」に示される値が適用されてきたと思いますが，今後は鋼構造接合部設計指針のα値が適用されるのでしょうか（あくまで役所の判断でしょうか，指針という重みから見て）．

Ｑ５　鋼構造接合部指針の値が適用されたとして，αの変化の大きいSM490（1.20→1.35）の場合，接合部パネル設計で板厚等への影響はどの程度でしょうか．

回答６：

Ａ１およびＡ２　表1.2に掲載されていない鋼種の接合部係数については，具体的な数値を提示するだけの情報が不足していますので，標準的な値を示すことは困難です．特に，鋼材の強度特性によって決まる係数βを評価できる統計的資料が不足していることがその理由です．

Ａ３　SA440材についても，標準的な係数を決める資料がありません．本指針では，記載されていない鋼種については個別の検討で対応することを認めています．係数ξの定量的な意味と考え方は120頁からの「6）個別に検討しない場合の接合部係数」に解説されていますのでご参照ください．

Ａ４　学会が判断できることではありませんが，この指針に提示されている数値が最新の情報に基づくものです．

Ａ５　この接合部係数は，塑性化する被接合部材が梁であることを前提に梁端接合部の設計のために決められていますので，その値を接合部パネルの設計に適用するものでは ありません．接合部パネルは単なる接合部ではなくてせん断変形する部材であり，例えば骨組の保有耐力の算定では柱や梁と同様に崩壊型に関わる構造要素となります．したがって，本指針の「５章　柱梁接合部パネル」では降伏強さに基づく降伏耐力と全塑性耐力が示されており，パネルの板厚はこのような耐力を決定するときの設計対象となりますが，接合部係数は関係しません．

質問７：接合部係数についてLSD指針では，p115のC4.3式中のαを接合部係数と呼び，ξ（梁端における歪硬化を考慮した割り増し係数）とは別々に表現されています．これに対し本講習会では，ξが1.1から1.2に見直されたので，接合部係数が割り増されたとの説明だったと思います．ξは接合部係数に含まれているのでしょうか，それとも別個の係数でしょうか．またαを接合部係数というのでしょうか．それともC4.3式の「γ・ξ・α」の積をまとめていうのでしょうか．

回答７：本指針では表4.1や表C4.5に示される係数を接合部係数と呼び，記号にαを用いています．αの定義は(C4.5)式でα=ξ・βとしており，ξが含まれています．また，LSD指針（鋼構造限界状態設計指針）の定義（C4.3式）では材料の強度特性によって決まる係数を接合部係数αと呼んでいますが，これは本指針のβと同義であり，α とは同じ呼び名でも意味は違います．両指針の違いを下表にまとめます．

質問８：p.136の(C4.19)式中の「0.777」と2aの「2」の意味について教えて下さい．

回答８：0.777はここでの条件であるcosθ=√3／2 の時の(1+0.4cosθ)／√3 の値です．2aの2は隅肉溶接継目が梁ウェブあるいはシヤープレートの両側にあることによる2です．本文(2.35)，(2.36)式は隅肉溶接継目1つについての値で本文図2.11は隅肉溶接継目が対称に2つある場合を表しています．

質問９：今回の指針のなかで，中空断面柱の柱梁接合部における水平補剛材として外ダイアフラムを掲載していない理由を教えてください．また鋼管構造設計指針に掲載してある外ダイアフラムに関する設計式などは使用可能でしょうか．

質問10：「5章　柱梁接合部パネル」に設計例があるとよりわかりやすいのですが．

回答10：ご指摘のように，５章柱梁接合部パネルには〔設計例〕を設けていません．特に，異形接合部パネルについては，変数が多くなっていますので，〔設計例〕を記載した方が，理解し易かったようにも思います．ご意見を参考にして，次回改定時には，設計例を記載する方向で考えます．

質問11：構造用アンカーボルトの鋼材「KCR400R80，KCRM70，KCR490M75」のKCRは何を表していますか?また，R80，M70,M75は何を表していますか．日本鋼構造協会のJSS �U 13-2000， JSS�U 14-2000と上記鋼材種別との関連を教えて下さい．

回答11：KCRは(旧)鋼材倶楽部規格（鋼材倶楽部は，2001年に鉄鋼連盟と統合）の建築構造用圧延棒鋼のことです．R80,M70,M75は主として適用径と降伏比の違いにより，以下のように定められております．また，適用径に応じた径の許容差も定められております．

　KCR400R80･･･(適用径)　14mm以上　 45mm以下　 (降伏比)　80%以下
　KCR400M70･･･(適用径)　27mm以上　 48mm以下　 (降伏比)　70%以下
　KCR490R80･･･(適用径)　14mm以上　 45mm以下　 (降伏比)　80%以下
　KCR490M75･･･(適用径)　36mm以上　100mm以下　 (降伏比)　75%以下

