# Fileset

[森山_鋼構造（2024）30_120_115.pdf](https://mdr.nims.go.jp/filesets/eb4994f0-aa43-4fc7-8682-91ff4815844a/download)

## Creator

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

## Rights

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

## Other metadata

[1700MPa 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](https://mdr.nims.go.jp/datasets/88ed0bd7-8fdd-4415-9f5a-68d8c24edb80)

## Fulltext

18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd1／13  1700MPa 級級超超高高力力ボボルルトトのの量量産産試試作作おおよよびびそそれれをを用用いいたた 摩摩擦擦接接合合継継手手ののすすべべりり耐耐力力   MASS PRODUCTION TRIAL OF 1700 MPA CLASS ULTRA-HIGH-STRENGTH BOLTS AND SLIP RESISTANCE OF FRICTION TYPE BOLTED JOINTS WITH THEM  森山 仁志*1      木村 勇次*2      山口 隆司*3     津﨑 兼彰*4  増田 浩志*5      長崎 英二*6       秦 子策*7  Hitoshi MORIYAMA *1      Yuji KIMURA*2     Takashi YAMAGUCHI *3     Kaneaki TSUZAKI *4 Hiroshi MASUDA*5         Eiji NAGASAKI *6           ZICE QIN *7             1．．ははじじめめにに 土木・建築分野における鋼構造のボルト接合部には，引張強度 1,000MPa 級の高力ボルト（F10T・S10T）が一般に用いられている．近年では，1,400MPa 級高力ボルト（SHTB）も実用化され，適用構造が限定されているものの，技術基準に掲載され始めた[1 ~ 3]．  近年の鋼構造物は経済性・構造合理性を追求した結果，部材の大型化が進んでいる．断面積確保の観点から太径ボルトの使用は難しい場合が多く，ボルト本数の増加により接合部の要求性能を満足しているのが現状である．ボルト本数増大の結果，接合部の大型化や施工能率の低下が生じている． この問題の解決策として，摩擦接合・支圧接合・引張接合のいずれの接合方法にも有効であるのは，高力ボルトの高強度化である．高力ボルトの高強度化を達成するためには，ねじ部など形状に起因する応力集中部での水素の集積による遅れ破壊を防止することが課題となる[4]．  文献[5, 6]では，（国研）物質・材料研究機構（以下，NIMS）が開発した水素感受性の低い 1,700MPa 級鋼材を用いた JIS 並目ねじ[7]（以下，JIS ねじ）を有する高力ボルトを試作し，大気暴露試験と摩擦接合継手のすべり試験を実施した．そして，超高力ボルトを実現するためには，応力集中を緩和するための新たなねじ形状の開発，素材の冷間成形性と強度の両立，高力ボルトの引張変形能の改善が必要であることが示された． ABSTRACT  Our research group has been developing 1,700 MPa class ultra-high-strength bolts and will try to rationalize bolted connections with the bolts. This study conducted mass production of 1,700 MPa class bolts and confirmed the tensile resistance experimentally. The slip behaviour of friction type bolted joints with them was also investigated. The mass-produced bolts demonstrated the stable tensile resistance derived from the used material. Slip test results of double-lap joints coated with inorganic zinc-rich paint found that the slip coefficient evaluated by the bolt tension before the test was larger than 0.45, and the bolt tension reduction through the slippage became less than about 3 percent.  Keywords:超高力ボルト，摩擦接合継手，すべり係数，引張耐力  Ultra-high-strength bolts, friction type bolted joints, slip coefficient, tensile resistance *1第 2 種正会員 博士（工学）徳島大学大学院 講師  (〒770-8506 徳島市南常三島町 2-1） *2 博士（工学）国立研究開発法人物質・材料研究機構 構造材料研究拠点 主席研究員 （〒305-0047 茨城県つくば市千現 1-2-1） *3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（〒558-8585 大阪府大阪市住吉区杉本 3-3-138） *4 博士（工学） 国立研究開発法人物質・材料研究機構 構造材料研究拠点，フェロー *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第二種正会員 研究当時 大阪市立大学大学院 工学研究科 客員教授（同上） *7 準会員（留学生） 大阪公立大学大学院 工学研究科 博士後期課程 鋼構造論文集第30巻第120号（2024年１月）― 115―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   11518605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   115 2023/12/14   20:12:342023/12/14   20:12:343／13 方法の確立，継手構造の性能評価などが挙げられる．本論文では，製品化に向けた品質評価および継手構造の性能評価の一環として，1,700MPa 級軸先行降伏型超高力ボルトの量産試作を行い，ボルト単体の寸法形状および引張耐荷特性，およびこのボルトを用いた摩擦接合継手のすべり挙動を実験的に調査した．  2.  1,700MPa 超超高高力力ボボルルトトのの引引張張特特性性  2.1  試試作作ボボルルトトのの製製造造おおよよびび寸寸法法形形状状   先行研究[5, 6, 8, 11]の知見を基に，開発鋼の 40tonアーク溶解材を用い 1,700MPa 級超高力ボルトを製造した．表1にこのアーク溶解材の化学成分（質量%）を示す．Lot 1 として 200 本，Lot 2 として 100 本をそれぞれ製造した． 図 1 にはボルトの寸法形状を，図 2 にはねじ形状をそれぞれ示す．1 章で前述の通り，超高力ボルトは，遅れ破壊対策の 1 つとして，JIS ねじよりも応力集中係数が小さい NEW ねじ[8]を採用している．NEW ねじはもう一つの特徴として有効断面積 Ae が320mm2 であり，JIS ねじの 303mm2 よりも大きいことが挙げられる．さらに首下での破断を防ぐため首下アール部の曲率半径を前報[11]の2.5mmから3mmへと大きくした．  図 1 に示した 1,700MPa 級超高力ボルトは，軸平行部径がねじ部の有効径よりも小さい軸先行降伏ボルトであり，軸平行部径の製作精度が重要となる．そこで，Lot 1, 2 で製造した 300 本のボルトに対し，軸平行部径の計測を行った．計測位置は図 3 に示すSection 1~3 であり，マイクロメータを用いて各断面2 回の計測を行った．図 4 は計測値の度数分布である．図 4 からわかるように，計測値は図 1 に示す設計公差の範囲に概ね収まっており，最頻値は 19.25であった．標本平均は 19.26 と最頻値に近く，変動係数も小さいことから，母集団は正規分布や対数正規分布と見做し，品質管理ができるものと考えられる． 2.2  機機械械的的性性質質  2.2.1  ビビッッカカーースス硬硬ささ  Lot 1, 2 から 1 本ずつ選び，図 3 に示す Section 2, 4の横断面のビッカース硬さを調べた．