# Fileset

[Kimura_JSSC(2026)_33_147.pdf](https://mdr.nims.go.jp/filesets/cdde66ba-787f-4c2a-9ba9-b91f70061df6/download)

## Creator

[木村 勇次](https://orcid.org/0000-0002-8907-0704), 森山 仁志, 長崎 英二, 山口 隆司, 増田 浩志, [津﨑 兼彰](https://orcid.org/0000-0003-2400-7605)

## Rights

[In Copyright](http://rightsstatements.org/vocab/InC/1.0/)

## Other metadata

[大気暴露試験による1700 MPa級超高力ボルトの緩み](https://mdr.nims.go.jp/datasets/d2df4de9-9cdd-4a84-8550-b87c5948dbcb)

## Fulltext

1／7  大大気気暴暴露露試試験験にによよるる 1700 MPa 級級超超高高力力ボボルルトトのの緩緩みみ   LOOSENING OF 1700 MPA-CLASS ULTRA-HIGH-STRENGTH BOLT WITH OUTDOOR EXPOSURE TEST  木村 勇次*1     森山 仁志*2     長崎 英二*3  Yuuji KIMURA*1     Hitoshi MORIYAMA*2     Eiji NAGASAKI*3  山口 隆司*4     増田 浩志*5     津﨑 兼彰*6  Takashi YAMAGUCHI*4   Hiroshi MASUDA*5     Kaneaki TSUZAKI*6            1．．緒緒言言  ボルトの超高強度化には大気腐食環境下での遅れ破壊の克服が最重要課題である．著者らは，図 1 に示す 19.5 mm 以下の軸径と新規ねじ形状[1]の採用による軸部先行降伏の実現によって引張強さが1700 MPa の超高強度で延性を改善した軸先行降伏ボルトを開発してきた[2]. さらに，量産試作したボルト，ナット，座金のセット[3]を用いて作製した締結体の大気暴露試験を2016年3月9日から12月 9 日までの 275 日間，一般財団法人日本ウエザリングテストセンター（JWTC）宮古島暴露試験場で実施して，1700 MPa 級軸先行降伏ボルトの遅れ破壊挙動を調査した[4]．その結果，1700 MPa 級と2000 MPa 級のボルト標準軸力にそれぞれ相当する391 kN と 445 kN の導入軸力では遅れ破壊が発生し，導入軸力が高いほど遅れ破壊が促進されることが確認された．ボルトの破断位置は，首下アール部，軸部，不完全ねじ部，ならびにナット嵌め合部に大別でき，破断頻度は不完全ねじ部とナット嵌め合部で高かった．さらに，ボルトの一部に緩みが触診検査で確認された．ここでの「緩み」とはガタツキはあるものの，ボルトとナットが固着しており手ではナットを回転させて取り外せなかった状態を示す．緩んだボルトの本数は，導入軸力 391 kNでは 50 本中 4 本，445 kN では 47 本中 4 本と，全体ではおおよそ 8%のボルトが緩んだ．このボルトの緩みには試験中の温度変化，周辺ボルトの欠損やボルト自体の破損などが関係すると考えられた．ボルトの緩みは，接合部の性能劣化，さらには重大な事故につながる可能性があるため，その原因解明が不可欠である。 ABSTRACT  Our previous study showed that 1700 MPa-class ultra-high-strength bolts had loosened by approximately 8% during outdoor exposure test in Okinawa. This study investigated the damage to the bolts and nuts retrieved from the bolted joints that were subjected to the exposure test, in order to clarify the cause of the bolt loosening. The damage investigation showed that the bolt loosening was due to the delayed fracture occurring in the middle section of nut. It was considered that the suppression of thread stripping following the delayed fracture prevented complete breakage, which instead resulted in the bolt remaining in a loosened state.   Keywords: 低合金鋼，超高力ボルト，ボルトの緩み，遅れ破壊，大気暴露試験  low-alloy steel, ultra-high-strength bolt, bolt loosening, delayed fracture, outdoor exposure test *1博士（工学）国立研究開発法人物質・材料研究機構 構造材料研究センター 主席研究員 （〒305-0047 茨城県つくば市千現 1-2-1） *2第 2 種正会員 博士（工学）徳島大学大学院 准教授 （〒770-8506 徳島市南常三島町 2-1） *3第 2 種正会員 研究当時 大阪市立大学大学 工学研究科 客員教授 （〒558-8585 大阪府大阪市住吉区杉本 3-3-138） *4第 2 種正会員 博士（工学）大阪公立大学大学院 工学研究科 教授 *5第 2 種正会員 博士（工学）宇都宮大学 地域デザイン科学部 教授 （〒321-8585 栃木県宇都宮市陽東 7-1-2） *6博士（工学）国立研究開発法人物質・材料研究機構 構造材料研究センター 名誉フェロー ― 147―Steel Construction EngineeringVol.33 No.130 （June 2026）鋼構造論文集第33巻第130号（2026年6月）ノート18606764 No130_14_木村氏.indd   14718606764 No130_14_木村氏.indd   147 2026/06/05   15:53:392026/06/05   15:53:393／7 をナット回転角度 θの起点（θ=0 º）として本締めした．