　日本鋼構造協会規格のJSS �U 13-2000は，建築構造用転造ねじアンカーボルト･ナット･座金のセットに関する規格で JSS�U 14-2000は建築構造用切削ねじアンカーボルト･ナット･座金のセットに関する規格です．いずれの規格もアンカーボルトの軸部の降伏がねじ部の破断に先行するようなアンカーボルトセットの規格です．したがって，素材の降伏比の他に軸径の寸法精度も必要となります．転造ねじの場合には切削ねじに比べて，ねじ部の破断強度が高くなりますので，JSS �U 13-2000の場合にはKCR400R80，KCR490R80が，JSS�U 14-2000の場合にはKCR400M70，KCR490M75が対応します．なお，詳細に関しては日本鋼構造協会の両規格をご参照下さい．　

質問12：露出柱脚の弾性剛性KBS を求める(7.2)式のLbの長さに範囲は存在しないのですか．極端にLbが長い場合には，計算上ピンと考えられると思いますが，実際にはそのようなことはないと考えられます．長さの上限などについての考え方を教えて下さい．

回答12：アンカーボルトとコンクリートの付着がある場合には，アンカーボルトの長さ方向の引張歪分布は一様にはならないと考えられますから，ご指摘のようにLbを無限長としても弾性剛性はピンにはならないと考えられます． このような場合には，付着を考慮した解析が必要と考えられます．なお，本指針では(7.2)式の妥当性に関する解説(p.233)に示した文献18)，20)の実験では，埋込み深さがアンカ−ボルト径の43倍までの範囲での実験が行われており，通常の鋼構造建築物では，実用設計上(7.2)式が適用できると考えております．

質問13：露出柱脚の設計で定着板の大きさ，厚みはどのように考えればよろしいでしょうか．ナットの面積だけでは支圧耐力が不足します．このあたりの考え方を教えて下さい．

回答13：本指針設計例では定着板自体の設計を行っておりませんが，定着板に接するコンクリートの支圧強度に関しては各種合成構造設計指針に基づき(局部圧縮時の)支圧強度を求め，定着板の面積を検討し，その支圧強度分布に対し，定着板を弾性設計すると良いと考えられます． なお，本設計例の場合，支圧強度は10Fcとなり，座金(ナット)の面積でアンカーボルトの軸部降伏耐力を上回る支圧耐力が確保されます．

質問14：露出柱脚の剛性算定（7.2式）において，柱が円形鋼管のときのdcはどのように設定すればよいのでしょうか．

回答14：弾性剛性の算定においては，柱の圧縮側フランジ外縁を回転中心と仮定しています．円形鋼管柱の場合は，箱形断面柱に比べ回転中心がフランジ外縁から柱中心側に移動することが考えられます．しかし，7章の文献18）では，円形鋼管の柱の実験結果にも（7.2）式が適用できるとしており，円形鋼管柱の場合にもdcは圧縮側フランジ外縁までの距離として弾性剛性を算定すれば実用的には十分です．

質問15：根巻き柱脚について，施工上の理由などから，根巻きコンクリート主筋頂部にフックを設けない場合の算定法について教えてください．

回答15：根巻きコンクリートの主筋の定着は，根巻きコンクリートの曲げ耐力を確保するために重要であり，本指針における主筋頂部のフックはこのような理由から規定されています．頂部にフックがない場合には，主筋の定着を確保するための何らかの工夫が必要であると考えられますが，本指針では対象外としております．定着方法の確保については，設計者がそのつどご判断ください．

質問16：根巻き柱脚部の鋼管内部にコンクリートの打ち込みは必要でしょうか．

回答16：根巻き柱脚では埋込み柱脚と同様，コンクリートの支圧により応力が伝達されます．箱型断面柱で径厚比が大きいと柱の角部に支圧力が集中しコンクリートが早期に破壊する可能性が考えられます．柱径厚比によっては，鋼管壁の局部変形防止のために内部へのコンクリートの打ち込みは有効となります．その必要性については，柱径厚比や埋込み柱脚に対する記述を参考にして下さい．

質問17：露出柱脚において，コンクリートで柱脚を被覆する場合の剛性への影響について教えて下さい．

回答17：コンクリートの被覆の程度や鉄筋の有無で差はあり，剛性への影響は一概には判断できません．コンクリート被覆の影響を無視する等，安全側の設計になるように設計者がその都度判断してください．なお，「付10　特殊な柱脚」の文献5）には，露出柱脚に被覆コンクリートで補強した柱脚（言い方を変えれば，埋込み深さの浅い埋込み柱脚）についての記述もありますので，ご参照下さい．