図 5 に示す硬さ分布からわかるように，Lot 番号と断面位置によらず，硬さは表面ほど大きく軸心周辺で小さくなる分布であった．硬さ自体は，軸部・ねじ部いずれも同程度であった． 2.2.2  公公称称応応力力――公公称称ひひずずみみ関関係係  Lot 1, 2 から 3 本ずつ選び，JIS4 号試験片（平行部長さ：38.3 mm；直径：8 mm）を切出し，金属材料試験を常温環境で実施した[9]．試験対象部の公称ひず図 3 軸平行部径と硬さの計測断面 図 4 軸平行部径の計測結果 4204354504654804955105255405555705856000 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22Vickers hardness (HV)x (mm)Lot.1(Bolt No.7)Lot.2(Bolt No.277)Shank part (Sec.2)(a) 軸平行部断面 4204354504654804955105255405555705856000 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22Vickers hardness (HV)x (mm)Lot.1(Bolt No.7)Lot.2(Bolt No.277)Thraed part (Sec. 4)(b) ねじ部断面 図 5 ビッカース硬さ分布 0510152025Probability  (%)Shank diamter (mm)Bolt number: 300Data number: 897AVG.=19.26C.V.=0.21%Shank part (Sec.1 to 3)2／13 これらの成果を踏まえ文献[8]では，ねじ転造工具への負荷を考慮しつつ，ねじ部の応力集中を緩和した新たなねじ形状（以下，NEW ねじ）を FEM 解析により開発した．そして，ねじ形状（JIS ねじ，NEWねじ）をパラメータとする 1,800MPa 級超高力ボルトの製品引張試験を行い，NEW ねじの場合の最大荷重が JIS ねじの場合のそれに対して約 20%大きいことを示した．この理由は，NEW ねじが JIS ねじよりも応力集中を緩和しかつ有効断面積を増加させたことにある．破断位置は掛かりねじ部の第一山であり，雄ねじと雌ねじのねじ山せん断破壊は防止できていた．一方，開発鋼材である 0.5%C-2%Si-1%Cr-1%Mo鋼（以下，開発鋼）そのものの伸び・絞りが低いことから，NEW ねじを有する場合でもボルト製品としての引張変形能は不足しており，材料の改善が課題として残った．開発鋼の 4 号材料試験片[9]の伸び・絞りは F10T 級高力ボルトの伸び 14%以上，絞り 40%以上[10]を満足することはなかった． 文献[11]では，開発鋼を用いてボルト軸部の降伏がねじ部の降伏より先行する寸法形状を提案している．軸先行降伏ボルトでは，上記 NEW ねじ形状[8]に加えて，軸平行部径を 19.5 mm 以下とすることでボルトの引張変形能は大幅に改善された．またここでは，1 面摩擦接合の赤錆面継手によるリラクセーション試験を行い，ねじ形状が継手のリラクセーション特性に及ぼす影響はほとんどないことを明らかにしている．加えて，ボルトの強度に合わせて調質処理をしていた特注ナットに代わり，SCM435 等を用いて既存設備で製造可能なナットの仕様（硬さ：HV350 ~ 450，ナット高：26.4mm）を明らかにした． 1,700MPa 級高力ボルトセットの開発およびそれを用いた継手構造の合理化に向けた次なる課題には，実環境での遅れ破壊耐性の評価，製品化を実現するための冷間ねじ転造の効率化およびピンテール加工図 2 1,700MPa 級ボルトのねじ形状（単位：mm） (a) JIS ねじ (b) NEW ねじ（採用） 表 1 40ton アーク溶解材の化学成分（mass %） C Si Mn P S Cr Mo Al Ni Cu N O0.48 1.98 0.19 0.004 0.001 1.06 0.98 0.023 0.05 0.04 0.0060 0.0009図 1 現状の 1,700MPa ボルトの形状寸法（単位：mm） 55 3519.5-0.2     -0.51717r=3Steel Construction EngineeringVol.30 No.120 （January 2024）―116―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   11618605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   116 2023/12/14   20:12:352023/12/14   20:12:353／13 方法の確立，継手構造の性能評価などが挙げられる．本論文では，製品化に向けた品質評価および継手構造の性能評価の一環として，1,700MPa 級軸先行降伏型超高力ボルトの量産試作を行い，ボルト単体の寸法形状および引張耐荷特性，およびこのボルトを用いた摩擦接合継手のすべり挙動を実験的に調査した．  2.  1,700MPa 超超高高力力ボボルルトトのの引引張張特特性性  2.1  試試作作ボボルルトトのの製製造造おおよよびび寸寸法法形形状状   先行研究[5, 6, 8, 11]の知見を基に，開発鋼の 40tonアーク溶解材を用い 1,700MPa 級超高力ボルトを製造した．表1にこのアーク溶解材の化学成分（質量%）を示す．Lot 1 として 200 本，Lot 2 として 100 本をそれぞれ製造した． 図 1 にはボルトの寸法形状を，図 2 にはねじ形状をそれぞれ示す．1 章で前述の通り，超高力ボルトは，遅れ破壊対策の 1 つとして，JIS ねじよりも応力集中係数が小さい NEW ねじ[8]を採用している．NEW ねじはもう一つの特徴として有効断面積 Ae が320mm2 であり，JIS ねじの 303mm2 よりも大きいことが挙げられる．さらに首下での破断を防ぐため首下アール部の曲率半径を前報[11]の2.5mmから3mmへと大きくした．  図 1 に示した 1,700MPa 級超高力ボルトは，軸平行部径がねじ部の有効径よりも小さい軸先行降伏ボルトであり，軸平行部径の製作精度が重要となる．そこで，Lot 1, 2 で製造した 300 本のボルトに対し，軸平行部径の計測を行った．計測位置は図 3 に示すSection 1~3 であり，マイクロメータを用いて各断面2 回の計測を行った．図 4 は計測値の度数分布である．図 4 からわかるように，計測値は図 1 に示す設計公差の範囲に概ね収まっており，最頻値は 19.25であった．標本平均は 19.26 と最頻値に近く，変動係数も小さいことから，母集団は正規分布や対数正規分布と見做し，品質管理ができるものと考えられる． 2.2  機機械械的的性性質質  2.2.1  ビビッッカカーースス硬硬ささ  Lot 1, 2 から 1 本ずつ選び，図 3 に示す Section 2, 4の横断面のビッカース硬さを調べた．図 5 に示す硬さ分布からわかるように，Lot 番号と断面位置によらず，硬さは表面ほど大きく軸心周辺で小さくなる分布であった．硬さ自体は，軸部・ねじ部いずれも同程度であった． 2.2.2  公公称称応応力力――公公称称ひひずずみみ関関係係  Lot 1, 2 から 3 本ずつ選び，JIS4 号試験片（平行部長さ：38.3 mm；直径：8 mm）を切出し，金属材料試験を常温環境で実施した[9]．試験対象部の公称ひず図 3 軸平行部径と硬さの計測断面 図 4 軸平行部径の計測結果 4204354504654804955105255405555705856000 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22Vickers hardness (HV)x (mm)Lot.1(Bolt No.7)Lot.2(Bolt No.277)Shank part (Sec.2)(a) 軸平行部断面 4204354504654804955105255405555705856000 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22Vickers hardness (HV)x (mm)Lot.1(Bolt No.7)Lot.2(Bolt No.277)Thraed part (Sec. 4)(b) ねじ部断面 図 5 ビッカース硬さ分布 0510152025Probability  (%)Shank diamter (mm)Bolt number: 300Data number: 897AVG.=19.26C.V.=0.21%Shank part (Sec.1 to 3)2／13 これらの成果を踏まえ文献[8]では，ねじ転造工具への負荷を考慮しつつ，ねじ部の応力集中を緩和した新たなねじ形状（以下，NEW ねじ）を FEM 解析により開発した．