導入軸力は，軸力とナット回転角度の関係から測定した．導入軸力の平均値が 391 kN となる θの平均値は 103 º（最小値は 100 º，最大値は 110 º），445kNとなる θの平均値は 128 º（最小値は 125 º，最大値は130 º）であった．  2.2  大大気気暴暴露露試試験験ととボボルルトトのの取取りり外外しし 大気暴露試験は，2016 年 3 月 9 日から JWTC 宮古島暴露試験場（北緯 24º 44’，東経 125º 19’，海抜 50 m）で実施した．試験開始直後のボルトセットの組数は，導入軸力が 391 kN では 50 組，445 kN では 47 組であった．試験体の点検作業は，毎日，午前 9 時頃と午後 4 時半頃に行い，ボルトの破断有無を目視で確認した．ボルトの緩みは試験開始から 177 日以降では認められなかったものの，未破断のボルトセットでも軸力低下が懸念されたことから大気暴露試験は 275 日後の 2016 年 12 月 9 日で一旦終了した[4]．なお、文献[4], 35 頁，左段 14 行目で,「187 日後（9月 12 日）の点検」の記載は「177 日後（9 月 2 日）の点検」の誤記である．図 2 (a)は，2016 年 12 月 9日時点でのボルト締付体の写真を示す．ボルト締付体は架台の下段に移動させて，上段へ新たに設置したボルト締付体とともに 2018 年 2 月 22 日まで暴露試験を継続した．図 2(b)に暴露試験場で回収直後のボルト締付体の外観写真を示す．10 体のボルト締付体の中から，図中に L で示した緩んだボルトを含むb, e, g, i の 4 体を選択した．これらの締付体は JWTC宮古島試験場で木箱に梱包した後，つくば市の物質・材料研究機構（NIMS）へ運搬して実験室で保管した． 2024 年 9 月 11 日にサンドブラストでねじ先端とナットの錆を除去した後に浸透防錆潤滑剤（（株）エーゼット製 Z-45）を噴き付けた．緩んだボルトは手で回転できたものの，供回りして取り外せなかった． そこで 2024 年 10 月 21 日に徳島大学へ木箱ごと運搬して同年 10 月 25 日と 12 月 3 日に取り外した．取り外しに際しては，ボルト頭部をモンキーレンチで固定できるよう，ボルト頭部の側面 2 所をディスクサンダーとバーグラインダーで平面に仕上げた．その後，ボルト頭部側をモンキーレンチで固定し供回りを防止しつつ，本締め用トルクレンチを用いてナットを回転して取り外した．  3.  実実験験結結果果おおよよびび考考察察 図 3 は，取り外したボルトとナットの外観の代表図 3  2018 年 2 月 22 日に暴露試験を終了後に回収した締付体から 2024 年 10 月 25 日または 12 月 3 日に取り外したボルトとナットの外観写真．図中の白破線は破壊起点部，AFは破壊起点部の面積率を示す．  2／7  本研究では，既報[4]の追補として，ボルトの緩みの原因を明らかにすることを目的として，大気暴露試験したボルト締付体からボルト，ナット，座金のセットを取り外して損傷状態を調査した．   2.  実実験験方方法法 2.1  供供試試材材おおよよびび締締結結体体 図 1(a)の軸先行降伏ボルトは，実機の 40 ton アーク溶解・鋳造ならびに棒圧延プロセスで製造した0.5%C-2%Si-1%Cr-1%Mo 鋼材（mass%）の冷間成形と調質処理で作製し，軸部の平均直径は 19.26 mm（変動係数 C.V.＝0.21%）であった[3]．表 1 に鋼材の化学成分を示す．ナットは JIS SCM435 鋼材から作製し，平均硬さHV400，高さ 26.4 mm とした．座金は, JIS B 1186: 1995 に従う形状・寸法とし，平均硬さはHV550 に調質した．ボルトと座金は，トルク係数安定剤（大同化学（株）製ダイロール）で潤滑処理した．ナットは，リン酸マンガンコーティング溶液に浸漬して被膜処理を施した後に潤滑剤液（大同化学（株）製 AC-1H）で潤滑処理した．ボルト締付体の形状・寸法を図 1(c)に示す．被締結材にはHT780 鋼板を用い, 接合面のブラスト処理後に 75～100 μm の目標膜厚でφ23.5 mm のボルト孔を含む被締結材全体に無機ジンクリッチペイントを塗布した．なお，詳細は既報[4]を参照されたい． ボルトの締付けにはナット回転法を採用し，前述のように，導入軸力は平均値で 391 kN（最小値は 385 kN，最大値は 409 kN）と 445 kN（最小値は 440 kN, 最大値は 449 kN）の 2 水準であった．軸力導入に際しては，予備試験でボルトセットのトルク係数が0.120～0.126 で，JIS B 1186: 1995 のトルク係数値規格の規格値A 種（0.110～0.150）を満足することを確認した．ついでボルトは 200 Nm のトルクで 1 次締めした後にマーキングを施した．マーキングの位置表 1 ボルト素材の化学成分 (mass%) C Si Mn Cr Mo P S Al N O Cu Ni 0.48 1.98 0.19 1.06 0.98 0.004 0.001 0.023 0.006 0.0009 0.04 0.05  図 2 2016 年 12 月 9 日時点でのボルト締付体（下段）の設置状況(a)と 2018 年 2 月 22 日に回収した直後の締付体の写真(b)．(b)中の「L」は触診点検で緩みが確認されたボルトを示す． 図 1 軸先行降伏ボルト(a)，ねじ(b)，ならびにボルト締付体(c)の形状・寸法 (mm)．ねじの呼びはM22，ピッチ P は 2.5 mm である．