JP4197460B2 - 無耐火被覆高力ボルト接合部構造 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、火災を受ける可能性のある鉄骨構造物を構成する柱・梁部材、または梁部材同士を、直接またはＴ形接合金物や添板などの接合金物を介して高力ボルト接合する場合に適用される、無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造および無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
火災を受ける可能性のある鉄骨構造物を構成する、柱・梁部材などの鋼材は、火災時に高温に晒され強度が低下して鉄骨構造物としての充分な機能を維持できなくなることから、従来、鋼材自体に面倒な耐火被覆を施したり、耐火材による保護構造を用いて鋼材を高温から保護することが行われている。
しかし、このように、鋼材に耐火被覆を施したり、鋼材を耐火材による保護構造を用いることは、材料コスト、施工コスト負担を増大させることになることから、近年、火災時間に相当する時間における高温強度を高めた、いわゆる無耐火被覆鉄骨構造物の実現を主目的とした高温強度に優れた耐火鋼が多数開発されてきており、これらの耐火鋼からなる鋼材の高力ボルト接合部に関しても、高温強度が要求されるようになってきた。
【０００３】
高力ボルト・ナットに関しては、例えば、特許文献１の発明では、Ｍｏ添加により、室温で１０００N/mm2以上のボルト引張強さを有し、かつ６００℃以上での高温強度に優れたボルトおよびナット用鋼が提案されているが、高温強度が充分なものとは言い難く、より高い高温強度を得るために、Ｎｉ、Ｖ等の高価な合金元素を添加する必要がありコスト上昇の問題もある。
特許文献２および特許文献３の発明では、室温で１０００N/mm2以上のボルト引張強さを有し、かつ６００℃で４００N/mm2以上の降伏強度を有するボルトおよびナット用鋼が開示されているが、Ｎｂ、Ｗ等の特殊元素の添加が必要でありコスト上昇の問題がある。また、高温強度が充分なものとは言い難い。
一方、上記従来公知の耐火性を有する高力ボルトの場合、ボルト引張強さが１１００N/mm2程度のものもあるが、降伏応力以下で使用してもボルト締結からある時間経過後にボルトが突然破断する「遅れ破壊現象」を生じる恐れがあるため、鉄骨構造物の重要な接合部品であるボルトとして安心して使用できないという問題があり、従来の１０００N/mm2級を上限とせざるを得ない状況にある。このため、必然的にボルト本数および接合金物の長さが大きくなることから、コスト低減、工期短縮のニーズが高かった。
【０００４】
【特許文献１】
特開平２−２４７３５５号公報（請求項１、表７、図１の記載）
【特許文献２】
特開平５−５１６９８号公報（請求項１、表２の記載）
【特許文献３】
特開平５−９８３８９号公報（請求項１、表２の記載）
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
上記公知の発明に開示されている高力ボルトやナットは、いずれも合金元素の添加量を特徴とするものであり、耐火性を向上させようとすると結果的に高価な合金元素の添加量が増加し、素材コストが上昇するという本質的な問題点に加え、遅れ破壊現象の発生という問題も抱えている。
本発明は、遅れ破壊の問題を解決すると同時に、素材コスト低減、施工時間の短縮を図りながら６５０℃の高温での強度を十分に確保でき、耐火材被覆や、耐火材による保護構造に依存しない超高力ボルトを使用した、無耐火被覆の高力ボルト接合部構造を提供するものである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明は、上記の課題を解決するために以下の（１）〜（４）を要旨とするものである。
（１）火災を受ける鉄骨構造物の高力ボルト摩擦接合部構造であって、前記鉄骨構造物は接合対象となる主部材が接合金物を介して高力ボルトで接合された無耐火被覆鉄骨構造物であり、前記主部材および接合金物が６００〜６５０℃の高温強度を有する鋼材からなり、常温で１２００Ｎ／ｍｍ２以上のボルト引張強さ（ＴＳ）を有し、かつ、６５０℃でのボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が、下記（１）式を満足する、耐火性に優れた超高力ボルトにより前記主部材が接合金物を介して接合されていることを特徴とする無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造。
ｂτｔ≧μ×Ｎｏ／（ν×ｂＡｓ） （１）
ここに、ｂτｔ：６５０℃におけるボルト剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
μ：主部材と接合金物との間の常温時のすべり係数０．４５
Ｎｏ：設計ボルト張力＝０．６７５×ＴＳ×ｂＡｅ（Ｎ）
ここに、ｂＡｅ；ねじ部有効断面積（ｍｍ ２ ）
ν：長期荷重に対する安全率１．５
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
【０００７】
（２）火災を受ける鉄骨構造物の高力ボルト引張接合部構造であって、前記鉄骨構造物は梁が柱に接合金物を介して高力ボルトで接合された無耐火被覆鉄骨構造物であり、前記柱、梁、および接合金物が６００〜６５０℃の高温強度を有する鋼材からなり、常温で１２００Ｎ／ｍｍ２以上のボルト引張強さ（ＴＳ）を有し、かつ、６５０℃でのボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が下記（１）式を満足し、かつ、常温時の梁の長期許容剪断力（Ｑｓ）が下記（２）式を満足する、耐火性に優れた超高力ボルトにより前記梁が柱に接合金物を介して接合されていることを特徴とする無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造。
ｂτｔ≧μ×Ｎｏ／（ν×ｂＡｓ） （１）
ここに、ｂτｔ：６５０℃におけるボルト剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
μ：柱または梁と接合金物との間の常温時のすべり係数０．４５
Ｎｏ：設計ボルト張力＝０．６７５×ＴＳ×ｂＡｅ（Ｎ）
ここに、ｂＡｅ；ねじ部有効断面積（ｍｍ ２ ）
ν：長期荷重に対する安全率１．５
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
Ｑｓ≦｛ｎｓ×ｂτ＋（ｎｆ−ｎｓ）×ｂτｔ｝×ｂＡｓ （２）
ここに、 Ｑｓ：常温時の梁の長期許容剪断力（Ｎ）
Ｑｓ＝ｆｓ×Ａｂ
ｆｓ：梁の長期許容剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
Ａｂ：梁の断面積（ｍｍ２）
ｎｓ：梁上フランジ側における床スラブ内の引張ボルト本数
ｂτ：常温時のボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτ＝ＴＳ／√３
ｎｆ：梁上フランジ側における引張ボルト本数
ｂτｔ：６５０℃におけるボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルトの引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
【０００８】
（３） （１）または（２）において、使用したナットおよび座金が、耐火性能を規定していない一般の構造用高力六角ナット、構造用高力平座金で構成されたことを特徴とする無耐火被覆高力ボルト接合部構造。
（４） （１）または（２）において、前記主部材、柱、梁または接合金物の一部の高温強度が、前記６００〜６５０℃の高温強度未満であることを特徴とする請求項１または請求項２記載の無耐火被覆高力ボルト接合部構造。
【０００９】
【発明の実施の形態】
本発明は、火災を受ける可能性のある鉄骨構造物を構築する高力ボルト摩擦接合部構造と高力ボルト引張接合部構造において適用されるものであり、常温時および６５０℃の高温時において充分な強度（剪断耐力）を確保でき、遅れ破壊の問題もない超高力ボルトを使用して、ボルト本数や接合金物の長さの低減によりボルト接合部全体のコスト低減および施工時間の短縮を図ると同時に、耐火材被覆、耐火材による保護構造に依存しない無耐火被覆を可能とする高力ボルト摩擦接合部構造および高力ボルト引張接合部構造を実現するものである。
高力ボルト接合構造には、高力ボルト摩擦接合部構造と、高力ボルト引張接合部構造があるが、日本建築学会が１９７３制定、１９９３改定した「高力ボルト接合設計施工指針」では常温時の長期および耐震設計において、摩擦接合部、引張接合部をそれぞれ独立に取り扱って設計することにしている。したがって、本発明でも、高温時において各々高力ボルト接合部構造を独立に取り扱うこととし、各接合部の耐火安全性検証の考え方に応じた無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造と、無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造を提供するものである。
【００１０】
本発明では、高力ボルト摩擦接合部構造、高力ボルト引張接合部構造のいずれの場合も、基本的には、常温時で１２００N/mm2以上１６００N/mm2以下のボルト引張強さを有し、かつ、６５０℃での剪断耐力、すなわち耐火性と耐遅れ破壊性に優れた超高力ボルト（トルシア形超高力ボルトを含み以下「超高力ボルト」という。）を用いて構成される無耐火被覆高力ボルト接合部構造を実現するものである。