そして，ねじ形状（JIS ねじ，NEWねじ）をパラメータとする 1,800MPa 級超高力ボルトの製品引張試験を行い，NEW ねじの場合の最大荷重が JIS ねじの場合のそれに対して約 20%大きいことを示した．この理由は，NEW ねじが JIS ねじよりも応力集中を緩和しかつ有効断面積を増加させたことにある．破断位置は掛かりねじ部の第一山であり，雄ねじと雌ねじのねじ山せん断破壊は防止できていた．一方，開発鋼材である 0.5%C-2%Si-1%Cr-1%Mo鋼（以下，開発鋼）そのものの伸び・絞りが低いことから，NEW ねじを有する場合でもボルト製品としての引張変形能は不足しており，材料の改善が課題として残った．開発鋼の 4 号材料試験片[9]の伸び・絞りは F10T 級高力ボルトの伸び 14%以上，絞り 40%以上[10]を満足することはなかった． 文献[11]では，開発鋼を用いてボルト軸部の降伏がねじ部の降伏より先行する寸法形状を提案している．軸先行降伏ボルトでは，上記 NEW ねじ形状[8]に加えて，軸平行部径を 19.5 mm 以下とすることでボルトの引張変形能は大幅に改善された．またここでは，1 面摩擦接合の赤錆面継手によるリラクセーション試験を行い，ねじ形状が継手のリラクセーション特性に及ぼす影響はほとんどないことを明らかにしている．加えて，ボルトの強度に合わせて調質処理をしていた特注ナットに代わり，SCM435 等を用いて既存設備で製造可能なナットの仕様（硬さ：HV350 ~ 450，ナット高：26.4mm）を明らかにした． 1,700MPa 級高力ボルトセットの開発およびそれを用いた継手構造の合理化に向けた次なる課題には，実環境での遅れ破壊耐性の評価，製品化を実現するための冷間ねじ転造の効率化およびピンテール加工図 2 1,700MPa 級ボルトのねじ形状（単位：mm） (a) JIS ねじ (b) NEW ねじ（採用） 表 1 40ton アーク溶解材の化学成分（mass %） C Si Mn P S Cr Mo Al Ni Cu N O0.48 1.98 0.19 0.004 0.001 1.06 0.98 0.023 0.05 0.04 0.0060 0.0009図 1 現状の 1,700MPa ボルトの形状寸法（単位：mm） 55 3519.5-0.2     -0.51717r=3鋼構造論文集第30巻第120号（2024年１月）― 117―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   11718605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   117 2023/12/14   20:12:352023/12/14   20:12:355／13 ずほぼ同程度となった．これは，図 5 に示すように，軸心部以外の硬さは Lot 1, 2 のいずれも同程度であったことから，断面全体で抵抗している引張試験では，軸心部の硬さの影響が小さくなったためである．  軸部に貼付したひずみゲージより決定した 0.2%オフセット荷重 Ny0.2 から計算した 0.2%オフセット耐力 σy0.2は表 2 に示す材料試験結果の値よりも大きい．降伏比 YR は JIS4 号試験片の結果よりもわずかに小さく，Lot 1, 2 の全平均は 0.875 である． 図 9 に示す引張試験後のボルト外観写真とマクロ破面からわかるように，軸部でくびれが生じ，カップ＆コーン型の破壊に至っている．軸部の絞りはJIS4 号試験片と概ね一致し，ボルト製品に加工をしても素材自体の延性を発揮できることがわかった．一方，Lot 1 のボルト No. 71 のように，絞りが 26.0 %と小さいものもあった．  以上より，既存の高力ボルト生産設備で量産試作した 1,700MPa 級超高力ボルトは，開発鋼の素材性能を十分に発揮し，安定した引張耐力を期待できる．  図 8 に示す N/Nmax – εaxi関係には，近似曲線の平均値と 95%予測区間を点線でプロットしている．近似式は Gompertz 曲線を修正した式(3)とし，表 4 に示す偏回帰係数 a, b, c を決定した．重回帰分析には 0≦N/Nmax≦1 までのデータを用いた．N/Nmax = 1 のひずみ εup（一様伸び）の最大値は約 62,000×10-6 であ0.000.250.500.751.001.250 40,000 80,000 120,000 160,000 200,000N/ Nmaxεaxi (××10-6)No.9No.43No.71No.146No.149No.151No.189No.221No.222No.223No.201No.205No.208No.209No.231M.R.Eq.           95%-L. Pred.          95%-U. Pred.表 3 1,700MPa 級超高力ボルトの純引張試験の結果 図 7 ボルト軸力 N - 軸ひずみ εaxi関係 図 8 N/Nmax - 軸ひずみ εaxi関係 01202403604806000 40,000 80,000 120,000 160,000 200,000N(kN)εaxi (××10-6)No.9No.43No.71No.146No.149No.151No.189No.221No.222No.223No.201No.205No.208No.209No.231LotNo.BoltNo.ShankAreaA s(mm2)Max.LoadP max(kN)AxialStiffnessK(N)Young'sModulusE  = K /A s(MPa)0.2% OffsetY. Stressσ y 0.2 = P y 0.2/A s(MPa)TensileStrengthσ t  = P max/A s(MPa)YieldRatioYR  =σ y 0.2 /σ tReductionArea afterFracture(%)FractureLocation Note9 292.3 523.6 59.3 202,700 1,558 1,791 0.870 34.043 291.9 514.9 59.2 202,600 1,535 1,764 0.870 32.071 292.0 523.2 59.3 203,000 1,562 1,792 0.872 26.0141 292.0 515.5 - - - 1,765 - 35.7 The strain gauge was broken146 292.5 523.6 55.4 189,300 1,542 1,790 0.862 32.5149 292.1 528.6 55.2 189,000 1,560 1,810 0.862 32.3151 292.3 522.9 59.3 202,800 1,562 1,789 0.873 30.0189 292.3 527.1 59.1 202,300 1,571 1,803 0.871 33.0AVG. 292.2 522.4 58.1 198,800 1,556 1,788 0.869 31.9201 290.2 523.0 58.8 202,700 1,596 1,802 0.885 29.9205 289.9 515.8 59.5 205,300 1,580 1,779 0.888 25.8208 291.2 522.5 59.3 203,500 1,585 1,794 0.883 27.6209 289.7 513.9 58.9 203,400 1,564 1,774 0.882 28.4221 290.1 512.7 55.9 192,600 1,540 1,767 0.872 N/A222 290.4 514.9 56.8 195,400 1,548 1,772 0.874 N/A223 290.2 513.2 55.9 192,400 1,540 1,767 0.871 N/A231 290.3 506.9 59.9 206,300 1,551 1,746 0.888 26.0AVG. 290.3 515.4 58.1 200,200 1,563 1,775 0.880 27.51Shank2図 9 試験後の供試体（Bolt No. 189） 4／13 みは標点間距離を 3.54d (= 28.3mm)とし，ビデオ式非接触伸び計（株式会社島津製作所製 DVE-201）を用いて計測した．載荷は変位制御で行い，変位速度は0.85mm/min とした．相当する初期ひずみ速度は3.70×10-4 s-1である．  材料試験結果のまとめを表 2 に，公称応力 σ – 公称ひずみ ε 関係を図 6 にそれぞれ示す．局所伸びの塑性成分 εlpと破断時の真応力 σfは，式(1), (2)により計算した．               (1)          (2) ここに，εfp：破断伸びの塑性成分，εup：一様伸び（引張強度 σt 到達時の全伸び）の塑性成分，Pf：破断荷重，df：破断後のくびれ部の直径である． 