(b)中の D と d はおねじの外径と谷の径を示す． ―148―Steel Construction EngineeringVol.33 No.130 （June 2026）鋼構造論文集第33巻第130号（2026年6月）18606764 No130_14_木村氏.indd   14818606764 No130_14_木村氏.indd   148 2026/06/05   15:53:392026/06/05   15:53:393／7 をナット回転角度 θの起点（θ=0 º）として本締めした．導入軸力は，軸力とナット回転角度の関係から測定した．導入軸力の平均値が 391 kN となる θの平均値は 103 º（最小値は 100 º，最大値は 110 º），445kNとなる θの平均値は 128 º（最小値は 125 º，最大値は130 º）であった．  2.2  大大気気暴暴露露試試験験ととボボルルトトのの取取りり外外しし 大気暴露試験は，2016 年 3 月 9 日から JWTC 宮古島暴露試験場（北緯 24º 44’，東経 125º 19’，海抜 50 m）で実施した．試験開始直後のボルトセットの組数は，導入軸力が 391 kN では 50 組，445 kN では 47 組であった．試験体の点検作業は，毎日，午前 9 時頃と午後 4 時半頃に行い，ボルトの破断有無を目視で確認した．ボルトの緩みは試験開始から 177 日以降では認められなかったものの，未破断のボルトセットでも軸力低下が懸念されたことから大気暴露試験は 275 日後の 2016 年 12 月 9 日で一旦終了した[4]．なお、文献[4], 35 頁，左段 14 行目で,「187 日後（9月 12 日）の点検」の記載は「177 日後（9 月 2 日）の点検」の誤記である．図 2 (a)は，2016 年 12 月 9日時点でのボルト締付体の写真を示す．ボルト締付体は架台の下段に移動させて，上段へ新たに設置したボルト締付体とともに 2018 年 2 月 22 日まで暴露試験を継続した．図 2(b)に暴露試験場で回収直後のボルト締付体の外観写真を示す．10 体のボルト締付体の中から，図中に L で示した緩んだボルトを含むb, e, g, i の 4 体を選択した．これらの締付体は JWTC宮古島試験場で木箱に梱包した後，つくば市の物質・材料研究機構（NIMS）へ運搬して実験室で保管した． 2024 年 9 月 11 日にサンドブラストでねじ先端とナットの錆を除去した後に浸透防錆潤滑剤（（株）エーゼット製 Z-45）を噴き付けた．緩んだボルトは手で回転できたものの，供回りして取り外せなかった． そこで 2024 年 10 月 21 日に徳島大学へ木箱ごと運搬して同年 10 月 25 日と 12 月 3 日に取り外した．取り外しに際しては，ボルト頭部をモンキーレンチで固定できるよう，ボルト頭部の側面 2 所をディスクサンダーとバーグラインダーで平面に仕上げた．その後，ボルト頭部側をモンキーレンチで固定し供回りを防止しつつ，本締め用トルクレンチを用いてナットを回転して取り外した．  3.  実実験験結結果果おおよよびび考考察察 図 3 は，取り外したボルトとナットの外観の代表図 3  2018 年 2 月 22 日に暴露試験を終了後に回収した締付体から 2024 年 10 月 25 日または 12 月 3 日に取り外したボルトとナットの外観写真．図中の白破線は破壊起点部，AFは破壊起点部の面積率を示す．  ― 149―Steel Construction EngineeringVol.33 No.130 （June 2026）鋼構造論文集第33巻第130号（2026年6月）18606764 No130_14_木村氏.indd   14918606764 No130_14_木村氏.indd   149 2026/06/05   15:53:402026/06/05   15:53:405／7 た[4]．ねじ山せん断破壊荷重はねじ山の数に比例し[5]，ねじ山が多いほどねじ山せん断破壊が起こりにくくなる．図 1(b)にねじ形状寸法を示すように，JISねじと比較すると，新規ねじでは谷底アールが大きく，おねじとめねじのねじ 1 山の引掛り長さが短いためにねじ1山当たりのねじ山せん断強度が低い[1]．よって，ナットの設計では，おねじせん断破壊荷重を 750 kN（=ボルトの引張試験でのボルト破断荷重の約 1.5 倍）と仮定し，ナット高さを JIS ナットの1.2 倍の 26.4 mm としてねじ山数を 10.6 山に増やした[2]．ここで，1 山≒2.5 mm[4]として取り外し後に破断が確認されたボルトの破断位置をナット座面からのねじ山の数で換算すると 4～6 山となる．すなわち，これらのボルトでは，破断位置がナットの中央であったために遅れ破壊に伴うねじ山せん断破壊が抑制されボルトがナットから分離しなかったと推察する．このようなナット内部でのボルトの遅れ破壊ではき裂が停留してある程度の軸力が残る可能性もあり，その場合は補修点検で遅れ破壊の確認が難しいことが予想される．それゆえ，ナット内での遅れ破壊発生挙動とその機構の解明は今後の重要な課題である． 図 5 に，2016 年 3 月 9 日から 2018 年 2 月 22 日までの 715 日間の暴露試験の結果をまとめる．なお,  No.8 以外のボルトは 2016 年中に破断した．本研究で供したボルトは締付体 b, e, g, i から回収した. 締付体 c, d, f, h, j は未調査であり, 該当する未調査のボルトには図 5(b)でUnverified と記した． まず導入軸力 391 kN では，締付体 f でNo.8 のボルトが 2017 年 9 月 29 日（569 日目）に不完全ねじ部で破断した．よって，導入軸力 391 kN で不完全ねじ部での累積破断率は最終的に 46%（23/50 本）となった．前述のようにナット嵌め合部では，締付体の解体後に 6 本のボルトの破断が認められた．今回調査しなかった 6 本のボルト（No.2, 11, 13, 33, 47, 54）もすべて破断していたと仮定するとナット嵌め合部での累積破断率は 28～40%（14/50 本～20/50 本）となる．首下アール部と軸部での累積破断率はそれぞれ 8%（4/50 本）と 6%（3/50 本）である．よって導入軸力 391 kN での最終的なボルトの累積破断率は88～100%（44/50～50/50 本）の範囲となる． つぎに導入軸力 445 kN で締付体の回収後にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトは 5 本である．