【００１１】
本発明を実現するための耐火性に優れた高力ボルト用鋼材としては、例えば本願出願人の出願になる特開２００２−２７６６３７号公報の発明に開示されるものが適性がある。この発明で開示される鋼材は、耐遅れ破壊特性に優れていることを特徴とするものであるが、常温で充分な強度を有し６５０℃の高温で充分な強度を有することから、本発明の無耐火被覆の高力ボルト摩擦接合構造を実現するための耐火性に優れた超高力ボルト素材として高い適性を有するものである。
例えば、この鋼材を圧延して線材とし、この線材から、ねじ部が例えばＭ２２である高力ボルトを作成し、焼入れ、焼戻しを行いボルトの引張強さを１２００〜１６００N/mm2の範囲で調整して、本発明で使用する耐火性および耐遅れ破壊特性に優れた超高力ボルトを得ることができる。この超高力ボルトの形状としては、ねじ部での応力の集中を緩和する意味で、特開２００２−２７６６３７号公報の発明に開示されるように、ねじ部の谷底形状を弧状曲線に形成することも有効である。
なお、本発明で使用する耐火性および耐遅れ破壊特性に優れた超高力ボルトは、すべての部位で使用してもよいが、使用部位によって求められる特性が異なってくることから、この求められる特性に応じて使用部位を厳選し、素材コスト負担を軽減することを考慮することができる。
【００１２】
本発明の高力ボルト接合部構造においては、高力ボルトの高温強度、特に剪断耐力レベルが高いことが要求されるが、使用するナットおよび座金は、火災時にボルト接合部が支圧状態に移行した際に、高力ボルトのような剪断応力が作用しないので、高力ボルトと同様の高温強度を有している必要がなく、例えば耐火性能を規定していない一般の構造用高力六角ナット、構造用高力平座金でも充分な高温強度を確保することができる。
また、本発明を適用した高力ボルト接合部構造において使用する柱・梁部材、接合金物などの部材は、すべてが６００℃以上で充分な高温強度を有する耐火鋼材、例えばＮＳＦＲ４００Ｂ、４９０Ｂなどによって形成してもよいが、使用部位によって求められる特性が異なってくることから、コスト負担の大きい６００℃以上で充分な高温強度を有する耐火鋼材で形成する部位を厳選し、素材コスト負担を軽減することを考慮することができる。
【００１３】
以下に本発明について詳細に説明する。
１．高力ボルト摩擦接合部構造の場合
（１）高力ボルト摩擦接合部構造の例
高力ボルト摩擦接合は、高力ボルトで継手部材を締め付け、部材間に生じる摩擦力によって応力を伝達する接合方法である。高力ボルト摩擦接合部構造としては、例えば、図１に示すように、Ｈ形梁部材１ａと１ｂを、外側添板２ａと内側添板２ｂおよび側部添板２ｃを介して高力ボルト３で接合する高力ボルト接合部構造、あるいは図２に示すように、厚板部材１ｄと１ｅを上側添板２ｄと下側添板２ｅを介して高力ボルト３で接合する高力ボルト接合部構造、あるいは図３に示すようにＴ形金物７に梁部材６を高力ボルト９により接合する高力ボルト接合部構造などが代表的なものである。なお、柱部材５にＴ形金物７を高力ボルト接合する構造は、後述する高力ボルト引張接合部構造に該当する。
本発明の第一の発明は、この高力ボルト摩擦接合部構造において適用されるものである。
（２）高力ボルト摩擦接合部の耐火安全性検証の考え方
鉄骨構造の高力ボルト摩擦接合部は、火災による高温時において、ボルト３と梁部材（厚板部材）、添板のリラクゼーションおよびヤング係数の低下により導入軸力が弛緩し、すべり荷重が低下する。しかしながら、火災時には、ボルト接合部が最終的に長期荷重を支持できればよいことから、耐火設計におけるボルト接合部の安全性評価は、すべり耐力ではなく支圧耐力（ボルトの長期許容剪断耐力）で評価すればよいことになる。
【００１４】
日本建築学会が１９７３制定、１９９３改定した「高力ボルト接合設計施工指針」の規定の各式（２．３）、（２．４）、表２．２、表２．３（Ｆ１０Ｔ（ＪＩＳＢ １１８６）相当）に準拠して考えると、火災時のボルト接合部は高温時のボルト剪断耐力ｂτｔ（N/mm２）が関係式（１）を満足していれば、摩擦接合部の耐火安全性が検証できる。
ｂτｔ≧μ×Ｎｏ／（ν×ｂＡｓ） （１）
ここに、ｂτｔ：６５０℃におけるボルト剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
μ：主部材と接合金物との間の常温時のすべり係数０．４５
Ｎｏ：設計ボルト張力＝０．６７５×ＴＳ×ｂＡｅ（Ｎ）
ここに、ｂＡｅ；ねじ部有効断面積（ｍｍ ２ ）
ν：長期荷重に対する安全率１．５
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
ただし、設計ボルト張力（Ｎｏ）は、例えば、前記の日本建築学会「高力ボルト接合設計施工指針」によるものである。
【００１５】
例えば、すべり係数（μ）が０．４５、かつ、長期荷重に対する安全率（ν）が１．５の場合、式（１）は式（１ａ）のように書き直すことができる。
ｂτｔ≧０．２０２５×ＴＳ×（ｂＡｅ／ｂＡｓ） （１ａ）
加えて、例えば、常温時のボルト引張強さ（ＴＳ）が１４００N/mm2、かつ、ねじ部有効断面積／軸部断面積（ｂＡｅ／ｂＡｓ）がＭ１６、２０、２４（ＪＩＳ Ｂ ０１２３）で０．８１６、Ｍ２２（ＪＩＳ Ｂ ０１２３）で０．８３２の場合には、ｂτｔは式（１ａ）から、Ｍ１６、２０、２４で２３１N/mm2以上、Ｍ２２で２３６N/mm2以上を満足すればよいことが分かる。（第一の発明に相当）
また、本発明者らは、高力ボルト摩擦接合部の耐火設計では、ボルトの長期許容剪断耐力で評価するため、すべり荷重に多少影響する可能性のあるものの、ナット・座金の高温耐力は最終的には無視できることを見出した。したがって、摩擦接合用のボルト接合部において用いる構造用高力六角ナット、構造用高力平座金には特別の耐火特性の付与を要求しなくてもよい。（第三の発明に相当）
また、柱、梁および接合金物は、基本的には高温の強度が保証されたものを使用するが、柱、梁については、その一部を耐火被覆を施すことにより高温強度の小さい材料で形成しても実質的に問題のない接合部構造とすることができる。（第四の発明に相当）
【００１６】
２．高力ボルト引張接合部構造の場合
（１）高力ボルト引張接合部構造の例
高力ボルト引張接合は、高力ボルトの軸方向の応力を伝達する接合方法であり、摩擦接合と同様に、高力ボルトを締め付けて得られる材間圧縮力を利用して応力を伝達するものである。高力ボルト引張接合部構造としては、例えば、図３、図４（ａ）、（ｂ）に示すように、柱５と梁（合成梁を含む）６をＴ形接合金物７を介して高力ボルト８で接合する接合部構造が代表的なものである。
（２）高力ボルト引張接合部の耐火安全性検証の考え方
高力ボルト引張接合部は、火災加熱時において、梁の熱膨張を柱が拘束するため、引張接合部には、梁からの圧縮力が発生するが、すべり荷重が低下するため、ボルトの支圧（剪断）で長期荷重（梁の長期許容剪断力）を支持する必要がある。このとき、例えば図５に示すように、梁６の上フランジ側には通常、床スラブ１０が存在することから、床スラブ１０内のボルト８ａは常温時のボルト剪断耐力を、その他のボルト８は高温時のボルト剪断耐力を有していると考えられる。
【００１７】
一方、火災加熱後の冷却過程において、梁６の収縮を柱５が拘束するため、引張接合部には梁６からの引張力が発生するが、火災加熱時と同様にすべり荷重が低下するため、ボルトの支圧（剪断）で長期荷重（梁の長期許容剪断力）を支持する必要がある。加えて梁６の収縮による引張力が付加軸力として作用するため、床スラブ１０の協力が期待できない梁６の下フランジ（およびウエブ）のボルト８は引き千切られるように破断してしまうことが想定される。このとき、梁６の上フランジ側における床スラブ１０内のボルト８ａは常温時のボルト剪断耐力を、梁６の上フランジ側の床スラブ１０外のボルト８は高温時の高力ボルト剪断耐力を有していると考えられる。
【００１８】
以上のことから高力ボルト引張接合部は、結局、長期荷重（梁の長期許容剪断力）を支持できるボルト本数が少ない火災加熱後の冷却過程により決定されることになる。よって、関係式（１）を満足した上で、常温時の梁の長期許容剪断力Ｑｓ（Ｎ）と、常温時のボルト剪断耐力ｂτ（N/mm２）および高温時のボルト剪断耐力ｂτｔ（N/mm２）との関係式（２）を満足する、常温時の梁の長期許容剪断力Ｑｓ（Ｎ）を上限とする梁を選定しておけば、引張接合部の耐火安全性が検証できる。
Ｑｓ≦｛ｎｓ×ｂτ＋（ｎｆ−ｎｓ）×ｂτｔ｝×ｂＡｓ （２）
ここに、 Ｑｓ：常温時の梁の長期許容剪断力（Ｎ）
Ｑｓ＝ｆｓ×Ａｂ
ｆｓ：梁の長期許容剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
Ａｂ：梁の断面積（ｍｍ２）
ｎｓ：梁上フランジ側における床スラブ内の引張ボルト本数
ｂτ：常温時のボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτ＝ＴＳ／√３
ｎｆ：梁上フランジ側における引張ボルト本数
ｂτｔ：６５０℃におけるボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルトの引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
【００１９】
例えば、図５で示すような高力ボルト引張接合部が、Ｍ２２ボルトで構成されており、６５０℃の高温時の場合で、常温時のボルト剪断耐力（ｂτ）が８１５N/mm2、６５０℃の高温時のボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が２３８N/mm2、梁６の上フランジ側における引張ボルト８の本数（ｎｆ）が例えば４本、梁の上フランジ側における床スラブ１０内の引張ボルト８ａの本数（ｎｓ）が例えば２本、軸部断面積（ｂＡｓ）が３８０mm2の場合には、常温時の梁の長期許容剪断力Ｑｓは、式（２）から、８００ｋＮ以下を選定できることが分かる。（第二の発明に相当）