表 2 に示すように，破断伸び εfpは 10~14%，絞りは約 35%であった．文献[11]と同様，F10T 級高力ボルトの伸びと絞りの下限値 14%, 40%を下回る結果となった．σ – ε 関係は Lot によらずほとんど一致しており，Lot 間での機械的性質のばらつきは小さい．Lot 2 の引張強度 σtが Lot 1 のそれより小さいのは，図 5 の硬さ分布において，4 号試験片を切出した軸心部の硬さが Lot 1 より Lot 2 のほうが小さいためである． また，降伏比 YR = σy0.2/σtが 0.84 ~0.90 と高力ボルトの使用材料としては小さいことが開発鋼の特徴の1 つといえる．S10T-M22 ボルトの実績調査[12]によれば，降伏比 YR の平均値は 0.957（標本数：1,171）である．したがって，軸先行降伏形状を採用した1,700MPa 級超高力ボルトは，終局限界状態においてボルト自体の降伏および引張変形が想定される，斜め力を受ける落橋防止接合部の摩擦接合継手，仕口接合部や緊急架設橋の引張接合継手に用いることで，その性能を有効に発揮できると考えられる． 2.2.3  ボボルルトト軸軸力力――軸軸ひひずずみみ関関係係  次に，ボルトの純引張耐荷特性を引張試験で確認した．供試体数は，Lot 1 は 8 本，Lot 2 は 8 本とした．Lot 1 の 8 本のうち，Bolt No. 9, 43, 71, 151, 189 は機関 A，141, 146, 149 は機関 B において試験を行った．Lot 2 の全試験は機関 B で行った．供試体には軸平行部中央に 5mm の弾塑性ひずみゲージ（YEFLA-5）を貼付け，実験中には試験機の引張荷重と軸平行部のひずみ（以下，軸ひずみ）を計測した．  表 3 には引張試験の結果一覧を，図 7 にはボルト軸力 N – 軸ひずみ εaxi 関係を，図 8 には無次元化軸力 N/Nmax – 軸ひずみ εaxi関係を，図 9 には Lot 1 の供試体（Bolt No. 189）の試験後の様子をそれぞれ示す．表 3 に示す軸剛性 K は N – εaxi関係の傾きであり，完全に線形性を示す範囲（0.2Nmax < N < 0.6Nmax）において，最小二乗法により算出した． 図 7, 8 からわかるように，いずれのボルトについてもほぼ同じ挙動を示している．最大荷重 Nmaxについては，JIS4 号切出し材料試験の結果（表 2）からLot 2 のほうが小さいと想定されたが，ロットによら表 2 JIS4 号切出し試験片を用いた材料試験結果 LotNo.BoltNo.Dia. be-fore Testd(mm)Young'sModulusE(MPa)0.2% OffsetY. Stressσ y 0.2(MPa)TensileStrengthσ t(MPa)UniformP. Strainε up(%)P. Strainat Fractureε fp(%)LocalP. Strainε lp(%)Avg. F.Stressσ f(MPa)Dia. afterFractured f(mm)ReductionArea afterFracture(%)YieldRatioYR =σ y 0.2 /σ tB1 8.00 195,600 1,565 1,775 4.2 12.0 7.8 2,278 6.47 34.8 0.881B56 7.98 195,500 1,487 1,767 4.4 13.7 9.2 2,327 6.28 38.1 0.841B195 8.01 188,000 1,570 1,785 4.2 12.9 8.7 2,256 6.56 32.8 0.879AVG. 8.00 193,100 1,540 1,776 4.3 12.9 8.6 2,287 6.43 35.2 0.867B236 8.02 193,500 1,503 1,672 3.3 10.2 6.9 2,167 6.45 35.4 0.899B250 8.02 186,700 1,537 1,699 3.6 10.1 6.5 2,198 6.52 34.5 0.905B297 8.03 200,300 1,509 1,680 3.5 9.9 6.4 2,079 6.71 35.0 0.898AVG. 8.02 193,500 1,516 1,684 3.5 10.0 6.6 2,148 6.56 35.0 0.90112図 6 公称応力 σ – 公称ひずみ ε 関係 05001,0001,5002,0000 40,000 80,000 120,000 160,000σ(MPa)ε (×10-6)B1B56B195B236B250B250Steel Construction EngineeringVol.30 No.120 （January 2024）―118―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   11818605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   118 2023/12/14   20:12:362023/12/14   20:12:365／13 ずほぼ同程度となった．これは，図 5 に示すように，軸心部以外の硬さは Lot 1, 2 のいずれも同程度であったことから，断面全体で抵抗している引張試験では，軸心部の硬さの影響が小さくなったためである．  軸部に貼付したひずみゲージより決定した 0.2%オフセット荷重 Ny0.2 から計算した 0.2%オフセット耐力 σy0.2は表 2 に示す材料試験結果の値よりも大きい．降伏比 YR は JIS4 号試験片の結果よりもわずかに小さく，Lot 1, 2 の全平均は 0.875 である． 図 9 に示す引張試験後のボルト外観写真とマクロ破面からわかるように，軸部でくびれが生じ，カップ＆コーン型の破壊に至っている．軸部の絞りはJIS4 号試験片と概ね一致し，ボルト製品に加工をしても素材自体の延性を発揮できることがわかった．一方，Lot 1 のボルト No. 71 のように，絞りが 26.0 %と小さいものもあった．  以上より，既存の高力ボルト生産設備で量産試作した 1,700MPa 級超高力ボルトは，開発鋼の素材性能を十分に発揮し，安定した引張耐力を期待できる．  図 8 に示す N/Nmax – εaxi関係には，近似曲線の平均値と 95%予測区間を点線でプロットしている．近似式は Gompertz 曲線を修正した式(3)とし，表 4 に示す偏回帰係数 a, b, c を決定した．重回帰分析には 0≦N/Nmax≦1 までのデータを用いた．N/Nmax = 1 のひずみ εup（一様伸び）の最大値は約 62,000×10-6 であ0.000.250.500.751.001.250 40,000 80,000 120,000 160,000 200,000N/ Nmaxεaxi (××10-6)No.9No.43No.71No.146No.149No.151No.189No.221No.222No.223No.201No.205No.208No.209No.231M.R.Eq.           95%-L. Pred.          95%-U. Pred.表 3 1,700MPa 級超高力ボルトの純引張試験の結果 図 7 ボルト軸力 N - 軸ひずみ εaxi関係 図 8 N/Nmax - 軸ひずみ εaxi関係 01202403604806000 40,000 80,000 120,000 160,000 200,000N(kN)εaxi (××10-6)No.9No.43No.71No.146No.149No.151No.189No.221No.222No.223No.201No.205No.208No.209No.231LotNo.BoltNo.ShankAreaA s(mm2)Max.LoadP max(kN)AxialStiffnessK(N)Young'sModulusE  = K /A s(MPa)0.2% OffsetY. Stressσ y 0.2 = P y 0.2/A s(MPa)TensileStrengthσ t  = P max/A s(MPa)YieldRatioYR  =σ y 0.2 /σ tReductionArea afterFracture(%)FractureLocation Note9 292.3 523.6 59.3 202,700 1,558 1,791 0.870 34.043 291.9 514.9 59.2 202,600 1,535 1,764 0.870 32.071 292.0 523.2 59.3 203,000 1,562 1,792 0.872 26.0141 292.0 515.5 - - - 1,765 - 35.7 The strain gauge was broken146 292.5 523.6 55.4 189,300 1,542 1,790 0.862 32.5149 292.1 