未調査の 4 本のボルト（No.175, 177, 180, 182）も破断していたと仮定すると嵌め合部での累積破断率は27.7～36.2%（13/47～17/47 本）となる．不完全ねじ部, 首下アール部，ならびに軸部での破断は起らず，それぞれ 59.6%（28/47 本），2.1%（1/47 本）ならびに 0%であった．よって導入軸力 445 kN で最終的なボルトの累積破断率は 89.4～97.9%（42/47～46/47 本）の範囲となる．  4.  結結言言 本研究では，JWTC 宮古島暴露試験場で大気暴露試験した 1700 MPa 級軸先行降伏ボルトで発生したボルトの緩みの原因を明らかにすることを目的とした．2016 年 3 月 9 日から 2018 年 2 月 22 日までの715 日間暴露試験した 10 体の締付体の中から，ボルトが緩んでいた 4 体を選択し，取り外したボルト，ナット，座金の損傷状態を調査した．得られた結果を以下にまとめる． 1) 取り外した 12 本のボルトのうち，触診検査で図 4 No.70 のボルトの破断面(a)における破壊起点部(b)と破断面中心部(c)の SEM 写真．(b)はねじ谷から 0.2 mm の場所を撮影した．  4／7 例である．表 2 はボルトの損傷状態のまとめを示す．取り外した 12 本のボルトのうち，未破断の No.188のボルト以外はナット嵌め合部で破断していた． No.161_L のボルトでは破断面が著しく腐食されており取り外し以前に破断していたと判断できた．No.161_L のボルトと取り外し後の損傷状態が同じボルトは，触診検査で緩みが確認された No.39_L，194_L，199_L のボルトであり，その合計は 4 本であった．一方，No.70 と 19_L のボルトでは，取り外しの際にねじ山がせん断破壊した．また，破断面には金属新生面が認められないことからこれらのボルトも取り外しの前から破断していたと判断できた．ねじ山のせん断破壊は，ねじ山の腐食によってボルトとナットが固着されていたために生じたと考える． No.15，20，38，40，192 も表 2 中に〇で示すようにNo.70と19_Lのボルトと同様にねじ山せん断破壊した． No.188 のボルトのナットの座面と比較すると，ナット嵌め合部で破断が確認されたボルトのナット座面は，No.19，70，161 のボルトのように腐食されていた．このことは，これらのボルトでは破断によって軸力が著しく低下し，座金とナット座面の隙間から雨水が侵入したことを示している． また，2016 年 12 月 9 日までの暴露試験で破断が確認された後に直ちに回収したボルト[4]と比べるとNo.70，19_L，20，38，40，192 のボルトの破断面の腐食は進行していたものの，No.70，19_L のボルトで示すようにねじ谷で破壊起点部が観察された．なお，これら以外のボルト（表 2 中にNA で示す）は，No.161_L のボルトで示すように著しく腐食されており破断面を観察できなかった．このような破壊起点部は，暴露試験中に破断が確認されたボルト[4]に共通した破面形態であった． 取り外したボルトの中で破断面の腐食が最も軽微であったNo.70の破壊起点部と破断面中心部のSEM写真を図 4 に示す．No.70 および 192 のボルトの破壊起点部では，水素脆化割れの証拠の一つとなる粒界割れが観察された．一方，破壊起点部以外の破断面はディンプル破面を呈していた．すなわち，このような破壊様式は，暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルト[4]と同じであった．取り外し後にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトの破壊起点部の面積率（AF）は，表 2 でまとめるように導入軸力が 391 kN では 3.7～9.3%，445 kN では 3.3～10.9％と測定された．暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトの AF は，391 kN では1.2～10.6%，445 kN では 1.6～2.8％であり[4]，取り外し後に破断が確認されたボルトの方で AF が大きい傾向にあった． 以上のことから，取り外し後に破断が確認されたボルトは触診検査で緩みが確認されたボルトも含めてすべて遅れ破壊していたと結論した．また，これらのボルトの破断位置は，ナット座面から 10～15 mm とナットの中央であった． 暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトの破断は，座面側のナット内第 1 ねじ谷での破断を除いて 2～4 山のねじ山のせん断破壊を伴っ表 2 取り外したボルトの損傷状態 Axial Force (kN) No. Rupture position Thread stripping AF (%) Microscopic fracture feature  Crack origin Center region 445 b_70 nut ○ 3.3 Intergranular fracture Dimple b_161_L nut × NA NA NA e_188 non-rupture e_192 nut ○ 10.9 Intergranular fracture Dimple e_194_L nut × NA NA NA e_199_L nut × NA NA NA 391 g_15 nut ○ NA NA NA g_19_L nut ○ 3.7 Unverified Unverified g_20 nut ○ 10.0 Unverified Unverified i_38 nut ○ 4.2 Unverified Unverified i_39_L nut × NA NA NA I_40 nut ○ 9.3 Unverified Unverified 〇：ねじ山せん断破壊したボルト，AF：破壊起点部（Crack origin）の面積率                 NA：破断面の腐食が著しく破面観察できなかったボルト（例えば, 図 3 のボルトNo.161_L）   Unverified：破壊起点部は観察されたものの, SEM による破面観察は未実施  ―150―Steel Construction EngineeringVol.33 No.130 （June 2026）鋼構造論文集第33巻第130号（2026年6月）18606764 No130_14_木村氏.indd   15018606764 No130_14_木村氏.indd   150 2026/06/05   15:53:402026/06/05   15:53:405／7 た[4]．