また、本発明者らは、高力ボルト引張接合部の耐火設計は、ボルトの常温時および高温時の剪断耐力で評価するため、ナット・座金の高温耐力は最終的には無視できることを見出した。したがって、引張接合部において、ナット・座金に用いる構造用高力六角ナット、構造用高力平座金には、特別の耐火特性の付与を要求しなくてもよい。（第三の発明に相当）
また、柱５、梁６および接合金物７は、基本的には高温強度が保証されたものを使用するが、柱、梁については、その一部を耐火被覆を施すことにより高温強度の小さい材料で形成しても実質的に問題のない接合部構造とすることができる。（第四の発明に相当）
【００２０】
３．高力ボルト用鋼に求められる特性
本発明の無耐火被覆高力ボルト摩擦接合構造および無耐火被覆高力ボルト引張接合構造に使用する高力ボルト用鋼に関しては、例えば、特開平１−１９１７６２号公報および特開平３−１７３７４５号公報の発明に開示されているように、遅れ破壊によるボルトの破断面が粒界破壊を呈することに着目し、鋼材を構成する化学成分中のＰ、Ｓ等の不純物を低減して粒界を強化するとともに、組織制御の観点からＭｏ、Ｃｒを添加して４００℃以上の高温焼戻しを指向して、遅れ破壊の原因である水素が鋼材中に侵入しても容易に破壊に至らない特性を付与したものがある。不純物のＰを低減することは、特開平５−９６５３号公報の発明にも開示されているように、粒界に偏析するＰを低減し粒界強化を図る上で極めて有効である。
【００２１】
しかしながら、上記鋼では、ある濃度以上の水素が鋼材成分中に侵入すれば遅れ破壊が引き起こされるため、ボルトの耐遅れ破壊特性をさらに向上させるには、鋼材成分中に水素が侵入し難くすること、あるいは、旧オーステナイト粒界への水素の集積を低減することが効果的である。
例えば、特開平５−７０８９０号公報の発明に開示されているように、鋼材成分中へのＳｉ、Ｎｉの同時添加により鋼材への水素の侵入および拡散を抑制する技術が提案されている。ところが、このようなＳｉの添加はボルトの冷鍛性を損なうばかりでなく、Ｎｉの添加はコスト高になるという問題がある。
また、特開平７−２７８７３５号公報の発明には、上記の要求に応え、焼戻し時に顕著な二次硬化を起こす元素であるＭｏ、Ｃｒ、Ｖの複合添加により、４５０℃以上の高温焼戻しにおいても室温で１２００N/mm2以上の引張強さを有し、かつ耐遅れ破壊特性に優れたボルト用鋼が開示されている。しかし、この場合でも、４５０℃以上の温度で焼戻ししても、引張強さを１４００N/mm2以上に調質した場合には遅れ破壊の発生率が高くなるという問題がある。
【００２２】
本発明者らは、上記の問題に鑑みて種々研究を重ねた結果、ボルト引張強さと焼戻し温度の関係式、および、ボルト引張強さと鋼材の化学成分から計算される炭素当量の関係式が導き出されることを知見し、これら両式を満足するように鋼材の化学成分を設定して、焼入れおよび焼戻し処理することにより、ボルト引張強さが１２００N/mm2以上に調質可能な耐遅れ破壊特性に優れ使用する高力ボルト用鋼として適性の高い鋼が得られることを確認した。
一方、鋼材の耐火温度は、Ｆｅを主成分としてＣ、Ｓｉ、Ｍｎを含有させ、これに例えば耐熱鋼で利用されるＣｒ、Ｍｏ、Ｍｎ、Ｖなどの合金元素を添加することで、耐火温度レベルを６００℃以上に強化することが可能であることを確認した。
本発明者らは、以上のことから、耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルトと耐火性に優れた高力ボルトは、鋼材の化学成分の観点から共通の課題を有しており、この課題を解決することで両者の特性を併せ持つ６５０℃での耐火性にすぐれた無耐火被覆接合部を実現できる、超高力ボルトが得られることを見出した。
【００２３】
（１）超高力ボルト用鋼の化学成分
本発明の無耐火被覆ボルト摩擦接合構造および無耐火被覆高力ボルト引張接合構造で使用する超高力ボルト用鋼として適性の高い鋼の化学成分（質量％）例について以下に説明する。
Ｃは、焼入れ・焼戻し処理により引張強度を確保するために必要な元素であるが、その含有量が０．３０％未満では室温強度を確保することができず、また０．４５％を超えて添加すると靭性が劣化する。したがって、その成分範囲を０．３０％以上〜０．４５％以下に限定する。
Ｓｉは、脱酸に必要な元素であり、鋼の強度向上に有効であるが、その含有量が０．１％以上であると靭性が劣化し、鋼の脆性が著しくなる。また、フェライトの固溶強化作用の大きい元素であるために、球状化焼鈍を行っても冷間鍛造が困難となる。さらに熱処理時に粒界酸化が起き易くなり、その切欠効果によってボルトの耐遅れ破壊特性を劣化させる元素であるために極力低減すべきである。したがって、その成分範囲を０．１０％未満に限定する。
Ｍｎは、焼入れ性を向上させるのに有効な元素であるが、その添加量が０．４０％以下では所望の効果を得ることができず、また１．００％以上添加すると焼戻し脆化を生じ、耐遅れ破壊特性が劣化するので、その成分範囲を０．４０％超〜１．００％未満に限定する。
【００２４】
Ｐは、粒界に偏析し、粒界強度を低下させ耐遅れ破壊特性を劣化させる元素である。また、著しい腐食環境である塩酸中において、鋼材表面での水素発生を促進する効果を通じて鋼の腐食量を増加させる元素であり、極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％以上であると鋼材中に侵入する水素量が著しく増大するため、０．０１０％未満に限定する。
Ｓは、粒界に偏析して鋼の脆化を促進する元素であるため、Ｓの含有量を極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％を超えると脆化が著しくなるため、０．０１０％以下に限定する。
Ｃｒは、鋼の焼入れ性を高めると同時に高温強度を向上させる元素であり、かつ鋼に焼戻し軟化抵抗を付与する効果があるが、その添加量が０．５％未満では前記作用に効果が得られず、他方、経済性を考慮し、その添加量を０．５％以上〜１．５％未満に限定する。
【００２５】
Ｍｏは、高温強度の向上に最も有効な元素であり、かつ高温焼戻しを可能とすることによって耐遅れ破壊特性を向上させる元素であるが、その添加量が０．３５％未満では所望の効果を得ることができず、一方、１．５％を超えて添加すると焼入れ時に未溶解炭化物が母相に固溶し難くなり、延性を損なうため、その添加量を０．３５％超〜１．５％未満に限定する。
Ｖは、焼戻し時に微細な窒化物、炭化物として析出して鋼の強度（高温強度含む）を向上させ、高温焼戻しを可能とする元素であり、かつ旧オーステナイト粒を微細化させる効果がある。さらに焼戻し時に粒内に析出した炭窒化物は水素のトラップサイトとなり、粒界に集積する水素を低減することによって耐遅れ破壊特性を大幅に向上させる効果を持つ。しかしその添加量が０．３％以下では旧オーステナイト粒度Ｎｏ．１０を達成できず、耐遅れ破壊特性を向上させるまでには至らない。また１．０％を超えて添加するとボルトの冷鍛性を損なう。またＶは高価な元素であるため経済性も考慮して、その含有量を０．３％超〜１．０％以下に限定する。（第五の発明に相当）
【００２６】
（２）焼戻し温度特性
遅れ破壊は、旧オーステナイト粒界割れを呈することから、ボルトの耐遅れ破壊特性の向上には、２５０〜４００℃の低温焼戻し脆性温度領域を避けるとよく、さらに旧オーステナイト粒界へのフィルム状セメンタイトの析出を抑制するため、焼戻し温度上昇による炭化物の形態の制御が有効であること、および水素のトラップサイトとなるＶ炭窒化物を析出させ、粒界に集積する水素を低減することが有効である。したがって、焼戻し温度を４５０℃以上とすることも可能である。
しかし、本発明者らは、これに限定されることなく、ボルトの耐遅れ破壊特性は、高力ボルトの引張強さＴＳ（N/mm2）と焼戻し温度（℃）との関係式（３）、および高力ボルトの引張強さＴＳ（N/mm2）と炭素当量Ｃeq（％）との関係式（４）を満足する焼戻し温度にしておけば、遅れ破壊を十分に防止できることを実験結果から見出した。
【００２７】
このような条件を満足する鋼材を高力ボルトに用いることにより、例えば常温時のボルト引張強さ（ＴＳ）が１２００N/mm2以上で、かつ、６５０℃でのボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が上記関係式（１）を満足する耐火性に優れた超高力ボルトが得られ、この超高力ボルトの使用により無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部および無耐火被覆高力ボルト引張接合部の実現が可能である。
ＴＳ≦（１．１×Ｔ＋８５０） （３）
ＴＳ≦（５５０×Ｃeq＋１０００） （４）
ここで、ＴＳ ：常温時の高力ボルト引張強さ（N/mm2）
Ｔ ：焼戻し温度（℃）
Ｃeq：炭素当量（％）
Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
【００２８】
［焼戻し実験例］
表１に示す化学成分組成を有する本発明供試鋼（１〜１０）を用い、線径φ２１．５ｍｍの線材に熱間圧延を施し、得られた各種線材から、ねじ部がＭ２２である高力ボルトを作成し、焼入れ、焼戻しによりボルト引張強さを１２００〜１７００（N/mm2）の範囲で調整した超高力ボルトとした。