528.6 55.2 189,000 1,560 1,810 0.862 32.3151 292.3 522.9 59.3 202,800 1,562 1,789 0.873 30.0189 292.3 527.1 59.1 202,300 1,571 1,803 0.871 33.0AVG. 292.2 522.4 58.1 198,800 1,556 1,788 0.869 31.9201 290.2 523.0 58.8 202,700 1,596 1,802 0.885 29.9205 289.9 515.8 59.5 205,300 1,580 1,779 0.888 25.8208 291.2 522.5 59.3 203,500 1,585 1,794 0.883 27.6209 289.7 513.9 58.9 203,400 1,564 1,774 0.882 28.4221 290.1 512.7 55.9 192,600 1,540 1,767 0.872 N/A222 290.4 514.9 56.8 195,400 1,548 1,772 0.874 N/A223 290.2 513.2 55.9 192,400 1,540 1,767 0.871 N/A231 290.3 506.9 59.9 206,300 1,551 1,746 0.888 26.0AVG. 290.3 515.4 58.1 200,200 1,563 1,775 0.880 27.51Shank2図 9 試験後の供試体（Bolt No. 189） 4／13 みは標点間距離を 3.54d (= 28.3mm)とし，ビデオ式非接触伸び計（株式会社島津製作所製 DVE-201）を用いて計測した．載荷は変位制御で行い，変位速度は0.85mm/min とした．相当する初期ひずみ速度は3.70×10-4 s-1である．  材料試験結果のまとめを表 2 に，公称応力 σ – 公称ひずみ ε 関係を図 6 にそれぞれ示す．局所伸びの塑性成分 εlpと破断時の真応力 σfは，式(1), (2)により計算した．               (1)          (2) ここに，εfp：破断伸びの塑性成分，εup：一様伸び（引張強度 σt 到達時の全伸び）の塑性成分，Pf：破断荷重，df：破断後のくびれ部の直径である． 表 2 に示すように，破断伸び εfpは 10~14%，絞りは約 35%であった．文献[11]と同様，F10T 級高力ボルトの伸びと絞りの下限値 14%, 40%を下回る結果となった．σ – ε 関係は Lot によらずほとんど一致しており，Lot 間での機械的性質のばらつきは小さい．Lot 2 の引張強度 σtが Lot 1 のそれより小さいのは，図 5 の硬さ分布において，4 号試験片を切出した軸心部の硬さが Lot 1 より Lot 2 のほうが小さいためである． また，降伏比 YR = σy0.2/σtが 0.84 ~0.90 と高力ボルトの使用材料としては小さいことが開発鋼の特徴の1 つといえる．S10T-M22 ボルトの実績調査[12]によれば，降伏比 YR の平均値は 0.957（標本数：1,171）である．したがって，軸先行降伏形状を採用した1,700MPa 級超高力ボルトは，終局限界状態においてボルト自体の降伏および引張変形が想定される，斜め力を受ける落橋防止接合部の摩擦接合継手，仕口接合部や緊急架設橋の引張接合継手に用いることで，その性能を有効に発揮できると考えられる． 2.2.3  ボボルルトト軸軸力力――軸軸ひひずずみみ関関係係  次に，ボルトの純引張耐荷特性を引張試験で確認した．供試体数は，Lot 1 は 8 本，Lot 2 は 8 本とした．Lot 1 の 8 本のうち，Bolt No. 9, 43, 71, 151, 189 は機関 A，141, 146, 149 は機関 B において試験を行った．Lot 2 の全試験は機関 B で行った．供試体には軸平行部中央に 5mm の弾塑性ひずみゲージ（YEFLA-5）を貼付け，実験中には試験機の引張荷重と軸平行部のひずみ（以下，軸ひずみ）を計測した．  表 3 には引張試験の結果一覧を，図 7 にはボルト軸力 N – 軸ひずみ εaxi 関係を，図 8 には無次元化軸力 N/Nmax – 軸ひずみ εaxi関係を，図 9 には Lot 1 の供試体（Bolt No. 189）の試験後の様子をそれぞれ示す．表 3 に示す軸剛性 K は N – εaxi関係の傾きであり，完全に線形性を示す範囲（0.2Nmax < N < 0.6Nmax）において，最小二乗法により算出した． 図 7, 8 からわかるように，いずれのボルトについてもほぼ同じ挙動を示している．最大荷重 Nmaxについては，JIS4 号切出し材料試験の結果（表 2）からLot 2 のほうが小さいと想定されたが，ロットによら表 2 JIS4 号切出し試験片を用いた材料試験結果 LotNo.BoltNo.Dia. be-fore Testd(mm)Young'sModulusE(MPa)0.2% OffsetY. Stressσ y 0.2(MPa)TensileStrengthσ t(MPa)UniformP. Strainε up(%)P. Strainat Fractureε fp(%)LocalP. Strainε lp(%)Avg. F.Stressσ f(MPa)Dia. afterFractured f(mm)ReductionArea afterFracture(%)YieldRatioYR =σ y 0.2 /σ tB1 8.00 195,600 1,565 1,775 4.2 12.0 7.8 2,278 6.47 34.8 0.881B56 7.98 195,500 1,487 1,767 4.4 13.7 9.2 2,327 6.28 38.1 0.841B195 8.01 188,000 1,570 1,785 4.2 12.9 8.7 2,256 6.56 32.8 0.879AVG. 8.00 193,100 1,540 1,776 4.3 12.9 8.6 2,287 6.43 35.2 0.867B236 8.02 193,500 1,503 1,672 3.3 10.2 6.9 2,167 6.45 35.4 0.899B250 8.02 186,700 1,537 1,699 3.6 10.1 6.5 2,198 6.52 34.5 0.905B297 8.03 200,300 1,509 1,680 3.5 9.9 6.4 2,079 6.71 35.0 0.898AVG. 8.02 193,500 1,516 1,684 3.5 10.0 6.6 2,148 6.56 35.0 0.90112図 6 公称応力 σ – 公称ひずみ ε 関係 05001,0001,5002,0000 40,000 80,000 120,000 160,000σ(MPa)ε (×10-6)B1B56B195B236B250B250鋼構造論文集第30巻第120号（2024年１月）― 119―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   11918605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   119 2023/12/14   20:12:362023/12/14   20:12:367／13 め，ここでの耐力計算は母板を対象とする． すべり耐力Psdおよび純断面降伏耐力Pynd，すべり/降伏耐力比の設計値βdは以下の式(4) ~ (6)で計算した．Pyndについては，ボルト軸力による摩擦抵抗の荷重分担効果を加味しないで計算している． sd d dP nm Nμ                (4) 0( )ynd n y m yP A w d tσ σ                (5) sd d ddynd n yP nm NP Aμβσ              (6) ここに，n：ボルト本数，m (= 2)：接合面数，μd (= 0.45)：設計すべり係数，Nd ：設計ボルト軸力，An：母板の純断面積，w：母板幅，d0 (=24.5 mm)：ボルト孔径，tm：母板厚，σy：母板の降伏点である． 3.3  設設計計軸軸力力，，目目標標締締付付軸軸力力  目標締付軸力 Nind は式(7)に示すように，降伏軸力Nyに対する比率 α から決定している．遅れ破壊に対する導入応力の余裕を考え，設計軸力 Ndではなく目標締付軸力 Nindを基準とし，α を 0.80, 0.90 と変化させた．降伏軸力 Nyを計算する断面は，最小面積となる軸平行部とした．軸平行部径は図 4 に示す平均値19.26mm とした．ボルトの降伏点 σyb には，表 2 の0.2%オフセット耐力 σy0.2を用いた． ind y s ybN N Aα α σ               (7)  α = 0.80 の場合は Nind = 389.8 kN，α = 0.90 の場合はNind = 435.8 kN である．