ねじ山せん断破壊荷重はねじ山の数に比例し[5]，ねじ山が多いほどねじ山せん断破壊が起こりにくくなる．図 1(b)にねじ形状寸法を示すように，JISねじと比較すると，新規ねじでは谷底アールが大きく，おねじとめねじのねじ 1 山の引掛り長さが短いためにねじ1山当たりのねじ山せん断強度が低い[1]．よって，ナットの設計では，おねじせん断破壊荷重を 750 kN（=ボルトの引張試験でのボルト破断荷重の約 1.5 倍）と仮定し，ナット高さを JIS ナットの1.2 倍の 26.4 mm としてねじ山数を 10.6 山に増やした[2]．ここで，1 山≒2.5 mm[4]として取り外し後に破断が確認されたボルトの破断位置をナット座面からのねじ山の数で換算すると 4～6 山となる．すなわち，これらのボルトでは，破断位置がナットの中央であったために遅れ破壊に伴うねじ山せん断破壊が抑制されボルトがナットから分離しなかったと推察する．このようなナット内部でのボルトの遅れ破壊ではき裂が停留してある程度の軸力が残る可能性もあり，その場合は補修点検で遅れ破壊の確認が難しいことが予想される．それゆえ，ナット内での遅れ破壊発生挙動とその機構の解明は今後の重要な課題である． 図 5 に，2016 年 3 月 9 日から 2018 年 2 月 22 日までの 715 日間の暴露試験の結果をまとめる．なお,  No.8 以外のボルトは 2016 年中に破断した．本研究で供したボルトは締付体 b, e, g, i から回収した. 締付体 c, d, f, h, j は未調査であり, 該当する未調査のボルトには図 5(b)でUnverified と記した． まず導入軸力 391 kN では，締付体 f でNo.8 のボルトが 2017 年 9 月 29 日（569 日目）に不完全ねじ部で破断した．よって，導入軸力 391 kN で不完全ねじ部での累積破断率は最終的に 46%（23/50 本）となった．前述のようにナット嵌め合部では，締付体の解体後に 6 本のボルトの破断が認められた．今回調査しなかった 6 本のボルト（No.2, 11, 13, 33, 47, 54）もすべて破断していたと仮定するとナット嵌め合部での累積破断率は 28～40%（14/50 本～20/50 本）となる．首下アール部と軸部での累積破断率はそれぞれ 8%（4/50 本）と 6%（3/50 本）である．よって導入軸力 391 kN での最終的なボルトの累積破断率は88～100%（44/50～50/50 本）の範囲となる． つぎに導入軸力 445 kN で締付体の回収後にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトは 5 本である．未調査の 4 本のボルト（No.175, 177, 180, 182）も破断していたと仮定すると嵌め合部での累積破断率は27.7～36.2%（13/47～17/47 本）となる．不完全ねじ部, 首下アール部，ならびに軸部での破断は起らず，それぞれ 59.6%（28/47 本），2.1%（1/47 本）ならびに 0%であった．よって導入軸力 445 kN で最終的なボルトの累積破断率は 89.4～97.9%（42/47～46/47 本）の範囲となる．  4.  結結言言 本研究では，JWTC 宮古島暴露試験場で大気暴露試験した 1700 MPa 級軸先行降伏ボルトで発生したボルトの緩みの原因を明らかにすることを目的とした．2016 年 3 月 9 日から 2018 年 2 月 22 日までの715 日間暴露試験した 10 体の締付体の中から，ボルトが緩んでいた 4 体を選択し，取り外したボルト，ナット，座金の損傷状態を調査した．得られた結果を以下にまとめる． 1) 取り外した 12 本のボルトのうち，触診検査で図 4 No.70 のボルトの破断面(a)における破壊起点部(b)と破断面中心部(c)の SEM 写真．(b)はねじ谷から 0.2 mm の場所を撮影した．  4／7 例である．表 2 はボルトの損傷状態のまとめを示す．取り外した 12 本のボルトのうち，未破断の No.188のボルト以外はナット嵌め合部で破断していた． No.161_L のボルトでは破断面が著しく腐食されており取り外し以前に破断していたと判断できた．No.161_L のボルトと取り外し後の損傷状態が同じボルトは，触診検査で緩みが確認された No.39_L，194_L，199_L のボルトであり，その合計は 4 本であった．一方，No.70 と 19_L のボルトでは，取り外しの際にねじ山がせん断破壊した．また，破断面には金属新生面が認められないことからこれらのボルトも取り外しの前から破断していたと判断できた．ねじ山のせん断破壊は，ねじ山の腐食によってボルトとナットが固着されていたために生じたと考える． No.15，20，38，40，192 も表 2 中に〇で示すようにNo.70と19_Lのボルトと同様にねじ山せん断破壊した． No.188 のボルトのナットの座面と比較すると，ナット嵌め合部で破断が確認されたボルトのナット座面は，No.19，70，161 のボルトのように腐食されていた．このことは，これらのボルトでは破断によって軸力が著しく低下し，座金とナット座面の隙間から雨水が侵入したことを示している． また，2016 年 12 月 9 日までの暴露試験で破断が確認された後に直ちに回収したボルト[4]と比べるとNo.70，19_L，20，38，40，192 のボルトの破断面の腐食は進行していたものの，No.70，19_L のボルトで示すようにねじ谷で破壊起点部が観察された．