ここで、ボルト引張強さは成分と焼戻し温度で調整し、焼戻し温度は２９０〜７００℃の範囲で行った。この焼戻しは、高温特性を評価するための高温条件を付与するために行った。この焼戻し温度Ｔ（℃）と、焼戻し後の実験例（供試鋼１〜１０）の超高力ボルト引張強さＴＳ（N/mm2）を比較例（供試鋼１１〜１８）の高力ボルトの場合とともに表２に示す。
図６および図７は、表１に示す本発明供試鋼（１〜１０）と比較例供試鋼（１１〜１８）を用いて得られた多くの具体的実験データから、焼き戻し後の遅れ破壊の発生の有無を、図中×印（遅れ破壊発生）および○印（遅れ破壊発生せず）として示す。両図とも、前記関係式（３）および（４）を満足する領域では、遅れ破壊は発生していないことを示している。
【００２９】
【表１】
【００３０】
【表２】
【００３１】
【実施例】
［実施例１］
この実施例１は、図１に示したような梁１ａ、１ｂを上側添板２ａと下側添板２ｂと側部添板２ｃを介して高力ボルト３で接合する高力ボルト摩擦接合構造の場合についてのものであり、ここでは、梁１ａ、１ｂ、上側添板２ａと下側添板２ｂと側部添板２ｃは、６５０℃での高温強度が保証されたものを用いた場合のものである。
図８は、ねじ部がＭ２２（ＪＩＳ Ｂ ０１２３）の高力ボルトについて、本発明の超高力ボルトの剪断耐力ＴＳ／√３（N/mm2）と試験温度（℃）の関係を、比較例１（一般Ｆ１０Ｔ（ＪＩＳ Ｂ １１８６）ボルト）、比較例２（耐火Ｆ１０Ｔ（ＪＩＳ Ｂ １１８６）ボルト）の場合と併せて示したものである。本発明の超高力ボルトは常温の引張強さを１４００N/mm2以上に調質したものであり、この超高力ボルトの長期許容剪断耐力は２３６N/mm2である。また、比較例１、２の長期許容剪断耐力は１４７N/mm2である。
図８では、本発明の超高力ボルトは、常温時の引張強さが１４１２N/mm2（＝８１５N/mm2×√３）で、６５０℃でのボルト剪断耐力（ｂτｔ）が前記関係式（１）を満足し、かつ、６５０℃において、比較例２の１．３倍の剪断耐力（ｂτｔ）を有することを示している。
図９、図１０、図１１は、ねじ部がＭ１６、Ｍ２０、Ｍ２４の本発明の超高力ボルトについて、ボルト剪断耐力ＴＳ／√３（N/mm2）と試験温度（℃）の関係をそれぞれ示したものである。各図とも、本発明の超高力ボルトは６５０℃でのボルト剪断耐力（ｂτｔ）が前記関係式（１）を満足していることを示している。
【００３２】
［実施例２］
この実施例２は、図５に示したような柱５とＴ形接合金物７を高力ボルト８で接合する高力ボルト引張接合部構造で、床スラブ１０のある場合についてのものであり、ここでは、柱５、Ｔ形接合金物７は、６５０℃での高温強度が保証されたものを用い、梁は引張強さが４００N/mm2級のものを用いた。
図１２、図１３は、ねじ部がＭ２２（ＪＩＳ Ｂ ０１２３）の高力ボルトで接合される柱５とＴ形接合金物７の引張接合部の例を、梁６の上フランジ６ａ側における床スラブ１０内の引張ボルト８ａの本数が２本、４本の場合について、それぞれ示したものである。
表３は、図１２、図１３の高力ボルト接合部構造について、図８に示される諸数値をもとに、前記関係式（２）から６５０℃での梁の長期許容剪断耐力Ｑｓを求め、選定できる梁断面の上限の例を示したものである。表３では、本発明の超高力ボルトは、床スラブ１０内の引張ボルト８ａの本数が２本の場合（図１２）にＨ−４００×２００×８×１３、床スラブ１０内の引張ボルト８ａの本数が４本の場合（図１３）にＨ−６００×２００×１２×２２が選定でき、比較例のボルトの場合に比べて、長期許容剪断力Ｑｓが大きな梁が選定可能であることを示している。
【００３３】
【表３】
【００３４】
以上のことから、本発明の超高力ボルトは、常温時および６５０℃の高温時で耐火性（高温強度）および耐遅れ破壊特性に優れ、日本建築学会が１９７３年に制定、１９９３年に改定の「高力ボルト接合設計指針」の規定に十分に満足する特性を有するものであり、この超高力ボルトを使用することによって、無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造と無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造を実現できることが確認できる。
なお、本発明は、上記の構造例や実施例の内容に限定されるものではなく、接合部構造条件、高力ボルト（形成耐火鋼を含む）条件などについては、対象接合部、使用部位、環境条件によって要求される諸特性に応じて、上記各請求項の範囲内で変更されるものである。
【００３５】
【発明の効果】
本発明は、火災を受ける可能性のある鉄骨構造物を形成する高力ボルト接合部構造において、基本的には接合対象となる主部材（例えば柱や梁あるいは厚板）が６００〜６５０℃の高温強度を有し無耐火被覆接合構造を実現できることを前提として、この主部材（例えば柱や梁あるいは厚板）の高温強度が十分に発揮されるために、例えば、常温で従来のＦ１０Ｔボルトの１．４倍程度以上のボルト引張強さ、かつ、６００℃〜６５０℃で従来の耐火Ｆ１０Ｔボルトの１．３〜１．４倍の剪断耐力を有する、耐火性および耐遅れ破壊特性に優れた超高力ボルトを使用するものであり、これによって６００〜６５０℃の高温時に無耐火被覆高力ボルト接合部構造を実現でき、コスト低減、工期短縮を実現することができる。
また、本発明で使用するナットおよび座金の場合には、火災時にボルト接合部が支圧状態に移行した際に、高力ボルトで求められるような剪断応力が作用しないので、耐火性能を規定していない一般の構造用高力六角ナット、構造用高力平座金で対応することができるようになり、コストの上昇を抑えることができる。
さらに、本発明で使用する梁部材や接合金物の一部などは、使用部位によって求められる特性に応じて厳選することにより、素材コスト低減や施工時間の短縮も可能になる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明で接合対象とする梁部材の高力ボルト摩擦接合構造例を示す立体説明図。
【図２】 本発明で接合対象とする厚板部材の高力ボルト摩擦接合構造例を示す断面説明図。
【図３】 本発明で接合対象とする柱−梁の高力ボルト摩擦接合構造例を示す部分立体説明図。
【図４】 （ａ）図は、図３の柱−梁の高力ボルト摩擦接合構造例での部分断面説明図、（ｂ）図は、（ａ）図の部分平面説明図。
【図５】 柱−梁の高力ボルト摩擦接合構造例で梁上フランジの上部に床スラブを配置した場合の部分断面説明図。
【図６】 鋼材の焼戻し温度と引張強さ（ＴＳ）と遅れ破壊有無の関係を示す説明図。
【図７】 鋼材の炭素当量（Ｃeq％）と引張強さ（ＴＳ）と遅れ破壊有無の関係を示す説明図。
【図８】 試験温度とボルトの剪断耐力（ＴＳ／√３）との関係（Ｍ２２ボルトの場合）を示す説明図。
【図９】 試験温度とボルトの剪断耐力（ＴＳ／√３）との関係（Ｍ１６ボルトの場合）を示す説明図。
【図１０】 試験温度とボルトの剪断耐力（ＴＳ／√３）との関係（Ｍ２０ボルトの場合）を示す説明図。
【図１１】 試験温度とボルトの剪断耐力（ＴＳ／√３）との関係（Ｍ２４ボルトの場合）を示す説明図。
【図１２】 （ａ）図は、床スラブを配置した柱−梁の高力ボルト引張接合部構造例（床スラブ内のＴ形接合金物用のボルトが２本の場合）を示す部分断面説明図、（ｂ）図は、（ａ）図のＴ形接合金物の側面説明図。（ｃ）図は、（ａ）図の平面説明図。
【図１３】 （ａ）図は、床スラブを配置した柱−梁の高力ボルト引張接合部構造例（床スラブ内のＴ形接合金物用のボルトが４本の場合）を示す部分断面説明図、（ｂ）図は、（ａ）図のＴ形接合金物の側面説明図。（ｃ）図は、（ａ）図の平面説明図。
【符号の説明】
１ａ、１ｂ 梁部材 ２ａ 外側添板
２ｂ 内側添板 ２ｃ 側部添板
３ 高力ボルト ５ 柱
６ 梁 ６ａ 上フランジ
６ｂ 下フランジ ７ Ｔ形接合金物
８ 高力ボルト ８ａ 高力ボルト（床スラブ内）
９ 高力ボルト ９ａ 高力ボルト（床スラブ内）
１０ 床スラブ １１ スタッド
【発明の属する技術分野】
本発明は、火災を受ける可能性のある鉄骨構造物を構成する柱・梁部材、または梁部材同士を、直接またはＴ形接合金物や添板などの接合金物を介して高力ボルト接合する場合に適用される、無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造および無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
火災を受ける可能性のある鉄骨構造物を構成する、柱・梁部材などの鋼材は、火災時に高温に晒され強度が低下して鉄骨構造物としての充分な機能を維持できなくなることから、従来、鋼材自体に面倒な耐火被覆を施したり、耐火材による保護構造を用いて鋼材を高温から保護することが行われている。
しかし、このように、鋼材に耐火被覆を施したり、鋼材を耐火材による保護構造を用いることは、材料コスト、施工コスト負担を増大させることになることから、近年、火災時間に相当する時間における高温強度を高めた、いわゆる無耐火被覆鉄骨構造物の実現を主目的とした高温強度に優れた耐火鋼が多数開発されてきており、これらの耐火鋼からなる鋼材の高力ボルト接合部に関しても、高温強度が要求されるようになってきた。
【０００３】
高力ボルト・ナットに関しては、例えば、特許文献１の発明では、Ｍｏ添加により、室温で１０００N/mm2以上のボルト引張強さを有し、かつ６００℃以上での高温強度に優れたボルトおよびナット用鋼が提案されているが、高温強度が充分なものとは言い難く、より高い高温強度を得るために、Ｎｉ、Ｖ等の高価な合金元素を添加する必要がありコスト上昇の問題もある。
特許文献２および特許文献３の発明では、室温で１０００N/mm2以上のボルト引張強さを有し、かつ６００℃で４００N/mm2以上の降伏強度を有するボルトおよびナット用鋼が開示されているが、Ｎｂ、Ｗ等の特殊元素の添加が必要でありコスト上昇の問題がある。また、高温強度が充分なものとは言い難い。