質問18：引張軸力が生じる根巻き柱脚の場合，せん断耐力に引張軸力の影響を考慮しなくてよいのでしょうか．

回答18：根巻き柱脚では，柱の軸力はベースプレートやアンカーボルトを介して基礎に直接伝達されることを前提としています．したがって根巻きＲＣ部には軸力は作用しないものと考え，ＲＣ梁有効断面の耐力を想定することになります．

質問19：埋込み柱脚で，基礎梁のせいが柱せいの３倍より小さいとき，固定点はどこにとればいいのでしょうか．

回答19：基礎梁のせいが柱せいの3倍より小さいときの固定点は基礎梁の図心とすればよいでしょう．例えば，基礎梁のせいが柱せいの2倍のとき，柱は基礎梁上端位置から1.0Dc下で基礎梁と剛接合されているような力学モデルを想定すればいいと思います．

質問20：露出柱脚においてアンカーボルト先端に定着板や180゜フックを省略したいが，どの程度の定着長さとすればいいのでしょうか．

回答20：本指針ではアンカーボルトの軸部が降伏する設計法を採用する場合，定着板や180゜フックが必要と考えております(p.221解説(1)の�A))．鋼柱を降伏させる設計でアンカーボルトが弾性に留まる場合には，鉄筋コンクリート構造計算規準･同解説に準じた定着方法が考えられます．

質問21：日本建築学会学術講演梗概集等，実務で活用できる参考文献の入手方法を教えて下さい．

回答21：本指針で用いております参考文献は，そのほとんどが日本建築学会により出版されたものです．東京都港区にあります建築学会の図書館には学会で出版された文献や，関連の資料が揃っており，図書館に行けば見ることが可能です．各支部につきましては，支部にお問い合わせ下さい．また，参考文献に表記では出版元を示しておりますので，建築学会の文献以外につきましてはそちらにお問い合わせ下さい．

質問22：p95の Isn の求め方を教えてください．

回答22： いろいろ求め方はありますが，例えばIsnは以下のように求まります．

質問23：p217「第7章　柱脚」のα（接合部係数）について，'97〜01年の大会梗概の実験によると冷間成形角形鋼管の（実降伏点/規格下限値）の値は，STKR400（データ数138）で1.60，BCR295（データ数83）で1.28でした．この結果から判断すると，α≧1.3では柱が塑性変形しない可能性があると考えます．また，αはモーメント勾配やアンカーボルト材の実強度のばらつきも考慮して決めるべきものと考えますが，いかがでしょうか．

回答23： ご指摘の鋼材（STKR400，BCR295）については，鋼材の材料強度の実勢値に関する情報が不足しており，接合部係数αの標準的な数値を示すことは困難です．現在の指針に接合部係数が記載されている鋼材も含めて，より精度の高い接合部係数を提示することを目標に，材料強度の実勢値に関する資料を収集し，有効な情報が入手された材料については，次回の改訂で新たな接合部係数を提示する予定です．なお，本指針で記載されていない材料については，個別の検討で対応することを認めております．
　柱脚については，コンクリート材料の強度の実勢値に関する情報が不足しており，また耐震設計で必要な変形能力を確保するための条件を提示することが現状では難しく，本指針では接合部係数を提示せず，解説でLSD指針（1980）が言及している1.3の値を紹介するにとどめています．柱脚が保有すべき耐力の問題については，次の改訂時に新しい情報を提示できるように検討を進めています．

質問24：pp.226〜227．露出柱脚で柱が降伏し，アンカーボルトが降伏しない場合の終局せん断耐力はどう評価すべきでしょうか．

回答24：柱が降伏し，アンカーボルトが(引張)降伏しない場合の終局せん断耐力は，本文(7.10)式で求めることができます．この場合コンクリートの圧縮力およびアンカーボルトの引張応力は，p.228の図C.7.11に示す弾性応力分布を基に算定することになります．

質問25：p229の露出柱脚の設計例中のTr+Tpについて，鉄筋の引張り耐力Trとコンクリートのコーン破壊耐力Tpとの累加は不可能であると考えますが．

回答25：コーン状破壊に対するコンクリートと鉄筋を考慮した理論的な評価式は得られていないのが現状です．p.229の設計例では，コーン耐力と鉄筋の引張耐力の累加耐力をとりましたが，この値の妥当性については議論の余地があると認識しています．この点に関しては，次回の改訂で設計方法を提示すべく現在検討を進めています．