なお，これら以外のボルト（表 2 中にNA で示す）は，No.161_L のボルトで示すように著しく腐食されており破断面を観察できなかった．このような破壊起点部は，暴露試験中に破断が確認されたボルト[4]に共通した破面形態であった． 取り外したボルトの中で破断面の腐食が最も軽微であったNo.70の破壊起点部と破断面中心部のSEM写真を図 4 に示す．No.70 および 192 のボルトの破壊起点部では，水素脆化割れの証拠の一つとなる粒界割れが観察された．一方，破壊起点部以外の破断面はディンプル破面を呈していた．すなわち，このような破壊様式は，暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルト[4]と同じであった．取り外し後にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトの破壊起点部の面積率（AF）は，表 2 でまとめるように導入軸力が 391 kN では 3.7～9.3%，445 kN では 3.3～10.9％と測定された．暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトの AF は，391 kN では1.2～10.6%，445 kN では 1.6～2.8％であり[4]，取り外し後に破断が確認されたボルトの方で AF が大きい傾向にあった． 以上のことから，取り外し後に破断が確認されたボルトは触診検査で緩みが確認されたボルトも含めてすべて遅れ破壊していたと結論した．また，これらのボルトの破断位置は，ナット座面から 10～15 mm とナットの中央であった． 暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトの破断は，座面側のナット内第 1 ねじ谷での破断を除いて 2～4 山のねじ山のせん断破壊を伴っ表 2 取り外したボルトの損傷状態 Axial Force (kN) No. Rupture position Thread stripping AF (%) Microscopic fracture feature  Crack origin Center region 445 b_70 nut ○ 3.3 Intergranular fracture Dimple b_161_L nut × NA NA NA e_188 non-rupture e_192 nut ○ 10.9 Intergranular fracture Dimple e_194_L nut × NA NA NA e_199_L nut × NA NA NA 391 g_15 nut ○ NA NA NA g_19_L nut ○ 3.7 Unverified Unverified g_20 nut ○ 10.0 Unverified Unverified i_38 nut ○ 4.2 Unverified Unverified i_39_L nut × NA NA NA I_40 nut ○ 9.3 Unverified Unverified 〇：ねじ山せん断破壊したボルト，AF：破壊起点部（Crack origin）の面積率                 NA：破断面の腐食が著しく破面観察できなかったボルト（例えば, 図 3 のボルトNo.161_L）   Unverified：破壊起点部は観察されたものの, SEM による破面観察は未実施  ― 151―Steel Construction EngineeringVol.33 No.130 （June 2026）鋼構造論文集第33巻第130号（2026年6月）18606764 No130_14_木村氏.indd   15118606764 No130_14_木村氏.indd   151 2026/06/05   15:53:402026/06/05   15:53:407／7 大気暴露用締付体からのボルトの取り外しでは徳島大学大学院構造工学研究室の学生諸氏にご協力を頂いた．ここに記して謝辞を表する． 40 ton アーク溶解材を用いたボルトセット試作は2012～2015 年度に NIMS で実施された社会インフラの復旧，再生に向けた構造材料技術の開発プロジよびその評価の一部は，総合科学技術・イノベーション会議の SIP（戦略的イノベーション創造プログラム） 「インフラ維持管理・更新・マネジメント技術」（管理法人：科学技術振興機構）および科学研究補助金基盤研究 B（課題番号 24K01204）によって行われた．ここに謝意を表する．   参参考考文文献献 [1] 山口隆司，長崎英二，潘超，木村勇次：1,800 N/mm2級超高力ボルトに使用するねじ形状の開発および性能確認試験，土木学会論文集A1，Vol.70, No. 3, pp.409-417, 2014. (DOI:https://doi.org/10.2208/jscejseee.70.409) Yamaguchi T, Nagasaki E, Pan C, Kimura Y: Development of a new thread from for 1,800 N/mm2 class ultra-strength bolt and its performance verification test, Journal of Japan Society of Civil Engineers, Ser. A1, Vol.70, No. 3, pp.409-417, 2014. [2] 木村勇次, 増田浩志, 山口隆司, 長崎英二, 森山仁志, 津﨑兼彰: 1700 MPa 級超高力ボルトの力学性能に及ぼすボルト形状寸法の影響，鋼構造論文集，Vol. 27, No.107, pp.41-50, 2020. (DOI:https://doi.org/10.11273/jssc.27.107_41) Kimura Y, Masuda H, Yamaguchi T, Nagasaki E, Moriyama H, Tsuzaki K: Influence of bolt shape and dimensions on mechanical property of 1700 MPa-class ultra-high