一方、上記従来公知の耐火性を有する高力ボルトの場合、ボルト引張強さが１１００N/mm2程度のものもあるが、降伏応力以下で使用してもボルト締結からある時間経過後にボルトが突然破断する「遅れ破壊現象」を生じる恐れがあるため、鉄骨構造物の重要な接合部品であるボルトとして安心して使用できないという問題があり、従来の１０００N/mm2級を上限とせざるを得ない状況にある。このため、必然的にボルト本数および接合金物の長さが大きくなることから、コスト低減、工期短縮のニーズが高かった。
【０００４】
【特許文献１】
特開平２−２４７３５５号公報（請求項１、表７、図１の記載）
【特許文献２】
特開平５−５１６９８号公報（請求項１、表２の記載）
【特許文献３】
特開平５−９８３８９号公報（請求項１、表２の記載）
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
上記公知の発明に開示されている高力ボルトやナットは、いずれも合金元素の添加量を特徴とするものであり、耐火性を向上させようとすると結果的に高価な合金元素の添加量が増加し、素材コストが上昇するという本質的な問題点に加え、遅れ破壊現象の発生という問題も抱えている。
本発明は、遅れ破壊の問題を解決すると同時に、素材コスト低減、施工時間の短縮を図りながら６５０℃の高温での強度を十分に確保でき、耐火材被覆や、耐火材による保護構造に依存しない超高力ボルトを使用した、無耐火被覆の高力ボルト接合部構造を提供するものである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明は、上記の課題を解決するために以下の（１）〜（４）を要旨とするものである。
（１）火災を受ける鉄骨構造物の高力ボルト摩擦接合部構造であって、前記鉄骨構造物は接合対象となる主部材が接合金物を介して高力ボルトで接合された無耐火被覆鉄骨構造物であり、前記主部材および接合金物が６００〜６５０℃の高温強度を有する鋼材からなり、常温で１２００Ｎ／ｍｍ２以上のボルト引張強さ（ＴＳ）を有し、かつ、６５０℃でのボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が、下記（１）式を満足する、耐火性に優れた超高力ボルトにより前記主部材が接合金物を介して接合されていることを特徴とする無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造。
ｂτｔ≧μ×Ｎｏ／（ν×ｂＡｓ） （１）
ここに、ｂτｔ：６５０℃におけるボルト剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
μ：主部材と接合金物との間の常温時のすべり係数０．４５
Ｎｏ：設計ボルト張力＝０．６７５×ＴＳ×ｂＡｅ（Ｎ）
ここに、ｂＡｅ；ねじ部有効断面積（ｍｍ ２ ）
ν：長期荷重に対する安全率１．５
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
【０００７】
（２）火災を受ける鉄骨構造物の高力ボルト引張接合部構造であって、前記鉄骨構造物は梁が柱に接合金物を介して高力ボルトで接合された無耐火被覆鉄骨構造物であり、前記柱、梁、および接合金物が６００〜６５０℃の高温強度を有する鋼材からなり、常温で１２００Ｎ／ｍｍ２以上のボルト引張強さ（ＴＳ）を有し、かつ、６５０℃でのボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が下記（１）式を満足し、かつ、常温時の梁の長期許容剪断力（Ｑｓ）が下記（２）式を満足する、耐火性に優れた超高力ボルトにより前記梁が柱に接合金物を介して接合されていることを特徴とする無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造。
ｂτｔ≧μ×Ｎｏ／（ν×ｂＡｓ） （１）
ここに、ｂτｔ：６５０℃におけるボルト剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
μ：柱または梁と接合金物との間の常温時のすべり係数０．４５
Ｎｏ：設計ボルト張力＝０．６７５×ＴＳ×ｂＡｅ（Ｎ）
ここに、ｂＡｅ；ねじ部有効断面積（ｍｍ ２ ）
ν：長期荷重に対する安全率１．５
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
Ｑｓ≦｛ｎｓ×ｂτ＋（ｎｆ−ｎｓ）×ｂτｔ｝×ｂＡｓ （２）
ここに、 Ｑｓ：常温時の梁の長期許容剪断力（Ｎ）
Ｑｓ＝ｆｓ×Ａｂ
ｆｓ：梁の長期許容剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
Ａｂ：梁の断面積（ｍｍ２）
ｎｓ：梁上フランジ側における床スラブ内の引張ボルト本数
ｂτ：常温時のボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτ＝ＴＳ／√３
ｎｆ：梁上フランジ側における引張ボルト本数
ｂτｔ：６５０℃におけるボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルトの引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
【０００８】
（３） （１）または（２）において、使用したナットおよび座金が、耐火性能を規定していない一般の構造用高力六角ナット、構造用高力平座金で構成されたことを特徴とする無耐火被覆高力ボルト接合部構造。
（４） （１）または（２）において、前記主部材、柱、梁または接合金物の一部の高温強度が、前記６００〜６５０℃の高温強度未満であることを特徴とする請求項１または請求項２記載の無耐火被覆高力ボルト接合部構造。
【０００９】
【発明の実施の形態】
本発明は、火災を受ける可能性のある鉄骨構造物を構築する高力ボルト摩擦接合部構造と高力ボルト引張接合部構造において適用されるものであり、常温時および６５０℃の高温時において充分な強度（剪断耐力）を確保でき、遅れ破壊の問題もない超高力ボルトを使用して、ボルト本数や接合金物の長さの低減によりボルト接合部全体のコスト低減および施工時間の短縮を図ると同時に、耐火材被覆、耐火材による保護構造に依存しない無耐火被覆を可能とする高力ボルト摩擦接合部構造および高力ボルト引張接合部構造を実現するものである。
高力ボルト接合構造には、高力ボルト摩擦接合部構造と、高力ボルト引張接合部構造があるが、日本建築学会が１９７３制定、１９９３改定した「高力ボルト接合設計施工指針」では常温時の長期および耐震設計において、摩擦接合部、引張接合部をそれぞれ独立に取り扱って設計することにしている。したがって、本発明でも、高温時において各々高力ボルト接合部構造を独立に取り扱うこととし、各接合部の耐火安全性検証の考え方に応じた無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造と、無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造を提供するものである。
【００１０】
本発明では、高力ボルト摩擦接合部構造、高力ボルト引張接合部構造のいずれの場合も、基本的には、常温時で１２００N/mm2以上１６００N/mm2以下のボルト引張強さを有し、かつ、６５０℃での剪断耐力、すなわち耐火性と耐遅れ破壊性に優れた超高力ボルト（トルシア形超高力ボルトを含み以下「超高力ボルト」という。）を用いて構成される無耐火被覆高力ボルト接合部構造を実現するものである。
【００１１】
本発明を実現するための耐火性に優れた高力ボルト用鋼材としては、例えば本願出願人の出願になる特開２００２−２７６６３７号公報の発明に開示されるものが適性がある。この発明で開示される鋼材は、耐遅れ破壊特性に優れていることを特徴とするものであるが、常温で充分な強度を有し６５０℃の高温で充分な強度を有することから、本発明の無耐火被覆の高力ボルト摩擦接合構造を実現するための耐火性に優れた超高力ボルト素材として高い適性を有するものである。
例えば、この鋼材を圧延して線材とし、この線材から、ねじ部が例えばＭ２２である高力ボルトを作成し、焼入れ、焼戻しを行いボルトの引張強さを１２００〜１６００N/mm2の範囲で調整して、本発明で使用する耐火性および耐遅れ破壊特性に優れた超高力ボルトを得ることができる。この超高力ボルトの形状としては、ねじ部での応力の集中を緩和する意味で、特開２００２−２７６６３７号公報の発明に開示されるように、ねじ部の谷底形状を弧状曲線に形成することも有効である。
なお、本発明で使用する耐火性および耐遅れ破壊特性に優れた超高力ボルトは、すべての部位で使用してもよいが、使用部位によって求められる特性が異なってくることから、この求められる特性に応じて使用部位を厳選し、素材コスト負担を軽減することを考慮することができる。
【００１２】
本発明の高力ボルト接合部構造においては、高力ボルトの高温強度、特に剪断耐力レベルが高いことが要求されるが、使用するナットおよび座金は、火災時にボルト接合部が支圧状態に移行した際に、高力ボルトのような剪断応力が作用しないので、高力ボルトと同様の高温強度を有している必要がなく、例えば耐火性能を規定していない一般の構造用高力六角ナット、構造用高力平座金でも充分な高温強度を確保することができる。