設計軸力 Ndと目標締付軸力Nindの関係は，文献[3, 13]など現行の技術基準では Nd = Nind/1.1 の関係にあり，この関係を用いると Nd = 354.6 kN (α = 0.727), 396.2 kN (α = 0.818)となる． 3.4  計計測測項項目目 荷重 P，母板と連結板の相対変位 δr，ボルト軸力 Nを計測した．相対変位 δrの計測位置は図 10 に示す通りであり，母板縁端部から 10mm 離れた位置（MP0），内側・外側ボルト孔中心位置（MP1, MP2）とした．相対変位 δrの計測は，図 13 に示すように，母板とナット側連結板のコバ面に接着剤で貼付けした治具に図 11 母板・連結板の公称応力 σ – 公称ひずみ ε 関係 図 12 無機ジンクリッチペイントの膜厚度数分布 020040060080010000 30,000 60,000 90,000 120,000 150,000σ(MPa)ε (×10-6)t12-1 t12-2t12-3 t25-1t25-2 t25-3表 5 母板と連結板の機械的性質 ObjectsPlateThk.t(mm)Speci-menNo.Young'sModulusE(MPa)Poisson'sRatioνUpper Y.Stressσ y(MPa)0.2% OffsetY. Stressσ y 0.2(MPa)TensileStrengthσ t(MPa)YieldStrainε y = σ y 0.2 / E(×10-6)YieldRatioYR =σ y 0.2 /σ tElongationafterFracture(%)1 205,400 - - 805.2 848.2 3,920 0.949 14.92 207,400 - - 809.4 851.1 3,903 0.951 15.03 206,500 0.277 - 807.5 848.8 3,910 0.951 14.9AVG. 206,400 0.277 - 807.4 849.4 3,911 0.951 14.91 206,300 - 785.1 779.3 813.7 3,777 0.958 28.52 205,100 - 781.3 774.9 809.9 3,778 0.957 27.03 204,800 0.279 784.0 776.0 810.8 3,789 0.957 26.2AVG. 205,400 0.279 783.5 776.7 811.5 3,782 0.957 27.3ConnectedPlate25SplicePlate 12表 6 供試体の設計耐力 Experi-mentalCaseDesignedSlipCoeff.μ dDesignedTensionsN d(kN)SlipResis.P sd(kN)Net Cross-sec.Y. Resis.P ynd(kN)Slip/YieldResis.Ratioβ dα0.8 354.6 638 0.393α0.9 396.2 713 0.4390.45 1,6256／13 る．重回帰式の N/Nmax = 1 のひずみは約 47,000×10-6となった． 1 11 1axi axibe cN a e eN e e          max( ) ( )( )ε ε       (3) ここに，N：導入軸力，a, b, c：偏回帰係数である．  重回帰を行った範囲0≦N/Nmax≦1, 0≦εaxi≦47,000×10-6においては，表4に示す自由度調整済み決定係数Radj2がほとんど1.0であることからわかるように，式(3)は実験結果を精度良く再現している．3章の摩擦接合継手のすべり試験では，供試体のボルト軸力の管理を，表3に示すLot 2の最大荷重の平均値Nmax-AVG.を式(3)のNmaxに代入することで実施している．  3.  すすべべりり試試験験  摩擦接合継手のすべり試験を行い，すべり耐力，すべり係数などを把握した． 3.1  実実験験供供試試体体  供試体の形状寸法を図 10 に示す．試験着目部となるすべり側には 1,700MPa 級超高力ボルト 2 本を用いた．固定側には SHTB-M22 ボルト（1,400MPa 級）を 3 本用いて，固定側の主すべりがすべり側のそれよりも後に発生するようにした．すべり側の 2 つのボルトは継手中央側から内側ボルト，外側ボルトと定義する．試験パラメータは遅れ破壊の発生因子である目標締付軸力Nindに着目した．軸力量は389.8 kNと 438.5 kN の 2 水準を設けた．各ケースの供試体数は 3 体とした． 母板と連結板は高強度鋼 HT780 で製作し，ボルト軸力の導入により連結板表面が降伏しないよう，また，母板の純断面降伏に対しすべりが先行するようにした．HT780 の機械的性質は 5 号および 1A 号試験片を用いた材料試験で確認した[9]．材料試験結果のまとめを表 5 に，公称応力 σ – 公称ひずみ ε 関係を図 11 に示す．弾性係数とポアソン比は，試験片平行部に貼付したひずみゲージの出力値を用いて最小二乗法により算出した． 接合面にはブラスト処理後，無機ジンクリッチペイントを塗布した．膜厚管理は道路橋示方書[13]に従い，目標膜厚を 75μm とした．塗布後の無機ジンクリッチペイント膜厚は，接合面を構成する母板両面および連結板片面を対象に，電磁膜厚計（サンコウ電子研究所製 SWT-9000）で計測した．計測位置はすべり側ボルト孔周辺 4 か所とし，各位置にて 5 回ずつ計測した． 膜厚計測結果の度数分布を図 12 に示す．標本平均は 96.1μm，最頻値は約 100μmであった．標本データはすべて道路橋示方書[14]の最小膜厚 50μm を満足している．したがって，無機ジンクリッチペイントを支障なく塗布できていると考え，供試体をすべり試験に供することにした． 3.2  設設計計耐耐力力   供試体すべり側の設計耐力を表 6 にまとめる．設計耐力は，表 2 と表 5 に示す材料試験結果より得た機械的性質，道路橋示方書の無機ジンクリッチペイント接合面の設計すべり係数 μd (= 0.45)を用いて計算した．連結板の総厚が母板厚とほぼ同じであるた図 10 すべり試験の供試体形状（単位：mm） 表 4  N/Nmax - εaxi関係に対する重回帰分析の結果  R 2adja -2.56b -7,817c 1,305,4090.999Estimate of PartialRegression CoefficientsSteel Construction EngineeringVol.30 No.120 （January 2024）―120―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   12018605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   120 2023/12/14   20:12:362023/12/14   20:12:367／13 め，ここでの耐力計算は母板を対象とする． すべり耐力Psdおよび純断面降伏耐力Pynd，すべり/降伏耐力比の設計値βdは以下の式(4) ~ (6)で計算した．Pyndについては，ボルト軸力による摩擦抵抗の荷重分担効果を加味しないで計算している． sd d dP nm Nμ                (4) 0( )ynd n y m yP A w d tσ σ                (5) sd d ddynd n yP nm NP Aμβσ              (6) ここに，n：ボルト本数，m (= 2)：接合面数，μd (= 0.45)：設計すべり係数，Nd ：設計ボルト軸力，An：母板の純断面積，w：母板幅，d0 (=24.5 mm)：ボルト孔径，tm：母板厚，σy：母板の降伏点である． 3.3  設設計計軸軸力力，，目目標標締締付付軸軸力力  目標締付軸力 Nind は式(7)に示すように，降伏軸力Nyに対する比率 α から決定している．遅れ破壊に対する導入応力の余裕を考え，設計軸力 Ndではなく目標締付軸力 Nindを基準とし，α を 0.80, 0.90 と変化させた．降伏軸力 Nyを計算する断面は，最小面積となる軸平行部とした．軸平行部径は図 4 に示す平均値19.26mm とした．ボルトの降伏点 σyb には，表 2 の0.2%オフセット耐力 σy0.2を用いた． ind y s ybN N Aα α σ               (7)  α = 0.80 の場合は Nind = 389.8 kN，α = 0.90 の場合はNind = 435.8 kN である．設計軸力 Ndと目標締付軸力Nindの関係は，文献[3, 13]など現行の技術基準では Nd = Nind/1.1 の関係にあり，この関係を用いると Nd = 354.6 kN (α = 0.727), 396.2 kN (α = 0.818)となる． 3.4  計計測測項項目目 荷重 P，母板と連結板の相対変位 δr，ボルト軸力 Nを計測した．