strength bolt, Steel Construction Engineering, Vol. 27, No.107, pp.41-50, 2020. [3] 森山仁志, 木村勇次, 山口隆司, 津﨑兼彰, 増田浩志, 長崎英二, 秦子策: 1700 MPa 級超高力ボルトの量産試作およびそれを用いた摩擦接合継手のすべり耐力，鋼構造論文集，Vol. 30, No.120, pp.115-127, 2024. (DOI:https://doi.org/10.11273/jssc.30.120_115) Moriyama H, Kimura Y, Yamaguchi T, Tsuzaki K, Masuda H, Nagasaki E, Qin Z: Mass production trial of 1700 MPa class ultra-high-strength bolts and slip resistance of friction type bolted joints with them, Steel Construction Engineering, Vol. 30, No.120, pp.115-127, 2024. [4] 木村勇次, 森山仁志, 長崎英二, 山口隆司, 増田浩志, 津﨑兼彰: 1700 MPa 級超高力ボルトの大気腐食環境での遅れ破壊挙動，鋼構造論文集，Vol. 32, No.125, pp.30-44, 2025. (DOI: https://doi.org/10.11273/jssc.32.125_30) Kimura Y, Moriyama H, Nagasaki E, Yamaguchi T, Masuda H, Tsuzaki K: Delayed fracture behavior of 1700 MPa-class ultra-high-strength bolts under an atmospheric corrosion environment, Steel Construction Engineering, Vol. 32, No.125, pp.30-44, 2025. [5] 山本晃:ねじ締結の理論と計算，養賢堂，1970.3    Yamamoto A: Theory and calculation of threaded fasteners, Yokendo Ltd., 1970.3.  （    年  月  日原稿受理）   6／7 緩みが確認された5本を含む11本が取り外し以前にナット嵌め合部で破断していた．ボルトの破断面やナット座面の腐食状態からこれらのボルトは暴露試験中に遅れ破壊していたと判断でき，ボルトの緩みは遅れ破壊によると結論した． 2) 取り外し後に破断が確認されたボルトの破壊様式は，暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトと同じと判断できた．破断面の腐食が軽微であったボルトの破断面には破壊起点部が観察された．破壊起点部では，水素脆化割れの証拠の一つとなる粒界割れが観察されたのに対し，破壊起点部以外の破断面はディンプル破面を呈していた．  3) 取り外し後に破断が確認されたボルトでは，暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトよりも破断位置がさらにナットの中央であった．そのため，遅れ破壊に伴うねじ山せん断破壊が抑制され，ボルトとナットが分離しなかったと推察された．  謝謝辞辞 本研究では，破面観察は物質・材料研究機構（NIMS）の関真紀氏により行われた．大気暴露用締付体の作製では NIMS の櫻谷和之博士，大阪市立大学大学院橋梁工学研究室の学生諸氏にご協力を頂いた．また，図 5 2016 年 3 月 9 日から 2018 年 2 月 22 日（715 日後）までの暴露試験におけるボルトの破断月日，破断位置  ならびに配置の関係(a)，およびボルトの累積破断率(b)． ゴシック数字はボルトの通し番号，AM と PM は破断確認を行った点検時間帯である． U は首下アール部，S は軸部，T は不完全ねじ部，N はナット嵌め合部で破断したボルトを示す． 締結体 a の 3 列の黒字NA は板の孔位置ずれでボルトを締結できなかった箇所, 青字NA のボルト（No.62, 171）は暴露試験前に破断したボルトを示す．なお, NA の箇所は F10T ボルトセットを仮締めして孔を塞いだ． 暴露試験中の触診検査では未破断と判断されたボルトは赤番号，緩んでいたボルトは「L」で示す． ナット嵌め合部で破断したボルトには, ボルト取り外し後に破断が確認された赤番号のボルトも含む． ―152―Steel Construction EngineeringVol.33 No.130 （June 2026）鋼構造論文集第33巻第130号（2026年6月）18606764 No130_14_木村氏.indd   15218606764 No130_14_木村氏.indd   152 2026/06/05   15:53:412026/06/05   15:53:417／7 大気暴露用締付体からのボルトの取り外しでは徳島大学大学院構造工学研究室の学生諸氏にご協力を頂いた．ここに記して謝辞を表する． 40 ton アーク溶解材を用いたボルトセット試作は2012～2015 年度に NIMS で実施された社会インフラの復旧，再生に向けた構造材料技術の開発プロジよびその評価の一部は，総合科学技術・イノベーション会議の SIP（戦略的イノベーション創造プログラム） 「インフラ維持管理・更新・マネジメント技術」（管理法人：科学技術振興機構）および科学研究補助金基盤研究 B（課題番号 24K01204）によって行われた．ここに謝意を表する．   