また、本発明を適用した高力ボルト接合部構造において使用する柱・梁部材、接合金物などの部材は、すべてが６００℃以上で充分な高温強度を有する耐火鋼材、例えばＮＳＦＲ４００Ｂ、４９０Ｂなどによって形成してもよいが、使用部位によって求められる特性が異なってくることから、コスト負担の大きい６００℃以上で充分な高温強度を有する耐火鋼材で形成する部位を厳選し、素材コスト負担を軽減することを考慮することができる。
【００１３】
以下に本発明について詳細に説明する。
１．高力ボルト摩擦接合部構造の場合
（１）高力ボルト摩擦接合部構造の例
高力ボルト摩擦接合は、高力ボルトで継手部材を締め付け、部材間に生じる摩擦力によって応力を伝達する接合方法である。高力ボルト摩擦接合部構造としては、例えば、図１に示すように、Ｈ形梁部材１ａと１ｂを、外側添板２ａと内側添板２ｂおよび側部添板２ｃを介して高力ボルト３で接合する高力ボルト接合部構造、あるいは図２に示すように、厚板部材１ｄと１ｅを上側添板２ｄと下側添板２ｅを介して高力ボルト３で接合する高力ボルト接合部構造、あるいは図３に示すようにＴ形金物７に梁部材６を高力ボルト９により接合する高力ボルト接合部構造などが代表的なものである。なお、柱部材５にＴ形金物７を高力ボルト接合する構造は、後述する高力ボルト引張接合部構造に該当する。
本発明の第一の発明は、この高力ボルト摩擦接合部構造において適用されるものである。
（２）高力ボルト摩擦接合部の耐火安全性検証の考え方
鉄骨構造の高力ボルト摩擦接合部は、火災による高温時において、ボルト３と梁部材（厚板部材）、添板のリラクゼーションおよびヤング係数の低下により導入軸力が弛緩し、すべり荷重が低下する。しかしながら、火災時には、ボルト接合部が最終的に長期荷重を支持できればよいことから、耐火設計におけるボルト接合部の安全性評価は、すべり耐力ではなく支圧耐力（ボルトの長期許容剪断耐力）で評価すればよいことになる。
【００１４】
日本建築学会が１９７３制定、１９９３改定した「高力ボルト接合設計施工指針」の規定の各式（２．３）、（２．４）、表２．２、表２．３（Ｆ１０Ｔ（ＪＩＳＢ １１８６）相当）に準拠して考えると、火災時のボルト接合部は高温時のボルト剪断耐力ｂτｔ（N/mm２）が関係式（１）を満足していれば、摩擦接合部の耐火安全性が検証できる。
ｂτｔ≧μ×Ｎｏ／（ν×ｂＡｓ） （１）
ここに、ｂτｔ：６５０℃におけるボルト剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
μ：主部材と接合金物との間の常温時のすべり係数０．４５
Ｎｏ：設計ボルト張力＝０．６７５×ＴＳ×ｂＡｅ（Ｎ）
ここに、ｂＡｅ；ねじ部有効断面積（ｍｍ ２ ）
ν：長期荷重に対する安全率１．５
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
ただし、設計ボルト張力（Ｎｏ）は、例えば、前記の日本建築学会「高力ボルト接合設計施工指針」によるものである。
【００１５】
例えば、すべり係数（μ）が０．４５、かつ、長期荷重に対する安全率（ν）が１．５の場合、式（１）は式（１ａ）のように書き直すことができる。
ｂτｔ≧０．２０２５×ＴＳ×（ｂＡｅ／ｂＡｓ） （１ａ）
加えて、例えば、常温時のボルト引張強さ（ＴＳ）が１４００N/mm2、かつ、ねじ部有効断面積／軸部断面積（ｂＡｅ／ｂＡｓ）がＭ１６、２０、２４（ＪＩＳ Ｂ ０１２３）で０．８１６、Ｍ２２（ＪＩＳ Ｂ ０１２３）で０．８３２の場合には、ｂτｔは式（１ａ）から、Ｍ１６、２０、２４で２３１N/mm2以上、Ｍ２２で２３６N/mm2以上を満足すればよいことが分かる。（第一の発明に相当）
また、本発明者らは、高力ボルト摩擦接合部の耐火設計では、ボルトの長期許容剪断耐力で評価するため、すべり荷重に多少影響する可能性のあるものの、ナット・座金の高温耐力は最終的には無視できることを見出した。したがって、摩擦接合用のボルト接合部において用いる構造用高力六角ナット、構造用高力平座金には特別の耐火特性の付与を要求しなくてもよい。（第三の発明に相当）
また、柱、梁および接合金物は、基本的には高温の強度が保証されたものを使用するが、柱、梁については、その一部を耐火被覆を施すことにより高温強度の小さい材料で形成しても実質的に問題のない接合部構造とすることができる。（第四の発明に相当）
【００１６】
２．高力ボルト引張接合部構造の場合
（１）高力ボルト引張接合部構造の例
高力ボルト引張接合は、高力ボルトの軸方向の応力を伝達する接合方法であり、摩擦接合と同様に、高力ボルトを締め付けて得られる材間圧縮力を利用して応力を伝達するものである。高力ボルト引張接合部構造としては、例えば、図３、図４（ａ）、（ｂ）に示すように、柱５と梁（合成梁を含む）６をＴ形接合金物７を介して高力ボルト８で接合する接合部構造が代表的なものである。
（２）高力ボルト引張接合部の耐火安全性検証の考え方
高力ボルト引張接合部は、火災加熱時において、梁の熱膨張を柱が拘束するため、引張接合部には、梁からの圧縮力が発生するが、すべり荷重が低下するため、ボルトの支圧（剪断）で長期荷重（梁の長期許容剪断力）を支持する必要がある。このとき、例えば図５に示すように、梁６の上フランジ側には通常、床スラブ１０が存在することから、床スラブ１０内のボルト８ａは常温時のボルト剪断耐力を、その他のボルト８は高温時のボルト剪断耐力を有していると考えられる。
【００１７】
一方、火災加熱後の冷却過程において、梁６の収縮を柱５が拘束するため、引張接合部には梁６からの引張力が発生するが、火災加熱時と同様にすべり荷重が低下するため、ボルトの支圧（剪断）で長期荷重（梁の長期許容剪断力）を支持する必要がある。加えて梁６の収縮による引張力が付加軸力として作用するため、床スラブ１０の協力が期待できない梁６の下フランジ（およびウエブ）のボルト８は引き千切られるように破断してしまうことが想定される。このとき、梁６の上フランジ側における床スラブ１０内のボルト８ａは常温時のボルト剪断耐力を、梁６の上フランジ側の床スラブ１０外のボルト８は高温時の高力ボルト剪断耐力を有していると考えられる。
【００１８】
以上のことから高力ボルト引張接合部は、結局、長期荷重（梁の長期許容剪断力）を支持できるボルト本数が少ない火災加熱後の冷却過程により決定されることになる。よって、関係式（１）を満足した上で、常温時の梁の長期許容剪断力Ｑｓ（Ｎ）と、常温時のボルト剪断耐力ｂτ（N/mm２）および高温時のボルト剪断耐力ｂτｔ（N/mm２）との関係式（２）を満足する、常温時の梁の長期許容剪断力Ｑｓ（Ｎ）を上限とする梁を選定しておけば、引張接合部の耐火安全性が検証できる。
Ｑｓ≦｛ｎｓ×ｂτ＋（ｎｆ−ｎｓ）×ｂτｔ｝×ｂＡｓ （２）
ここに、 Ｑｓ：常温時の梁の長期許容剪断力（Ｎ）
Ｑｓ＝ｆｓ×Ａｂ
ｆｓ：梁の長期許容剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
Ａｂ：梁の断面積（ｍｍ２）
ｎｓ：梁上フランジ側における床スラブ内の引張ボルト本数
ｂτ：常温時のボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτ＝ＴＳ／√３
ｎｆ：梁上フランジ側における引張ボルト本数
ｂτｔ：６５０℃におけるボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルトの引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
【００１９】
例えば、図５で示すような高力ボルト引張接合部が、Ｍ２２ボルトで構成されており、６５０℃の高温時の場合で、常温時のボルト剪断耐力（ｂτ）が８１５N/mm2、６５０℃の高温時のボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が２３８N/mm2、梁６の上フランジ側における引張ボルト８の本数（ｎｆ）が例えば４本、梁の上フランジ側における床スラブ１０内の引張ボルト８ａの本数（ｎｓ）が例えば２本、軸部断面積（ｂＡｓ）が３８０mm2の場合には、常温時の梁の長期許容剪断力Ｑｓは、式（２）から、８００ｋＮ以下を選定できることが分かる。（第二の発明に相当）
また、本発明者らは、高力ボルト引張接合部の耐火設計は、ボルトの常温時および高温時の剪断耐力で評価するため、ナット・座金の高温耐力は最終的には無視できることを見出した。したがって、引張接合部において、ナット・座金に用いる構造用高力六角ナット、構造用高力平座金には、特別の耐火特性の付与を要求しなくてもよい。（第三の発明に相当）
また、柱５、梁６および接合金物７は、基本的には高温強度が保証されたものを使用するが、柱、梁については、その一部を耐火被覆を施すことにより高温強度の小さい材料で形成しても実質的に問題のない接合部構造とすることができる。（第四の発明に相当）
【００２０】
３．高力ボルト用鋼に求められる特性
本発明の無耐火被覆高力ボルト摩擦接合構造および無耐火被覆高力ボルト引張接合構造に使用する高力ボルト用鋼に関しては、例えば、特開平１−１９１７６２号公報および特開平３−１７３７４５号公報の発明に開示されているように、遅れ破壊によるボルトの破断面が粒界破壊を呈することに着目し、鋼材を構成する化学成分中のＰ、Ｓ等の不純物を低減して粒界を強化するとともに、組織制御の観点からＭｏ、Ｃｒを添加して４００℃以上の高温焼戻しを指向して、遅れ破壊の原因である水素が鋼材中に侵入しても容易に破壊に至らない特性を付与したものがある。不純物のＰを低減することは、特開平５−９６５３号公報の発明にも開示されているように、粒界に偏析するＰを低減し粒界強化を図る上で極めて有効である。
【００２１】
しかしながら、上記鋼では、ある濃度以上の水素が鋼材成分中に侵入すれば遅れ破壊が引き起こされるため、ボルトの耐遅れ破壊特性をさらに向上させるには、鋼材成分中に水素が侵入し難くすること、あるいは、旧オーステナイト粒界への水素の集積を低減することが効果的である。