相対変位 δrの計測位置は図 10 に示す通りであり，母板縁端部から 10mm 離れた位置（MP0），内側・外側ボルト孔中心位置（MP1, MP2）とした．相対変位 δrの計測は，図 13 に示すように，母板とナット側連結板のコバ面に接着剤で貼付けした治具に図 11 母板・連結板の公称応力 σ – 公称ひずみ ε 関係 図 12 無機ジンクリッチペイントの膜厚度数分布 020040060080010000 30,000 60,000 90,000 120,000 150,000σ(MPa)ε (×10-6)t12-1 t12-2t12-3 t25-1t25-2 t25-3表 5 母板と連結板の機械的性質 ObjectsPlateThk.t(mm)Speci-menNo.Young'sModulusE(MPa)Poisson'sRatioνUpper Y.Stressσ y(MPa)0.2% OffsetY. Stressσ y 0.2(MPa)TensileStrengthσ t(MPa)YieldStrainε y = σ y 0.2 / E(×10-6)YieldRatioYR =σ y 0.2 /σ tElongationafterFracture(%)1 205,400 - - 805.2 848.2 3,920 0.949 14.92 207,400 - - 809.4 851.1 3,903 0.951 15.03 206,500 0.277 - 807.5 848.8 3,910 0.951 14.9AVG. 206,400 0.277 - 807.4 849.4 3,911 0.951 14.91 206,300 - 785.1 779.3 813.7 3,777 0.958 28.52 205,100 - 781.3 774.9 809.9 3,778 0.957 27.03 204,800 0.279 784.0 776.0 810.8 3,789 0.957 26.2AVG. 205,400 0.279 783.5 776.7 811.5 3,782 0.957 27.3ConnectedPlate25SplicePlate 12表 6 供試体の設計耐力 Experi-mentalCaseDesignedSlipCoeff.μ dDesignedTensionsN d(kN)SlipResis.P sd(kN)Net Cross-sec.Y. Resis.P ynd(kN)Slip/YieldResis.Ratioβ dα0.8 354.6 638 0.393α0.9 396.2 713 0.4390.45 1,6256／13 る．重回帰式の N/Nmax = 1 のひずみは約 47,000×10-6となった． 1 11 1axi axibe cN a e eN e e          max( ) ( )( )ε ε       (3) ここに，N：導入軸力，a, b, c：偏回帰係数である．  重回帰を行った範囲0≦N/Nmax≦1, 0≦εaxi≦47,000×10-6においては，表4に示す自由度調整済み決定係数Radj2がほとんど1.0であることからわかるように，式(3)は実験結果を精度良く再現している．3章の摩擦接合継手のすべり試験では，供試体のボルト軸力の管理を，表3に示すLot 2の最大荷重の平均値Nmax-AVG.を式(3)のNmaxに代入することで実施している．  3.  すすべべりり試試験験  摩擦接合継手のすべり試験を行い，すべり耐力，すべり係数などを把握した． 3.1  実実験験供供試試体体  供試体の形状寸法を図 10 に示す．試験着目部となるすべり側には 1,700MPa 級超高力ボルト 2 本を用いた．固定側には SHTB-M22 ボルト（1,400MPa 級）を 3 本用いて，固定側の主すべりがすべり側のそれよりも後に発生するようにした．すべり側の 2 つのボルトは継手中央側から内側ボルト，外側ボルトと定義する．試験パラメータは遅れ破壊の発生因子である目標締付軸力Nindに着目した．軸力量は389.8 kNと 438.5 kN の 2 水準を設けた．各ケースの供試体数は 3 体とした． 母板と連結板は高強度鋼 HT780 で製作し，ボルト軸力の導入により連結板表面が降伏しないよう，また，母板の純断面降伏に対しすべりが先行するようにした．HT780 の機械的性質は 5 号および 1A 号試験片を用いた材料試験で確認した[9]．材料試験結果のまとめを表 5 に，公称応力 σ – 公称ひずみ ε 関係を図 11 に示す．弾性係数とポアソン比は，試験片平行部に貼付したひずみゲージの出力値を用いて最小二乗法により算出した． 接合面にはブラスト処理後，無機ジンクリッチペイントを塗布した．膜厚管理は道路橋示方書[13]に従い，目標膜厚を 75μm とした．塗布後の無機ジンクリッチペイント膜厚は，接合面を構成する母板両面および連結板片面を対象に，電磁膜厚計（サンコウ電子研究所製 SWT-9000）で計測した．計測位置はすべり側ボルト孔周辺 4 か所とし，各位置にて 5 回ずつ計測した． 膜厚計測結果の度数分布を図 12 に示す．標本平均は 96.1μm，最頻値は約 100μmであった．標本データはすべて道路橋示方書[14]の最小膜厚 50μm を満足している．したがって，無機ジンクリッチペイントを支障なく塗布できていると考え，供試体をすべり試験に供することにした． 3.2  設設計計耐耐力力   供試体すべり側の設計耐力を表 6 にまとめる．設計耐力は，表 2 と表 5 に示す材料試験結果より得た機械的性質，道路橋示方書の無機ジンクリッチペイント接合面の設計すべり係数 μd (= 0.45)を用いて計算した．連結板の総厚が母板厚とほぼ同じであるた図 10 すべり試験の供試体形状（単位：mm） 表 4  N/Nmax - εaxi関係に対する重回帰分析の結果  R 2adja -2.56b -7,817c 1,305,4090.999Estimate of PartialRegression Coefficients鋼構造論文集第30巻第120号（2024年１月）― 121―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   12118605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   121 2023/12/14   20:12:372023/12/14   20:12:379／13 びすべり時軸力 N2は，継手内の 2 本ボルトの平均値を記載した．すべり係数 μ0, μ1, μ2は式(9)に示すように，それぞれ，締付軸力 Nin，試験前軸力 N1，すべり時軸力 N2で評価したものである．                (9a)                (9b)                (9c) すべり荷重 Pslip は主すべりにより荷重低下が発生したときのピーク荷重，Ps0.2は母板縁端部から 10mm離れた位置の相対変位δrが0.2mmに初めて到達したときの荷重としている．   表 7 すべり試験の結果 Tighteningbolt tensionμ 0Bolt tensionbefore testμ 1Bolt tensionat slip stateμ 2Inner 385.5 375.1 365.1 2.62Outer 385.1 372.2 364.3 2.06Inner 384.4 371.5 358.8 3.35Outer 383.7 369.3 359.2 2.68Inner 383.1 369.2 358.6 2.80Outer 384.7 370.1 362.6 1.97Inner 436.5 429.4 423.6 1.25Outer 436.5 430.6 426.2 0.94Inner 436.5 429.8 423.8 1.33Outer 436.5 428.7 423.9 1.02Inner 436.9 430.0 421.9 1.81Outer 438.9 429.6 423.5 1.33437.9385.3384.1383.9436.5436.5373.7370.4369.6430.0429.3429.80.5620.5750.5380.4700.5080.5160.5490.5580.5250.4650.5010.5070.5320.5380.506775.2799.1 792.9860.5 860.43α0.8α0.9123120.4580.4930.498820.4 819.8826.3 817.8776.5364.7359.0360.6424.9423.8422.7871.8 871.8Slip load(δ r =0.2mm)P s 0.2(kN)Slip coefficients evaluated withExperi-mentalcaseSpe-cimenNo.BoltNo.Bolt tensionat slip stateN 2(kN)Bolt tensionbefore testN 1(kN)Bolt tensionreductionη(%)Slip load(Peak)P slip(kN)Tighteningbolt tensionN in(kN)1.572.343.012.381.101.17(a) α0.80-1 (b) α0.80-2 (c) α0.80-3 図 15 試験後の接合面の様子（続く） 8／13 クリップ式変位計（東京測器研究所製 RA-5, UB-5）を設置することで行った． 