参参考考文文献献 [1] 山口隆司，長崎英二，潘超，木村勇次：1,800 N/mm2級超高力ボルトに使用するねじ形状の開発および性能確認試験，土木学会論文集A1，Vol.70, No. 3, pp.409-417, 2014. (DOI:https://doi.org/10.2208/jscejseee.70.409) Yamaguchi T, Nagasaki E, Pan C, Kimura Y: Development of a new thread from for 1,800 N/mm2 class ultra-strength bolt and its performance verification test, Journal of Japan Society of Civil Engineers, Ser. A1, Vol.70, No. 3, pp.409-417, 2014. [2] 木村勇次, 増田浩志, 山口隆司, 長崎英二, 森山仁志, 津﨑兼彰: 1700 MPa 級超高力ボルトの力学性能に及ぼすボルト形状寸法の影響，鋼構造論文集，Vol. 27, No.107, pp.41-50, 2020. (DOI:https://doi.org/10.11273/jssc.27.107_41) Kimura Y, Masuda H, Yamaguchi T, Nagasaki E, Moriyama H, Tsuzaki K: Influence of bolt shape and dimensions on mechanical property of 1700 MPa-class ultra-high strength bolt, Steel Construction Engineering, Vol. 27, No.107, pp.41-50, 2020. [3] 森山仁志, 木村勇次, 山口隆司, 津﨑兼彰, 増田浩志, 長崎英二, 秦子策: 1700 MPa 級超高力ボルトの量産試作およびそれを用いた摩擦接合継手のすべり耐力，鋼構造論文集，Vol. 30, No.120, pp.115-127, 2024. (DOI:https://doi.org/10.11273/jssc.30.120_115) Moriyama H, Kimura Y, Yamaguchi T, Tsuzaki K, Masuda H, Nagasaki E, Qin Z: Mass production trial of 1700 MPa class ultra-high-strength bolts and slip resistance of friction type bolted joints with them, Steel Construction Engineering, Vol. 30, No.120, pp.115-127, 2024. [4] 木村勇次, 森山仁志, 長崎英二, 山口隆司, 増田浩志, 津﨑兼彰: 1700 MPa 級超高力ボルトの大気腐食環境での遅れ破壊挙動，鋼構造論文集，Vol. 32, No.125, pp.30-44, 2025. (DOI: https://doi.org/10.11273/jssc.32.125_30) Kimura Y, Moriyama H, Nagasaki E, Yamaguchi T, Masuda H, Tsuzaki K: Delayed fracture behavior of 1700 MPa-class ultra-high-strength bolts under an atmospheric corrosion environment, Steel Construction Engineering, Vol. 32, No.125, pp.30-44, 2025. [5] 山本晃:ねじ締結の理論と計算，養賢堂，1970.3    Yamamoto A: Theory and calculation of threaded fasteners, Yokendo Ltd., 1970.3.  （    年  月  日原稿受理）   6／7 緩みが確認された5本を含む11本が取り外し以前にナット嵌め合部で破断していた．ボルトの破断面やナット座面の腐食状態からこれらのボルトは暴露試験中に遅れ破壊していたと判断でき，ボルトの緩みは遅れ破壊によると結論した． 2) 取り外し後に破断が確認されたボルトの破壊様式は，暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトと同じと判断できた．破断面の腐食が軽微であったボルトの破断面には破壊起点部が観察された．破壊起点部では，水素脆化割れの証拠の一つとなる粒界割れが観察されたのに対し，破壊起点部以外の破断面はディンプル破面を呈していた．  3) 取り外し後に破断が確認されたボルトでは，暴露試験中にナット嵌め合部で破断が確認されたボルトよりも破断位置がさらにナットの中央であった．そのため，遅れ破壊に伴うねじ山せん断破壊が抑制され，ボルトとナットが分離しなかったと推察された．  謝謝辞辞 本研究では，破面観察は物質・材料研究機構（NIMS）の関真紀氏により行われた．大気暴露用締付体の作製では NIMS の櫻谷和之博士，大阪市立大学大学院橋梁工学研究室の学生諸氏にご協力を頂いた．また，図 5 2016 年 3 月 9 日から 2018 年 2 月 22 日（715 日後）までの暴露試験におけるボルトの破断月日，破断位置  ならびに配置の関係(a)，およびボルトの累積破断率(b)． ゴシック数字はボルトの通し番号，AM と PM は破断確認を行った点検時間帯である． U は首下アール部，S は軸部，T は不完全ねじ部，N はナット嵌め合部で破断したボルトを示す． 締結体 a の 3 列の黒字NA は板の孔位置ずれでボルトを締結できなかった箇所, 青字NA のボルト（No.62, 171）は暴露試験前に破断したボルトを示す．なお, NA の箇所は F10T ボルトセットを仮締めして孔を塞いだ． 暴露試験中の触診検査では未破断と判断されたボルトは赤番号，緩んでいたボルトは「L」で示す． ナット嵌め合部で破断したボルトには, ボルト取り外し後に破断が確認された赤番号のボルトも含む． （2025 年 11 月 11 日原稿受理）― 153―Steel Construction EngineeringVol.33 No.130 （June 2026）鋼構造論文集第33巻第130号（2026年6月）18606764 No130_14_木村氏.indd   15318606764 No130_14_木村氏.indd   153 2026/06/05   15:53:412026/06/05   15:53:41