例えば、特開平５−７０８９０号公報の発明に開示されているように、鋼材成分中へのＳｉ、Ｎｉの同時添加により鋼材への水素の侵入および拡散を抑制する技術が提案されている。ところが、このようなＳｉの添加はボルトの冷鍛性を損なうばかりでなく、Ｎｉの添加はコスト高になるという問題がある。
また、特開平７−２７８７３５号公報の発明には、上記の要求に応え、焼戻し時に顕著な二次硬化を起こす元素であるＭｏ、Ｃｒ、Ｖの複合添加により、４５０℃以上の高温焼戻しにおいても室温で１２００N/mm2以上の引張強さを有し、かつ耐遅れ破壊特性に優れたボルト用鋼が開示されている。しかし、この場合でも、４５０℃以上の温度で焼戻ししても、引張強さを１４００N/mm2以上に調質した場合には遅れ破壊の発生率が高くなるという問題がある。
【００２２】
本発明者らは、上記の問題に鑑みて種々研究を重ねた結果、ボルト引張強さと焼戻し温度の関係式、および、ボルト引張強さと鋼材の化学成分から計算される炭素当量の関係式が導き出されることを知見し、これら両式を満足するように鋼材の化学成分を設定して、焼入れおよび焼戻し処理することにより、ボルト引張強さが１２００N/mm2以上に調質可能な耐遅れ破壊特性に優れ使用する高力ボルト用鋼として適性の高い鋼が得られることを確認した。
一方、鋼材の耐火温度は、Ｆｅを主成分としてＣ、Ｓｉ、Ｍｎを含有させ、これに例えば耐熱鋼で利用されるＣｒ、Ｍｏ、Ｍｎ、Ｖなどの合金元素を添加することで、耐火温度レベルを６００℃以上に強化することが可能であることを確認した。
本発明者らは、以上のことから、耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルトと耐火性に優れた高力ボルトは、鋼材の化学成分の観点から共通の課題を有しており、この課題を解決することで両者の特性を併せ持つ６５０℃での耐火性にすぐれた無耐火被覆接合部を実現できる、超高力ボルトが得られることを見出した。
【００２３】
（１）超高力ボルト用鋼の化学成分
本発明の無耐火被覆ボルト摩擦接合構造および無耐火被覆高力ボルト引張接合構造で使用する超高力ボルト用鋼として適性の高い鋼の化学成分（質量％）例について以下に説明する。
Ｃは、焼入れ・焼戻し処理により引張強度を確保するために必要な元素であるが、その含有量が０．３０％未満では室温強度を確保することができず、また０．４５％を超えて添加すると靭性が劣化する。したがって、その成分範囲を０．３０％以上〜０．４５％以下に限定する。
Ｓｉは、脱酸に必要な元素であり、鋼の強度向上に有効であるが、その含有量が０．１％以上であると靭性が劣化し、鋼の脆性が著しくなる。また、フェライトの固溶強化作用の大きい元素であるために、球状化焼鈍を行っても冷間鍛造が困難となる。さらに熱処理時に粒界酸化が起き易くなり、その切欠効果によってボルトの耐遅れ破壊特性を劣化させる元素であるために極力低減すべきである。したがって、その成分範囲を０．１０％未満に限定する。
Ｍｎは、焼入れ性を向上させるのに有効な元素であるが、その添加量が０．４０％以下では所望の効果を得ることができず、また１．００％以上添加すると焼戻し脆化を生じ、耐遅れ破壊特性が劣化するので、その成分範囲を０．４０％超〜１．００％未満に限定する。
【００２４】
Ｐは、粒界に偏析し、粒界強度を低下させ耐遅れ破壊特性を劣化させる元素である。また、著しい腐食環境である塩酸中において、鋼材表面での水素発生を促進する効果を通じて鋼の腐食量を増加させる元素であり、極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％以上であると鋼材中に侵入する水素量が著しく増大するため、０．０１０％未満に限定する。
Ｓは、粒界に偏析して鋼の脆化を促進する元素であるため、Ｓの含有量を極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％を超えると脆化が著しくなるため、０．０１０％以下に限定する。
Ｃｒは、鋼の焼入れ性を高めると同時に高温強度を向上させる元素であり、かつ鋼に焼戻し軟化抵抗を付与する効果があるが、その添加量が０．５％未満では前記作用に効果が得られず、他方、経済性を考慮し、その添加量を０．５％以上〜１．５％未満に限定する。
【００２５】
Ｍｏは、高温強度の向上に最も有効な元素であり、かつ高温焼戻しを可能とすることによって耐遅れ破壊特性を向上させる元素であるが、その添加量が０．３５％未満では所望の効果を得ることができず、一方、１．５％を超えて添加すると焼入れ時に未溶解炭化物が母相に固溶し難くなり、延性を損なうため、その添加量を０．３５％超〜１．５％未満に限定する。
Ｖは、焼戻し時に微細な窒化物、炭化物として析出して鋼の強度（高温強度含む）を向上させ、高温焼戻しを可能とする元素であり、かつ旧オーステナイト粒を微細化させる効果がある。さらに焼戻し時に粒内に析出した炭窒化物は水素のトラップサイトとなり、粒界に集積する水素を低減することによって耐遅れ破壊特性を大幅に向上させる効果を持つ。しかしその添加量が０．３％以下では旧オーステナイト粒度Ｎｏ．１０を達成できず、耐遅れ破壊特性を向上させるまでには至らない。また１．０％を超えて添加するとボルトの冷鍛性を損なう。またＶは高価な元素であるため経済性も考慮して、その含有量を０．３％超〜１．０％以下に限定する。（第五の発明に相当）
【００２６】
（２）焼戻し温度特性
遅れ破壊は、旧オーステナイト粒界割れを呈することから、ボルトの耐遅れ破壊特性の向上には、２５０〜４００℃の低温焼戻し脆性温度領域を避けるとよく、さらに旧オーステナイト粒界へのフィルム状セメンタイトの析出を抑制するため、焼戻し温度上昇による炭化物の形態の制御が有効であること、および水素のトラップサイトとなるＶ炭窒化物を析出させ、粒界に集積する水素を低減することが有効である。したがって、焼戻し温度を４５０℃以上とすることも可能である。
しかし、本発明者らは、これに限定されることなく、ボルトの耐遅れ破壊特性は、高力ボルトの引張強さＴＳ（N/mm2）と焼戻し温度（℃）との関係式（３）、および高力ボルトの引張強さＴＳ（N/mm2）と炭素当量Ｃeq（％）との関係式（４）を満足する焼戻し温度にしておけば、遅れ破壊を十分に防止できることを実験結果から見出した。
【００２７】
このような条件を満足する鋼材を高力ボルトに用いることにより、例えば常温時のボルト引張強さ（ＴＳ）が１２００N/mm2以上で、かつ、６５０℃でのボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が上記関係式（１）を満足する耐火性に優れた超高力ボルトが得られ、この超高力ボルトの使用により無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部および無耐火被覆高力ボルト引張接合部の実現が可能である。
ＴＳ≦（１．１×Ｔ＋８５０） （３）
ＴＳ≦（５５０×Ｃeq＋１０００） （４）
ここで、ＴＳ ：常温時の高力ボルト引張強さ（N/mm2）
Ｔ ：焼戻し温度（℃）
Ｃeq：炭素当量（％）
Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
【００２８】
［焼戻し実験例］
表１に示す化学成分組成を有する本発明供試鋼（１〜１０）を用い、線径φ２１．５ｍｍの線材に熱間圧延を施し、得られた各種線材から、ねじ部がＭ２２である高力ボルトを作成し、焼入れ、焼戻しによりボルト引張強さを１２００〜１７００（N/mm2）の範囲で調整した超高力ボルトとした。
ここで、ボルト引張強さは成分と焼戻し温度で調整し、焼戻し温度は２９０〜７００℃の範囲で行った。この焼戻しは、高温特性を評価するための高温条件を付与するために行った。この焼戻し温度Ｔ（℃）と、焼戻し後の実験例（供試鋼１〜１０）の超高力ボルト引張強さＴＳ（N/mm2）を比較例（供試鋼１１〜１８）の高力ボルトの場合とともに表２に示す。
図６および図７は、表１に示す本発明供試鋼（１〜１０）と比較例供試鋼（１１〜１８）を用いて得られた多くの具体的実験データから、焼き戻し後の遅れ破壊の発生の有無を、図中×印（遅れ破壊発生）および○印（遅れ破壊発生せず）として示す。両図とも、前記関係式（３）および（４）を満足する領域では、遅れ破壊は発生していないことを示している。
【００２９】
【表１】
【表２】
【実施例】
［実施例１］
この実施例１は、図１に示したような梁１ａ、１ｂを上側添板２ａと下側添板２ｂと側部添板２ｃを介して高力ボルト３で接合する高力ボルト摩擦接合構造の場合についてのものであり、ここでは、梁１ａ、１ｂ、上側添板２ａと下側添板２ｂと側部添板２ｃは、６５０℃での高温強度が保証されたものを用いた場合のものである。
図８は、ねじ部がＭ２２（ＪＩＳ Ｂ ０１２３）の高力ボルトについて、本発明の超高力ボルトの剪断耐力ＴＳ／√３（N/mm2）と試験温度（℃）の関係を、比較例１（一般Ｆ１０Ｔ（ＪＩＳ Ｂ １１８６）ボルト）、比較例２（耐火Ｆ１０Ｔ（ＪＩＳ Ｂ １１８６）ボルト）の場合と併せて示したものである。本発明の超高力ボルトは常温の引張強さを１４００N/mm2以上に調質したものであり、この超高力ボルトの長期許容剪断耐力は２３６N/mm2である。また、比較例１、２の長期許容剪断耐力は１４７N/mm2である。
図８では、本発明の超高力ボルトは、常温時の引張強さが１４１２N/mm2（＝８１５N/mm2×√３）で、６５０℃でのボルト剪断耐力（ｂτｔ）が前記関係式（１）を満足し、かつ、６５０℃において、比較例２の１．３倍の剪断耐力（ｂτｔ）を有することを示している。
図９、図１０、図１１は、ねじ部がＭ１６、Ｍ２０、Ｍ２４の本発明の超高力ボルトについて、ボルト剪断耐力ＴＳ／√３（N/mm2）と試験温度（℃）の関係をそれぞれ示したものである。各図とも、本発明の超高力ボルトは６５０℃でのボルト剪断耐力（ｂτｔ）が前記関係式（１）を満足していることを示している。
【００３２】
［実施例２］
この実施例２は、図５に示したような柱５とＴ形接合金物７を高力ボルト８で接合する高力ボルト引張接合部構造で、床スラブ１０のある場合についてのものであり、ここでは、柱５、Ｔ形接合金物７は、６５０℃での高温強度が保証されたものを用い、梁は引張強さが４００N/mm2級のものを用いた。
図１２、図１３は、ねじ部がＭ２２（ＪＩＳ Ｂ ０１２３）の高力ボルトで接合される柱５とＴ形接合金物７の引張接合部の例を、梁６の上フランジ６ａ側における床スラブ１０内の引張ボルト８ａの本数が２本、４本の場合について、それぞれ示したものである。
表３は、図１２、図１３の高力ボルト接合部構造について、図８に示される諸数値をもとに、前記関係式（２）から６５０℃での梁の長期許容剪断耐力Ｑｓを求め、選定できる梁断面の上限の例を示したものである。表３では、本発明の超高力ボルトは、床スラブ１０内の引張ボルト８ａの本数が２本の場合（図１２）にＨ−４００×２００×８×１３、床スラブ１０内の引張ボルト８ａの本数が４本の場合（図１３）にＨ−６００×２００×１２×２２が選定でき、比較例のボルトの場合に比べて、長期許容剪断力Ｑｓが大きな梁が選定可能であることを示している。
【００３３】
【表３】
以上のことから、本発明の超高力ボルトは、常温時および６５０℃の高温時で耐火性（高温強度）および耐遅れ破壊特性に優れ、日本建築学会が１９７３年に制定、１９９３年に改定の「高力ボルト接合設計指針」の規定に十分に満足する特性を有するものであり、この超高力ボルトを使用することによって、無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造と無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造を実現できることが確認できる。
なお、本発明は、上記の構造例や実施例の内容に限定されるものではなく、接合部構造条件、高力ボルト（形成耐火鋼を含む）条件などについては、対象接合部、使用部位、環境条件によって要求される諸特性に応じて、上記各請求項の範囲内で変更されるものである。
【００３５】
【発明の効果】
本発明は、火災を受ける可能性のある鉄骨構造物を形成する高力ボルト接合部構造において、基本的には接合対象となる主部材（例えば柱や梁あるいは厚板）が６００〜６５０℃の高温強度を有し無耐火被覆接合構造を実現できることを前提として、この主部材（例えば柱や梁あるいは厚板）の高温強度が十分に発揮されるために、例えば、常温で従来のＦ１０Ｔボルトの１．４倍程度以上のボルト引張強さ、かつ、６００℃〜６５０℃で従来の耐火Ｆ１０Ｔボルトの１．３〜１．４倍の剪断耐力を有する、耐火性および耐遅れ破壊特性に優れた超高力ボルトを使用するものであり、これによって６００〜６５０℃の高温時に無耐火被覆高力ボルト接合部構造を実現でき、コスト低減、工期短縮を実現することができる。
また、本発明で使用するナットおよび座金の場合には、火災時にボルト接合部が支圧状態に移行した際に、高力ボルトで求められるような剪断応力が作用しないので、耐火性能を規定していない一般の構造用高力六角ナット、構造用高力平座金で対応することができるようになり、コストの上昇を抑えることができる。
さらに、本発明で使用する梁部材や接合金物の一部などは、使用部位によって求められる特性に応じて厳選することにより、素材コスト低減や施工時間の短縮も可能になる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明で接合対象とする梁部材の高力ボルト摩擦接合構造例を示す立体説明図。
【図２】 本発明で接合対象とする厚板部材の高力ボルト摩擦接合構造例を示す断面説明図。
【図３】 本発明で接合対象とする柱−梁の高力ボルト摩擦接合構造例を示す部分立体説明図。
【図４】 （ａ）図は、図３の柱−梁の高力ボルト摩擦接合構造例での部分断面説明図、（ｂ）図は、（ａ）図の部分平面説明図。
【図５】 柱−梁の高力ボルト摩擦接合構造例で梁上フランジの上部に床スラブを配置した場合の部分断面説明図。
【図６】 鋼材の焼戻し温度と引張強さ（ＴＳ）と遅れ破壊有無の関係を示す説明図。
【図７】 鋼材の炭素当量（Ｃeq％）と引張強さ（ＴＳ）と遅れ破壊有無の関係を示す説明図。
【図８】 試験温度とボルトの剪断耐力（ＴＳ／√３）との関係（Ｍ２２ボルトの場合）を示す説明図。
【図９】 試験温度とボルトの剪断耐力（ＴＳ／√３）との関係（Ｍ１６ボルトの場合）を示す説明図。
【図１０】 試験温度とボルトの剪断耐力（ＴＳ／√３）との関係（Ｍ２０ボルトの場合）を示す説明図。
【図１１】 試験温度とボルトの剪断耐力（ＴＳ／√３）との関係（Ｍ２４ボルトの場合）を示す説明図。
【図１２】 （ａ）図は、床スラブを配置した柱−梁の高力ボルト引張接合部構造例（床スラブ内のＴ形接合金物用のボルトが２本の場合）を示す部分断面説明図、（ｂ）図は、（ａ）図のＴ形接合金物の側面説明図。（ｃ）図は、（ａ）図の平面説明図。
【図１３】 （ａ）図は、床スラブを配置した柱−梁の高力ボルト引張接合部構造例（床スラブ内のＴ形接合金物用のボルトが４本の場合）を示す部分断面説明図、（ｂ）図は、（ａ）図のＴ形接合金物の側面説明図。（ｃ）図は、（ａ）図の平面説明図。
【符号の説明】
１ａ、１ｂ 梁部材 ２ａ 外側添板
２ｂ 内側添板 ２ｃ 側部添板
３ 高力ボルト ５ 柱
６ 梁 ６ａ 上フランジ
６ｂ 下フランジ ７ Ｔ形接合金物
８ 高力ボルト ８ａ 高力ボルト（床スラブ内）
９ 高力ボルト ９ａ 高力ボルト（床スラブ内）
１０ 床スラブ １１ スタッド
Claims (4)
- 火災を受ける鉄骨構造物の高力ボルト摩擦接合部構造であって、前記鉄骨構造物は接合対象となる主部材が接合金物を介して高力ボルトで接合された無耐火被覆鉄骨構造物であり、前記主部材および接合金物が６００〜６５０℃の高温強度を有する鋼材からなり、常温で１２００Ｎ／ｍｍ２以上のボルト引張強さ（ＴＳ）を有し、かつ、６５０℃でのボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が、下記（１）式を満足する、耐火性に優れた超高力ボルトにより前記主部材が接合金物を介して接合されていることを特徴とする無耐火被覆高力ボルト摩擦接合部構造。
ｂτｔ≧μ×Ｎｏ／（ν×ｂＡｓ） （１）
ここに、ｂτｔ：６５０℃におけるボルト剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
μ：主部材と接合金物との間の常温時のすべり係数０．４５
Ｎｏ：設計ボルト張力＝０．６７５×ＴＳ×ｂＡｅ（Ｎ）
ここに、ｂＡｅ；ねじ部有効断面積（ｍｍ ２ ）
ν：長期荷重に対する安全率１．５
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２） - 火災を受ける鉄骨構造物の高力ボルト引張接合部構造であって、前記鉄骨構造物は梁が柱に接合金物を介して高力ボルトで接合された無耐火被覆鉄骨構造物であり、前記柱、梁、および接合金物が６００〜６５０℃の高温強度を有する鋼材からなり、常温で１２００Ｎ／ｍｍ２以上のボルト引張強さ（ＴＳ）を有し、かつ、６５０℃でのボルトの剪断耐力（ｂτｔ）が下記（１）式を満足し、かつ、常温時の梁の長期許容剪断力（Ｑｓ）が下記（２）式を満足する、耐火性に優れた超高力ボルトにより前記梁が柱に接合金物を介して接合されていることを特徴とする無耐火被覆高力ボルト引張接合部構造。
ｂτｔ≧μ×Ｎｏ／（ν×ｂＡｓ） （１）
ここに、ｂτｔ：６５０℃におけるボルト剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
μ：柱または梁と接合金物との間の常温時のすべり係数０．４５
Ｎｏ：設計ボルト張力＝０．６７５×ＴＳ×ｂＡｅ（Ｎ）
ここに、ｂＡｅ；ねじ部有効断面積（ｍｍ ２ ）
ν：長期荷重に対する安全率１．５
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２）
Ｑｓ≦｛ｎｓ×ｂτ＋（ｎｆ−ｎｓ）×ｂτｔ｝×ｂＡｓ （２）
ここに、 Ｑｓ：常温時の梁の長期許容剪断力（Ｎ）
Ｑｓ＝ｆｓ×Ａｂ
ｆｓ：梁の長期許容剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
Ａｂ：梁の断面積（ｍｍ２）
ｎｓ：梁上フランジ側における床スラブ内の引張ボルト本数
ｂτ：常温時のボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτ＝ＴＳ／√３
ｎｆ：梁上フランジ側における引張ボルト本数
ｂτｔ：６５０℃におけるボルトの剪断耐力（Ｎ／ｍｍ２）
ｂτｔ＝ＴＳｔ／√３
ＴＳｔ：６５０℃におけるボルトの引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
ｂＡｓ：軸部断面積（ｍｍ２） - 使用したナットおよび座金が、耐火性能を規定していない一般の構造用高力六角ナット、構造用高力平座金で構成されたことを特徴とする請求項１または２に記載の無耐火被覆高力ボルト接合部構造。
- 前記主部材、柱、梁または接合金物の一部の高温強度が、前記６００〜６５０℃の高温強度未満であることを特徴とする請求項１または請求項２記載の無耐火被覆高力ボルト接合部構造。
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