締付時および載荷時の軸力N は，ボルト軸平行部に貼付けしたひずみゲージの出力値を，式(3)のN/Nmax – εaxi関係に代入することで評価した．ゲージ貼付面は，すべり時の孔壁との接触でゲージが破損しないよう，荷重直角方向に配置した．ボルト締付けから載荷までの時間はリラクゼーションによる軸力低下を考慮して 1 週間以上とした．固定側にはSHTB M22 ボルトを用いた． すべり試験はテンクモ（株）が所有する万能試験機（載荷能力：2,000 kN）を用いて実施した．載荷速度はすべりが生じるまでは 0.5 kN/s となるよう荷重制御で行った．すべりが生じたあと荷重が再び増加した時点で除荷した． 3.5  リリララククセセーーシショョンン特特性性  図 14 には，締付け直後（導入軸力のピーク値を確認した時点）を起点とした軸力低下率を示している．締付け時の軸ひずみ ε のサンプリングタイムは毎秒とし，緩やかに締付けを行い，ピークを計測できるように努めた．締付からすべり試験開始までは約 10日であり，図中の最終プロットがすべり試験前のデータである．  図 14 の軸力低下率 ηは式(8)で計算している． 1( ) ( )t in tin inN N NN Nη             (8) ここに，t：締付直後からの経過時間，N(t)：経過時間t のときの残存軸力，Nin：締付軸力である． 無機ジンクリッチペイントを塗布した 2 面摩擦接合継手の軸力低下率 η は，塗料材料や乾燥時間等の影響を受けて変動するものの，要素実験の実績調査では 1 ヶ月で約 10%（平均単回帰直線による推定値）と報告されている[14]．また，文献[14]が示す各プロットデータを見ると，締付け開始から約 1 週間で10%に到達している場合も多いことが確認できる．  他方，図 14 からわかるように，1,700MPa 級超高力ボルトを用いた摩擦接合継手の軸力低下率 η は，接合面処理が無機ジンクリッチペイントの場合でも小さく，最大で約 4%であった．また，ηは，導入軸力量に影響され，α = 0.80 のケースよりも α = 0.90 のケースで小さい．これらの結果は，ボルトの導入軸力が大きいことで無機ジンクリッチペイント層が締付け時で十分に圧縮されたことが理由と考えられる． ボルト軸力による圧密で生じたクリープひずみが小さくなることは 1,700MPa 級超高力ボルトのメリットの 1 つといえ，無機ジンクリッチペイントや金属溶射など軸力低下率 η が大きくなる接合面においてそのメリットを期待できる．  3.6  試試験験結結果果おおよよびびそそのの考考察察 試験結果のまとめを表 7 に，試験後の接合面の様子を図 15 にそれぞれ示す．表 7 中にはすべり荷重Pslip, Ps0.2，締付軸力 Nin，試験前軸力 N1，すべり時軸力 N2，すべり時の軸力低下率 η，すべり係数 μ0, μ1, μ2を記載している．締付軸力 Nin，試験前軸力 N1 およ0.01.02.03.04.05.06.00 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240η(%)Elapsed time (hour)α0.8-1 Inner α0.8-1 Outerα0.8-2 Inner α0.8-2 Outerα0.8-3 Inner α0.8-3 Outer1 Week0.01.02.03.04.05.06.00 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240η(%)Elapsed time (hour)α0.9-1 Inner α0.9-1 Outerα0.9-2 Inner α0.9-2 Outerα0.9-3 Inner α0.9-3 Outer1 Week図 14 締付けから載荷開始までの軸力低下率 (a) ケース α0.8 (b) ケース α0.9 図 13 相対変位および治具の取付けイメージ Steel Construction EngineeringVol.30 No.120 （January 2024）―122―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   12218605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   122 2023/12/14   20:12:382023/12/14   20:12:389／13 びすべり時軸力 N2は，継手内の 2 本ボルトの平均値を記載した．すべり係数 μ0, μ1, μ2は式(9)に示すように，それぞれ，締付軸力 Nin，試験前軸力 N1，すべり時軸力 N2で評価したものである．                (9a)                (9b)                (9c) すべり荷重 Pslip は主すべりにより荷重低下が発生したときのピーク荷重，Ps0.2は母板縁端部から 10mm離れた位置の相対変位δrが0.2mmに初めて到達したときの荷重としている．   表 7 すべり試験の結果 Tighteningbolt tensionμ 0Bolt tensionbefore testμ 1Bolt tensionat slip stateμ 2Inner 385.5 375.1 365.1 2.62Outer 385.1 372.2 364.3 2.06Inner 384.4 371.5 358.8 3.35Outer 383.7 369.3 359.2 2.68Inner 383.1 369.2 358.6 2.80Outer 384.7 370.1 362.6 1.97Inner 436.5 429.4 423.6 1.25Outer 436.5 430.6 426.2 0.94Inner 436.5 429.8 423.8 1.33Outer 436.5 428.7 423.9 1.02Inner 436.9 430.0 421.9 1.81Outer 438.9 429.6 423.5 1.33437.9385.3384.1383.9436.5436.5373.7370.4369.6430.0429.3429.80.5620.5750.5380.4700.5080.5160.5490.5580.5250.4650.5010.5070.5320.5380.506775.2799.1 792.9860.5 860.43α0.8α0.9123120.4580.4930.498820.4 819.8826.3 817.8776.5364.7359.0360.6424.9423.8422.7871.8 871.8Slip load(δ r =0.2mm)P s 0.2(kN)Slip coefficients evaluated withExperi-mentalcaseSpe-cimenNo.BoltNo.Bolt tensionat slip stateN 2(kN)Bolt tensionbefore testN 1(kN)Bolt tensionreductionη(%)Slip load(Peak)P slip(kN)Tighteningbolt tensionN in(kN)1.572.343.012.381.101.17(a) α0.80-1 (b) α0.80-2 (c) α0.80-3 図 15 試験後の接合面の様子（続く） 8／13 クリップ式変位計（東京測器研究所製 RA-5, UB-5）を設置することで行った． 締付時および載荷時の軸力N は，ボルト軸平行部に貼付けしたひずみゲージの出力値を，式(3)のN/Nmax – εaxi関係に代入することで評価した．ゲージ貼付面は，すべり時の孔壁との接触でゲージが破損しないよう，荷重直角方向に配置した．ボルト締付けから載荷までの時間はリラクゼーションによる軸力低下を考慮して 1 週間以上とした．固定側にはSHTB M22 ボルトを用いた． すべり試験はテンクモ（株）が所有する万能試験機（載荷能力：2,000 kN）を用いて実施した．載荷速度はすべりが生じるまでは 0.5 kN/s となるよう荷重制御で行った．すべりが生じたあと荷重が再び増加した時点で除荷した． 3.5  リリララククセセーーシショョンン特特性性  図 14 には，締付け直後（導入軸力のピーク値を確認した時点）を起点とした軸力低下率を示している．締付け時の軸ひずみ ε のサンプリングタイムは毎秒とし，緩やかに締付けを行い，ピークを計測できるように努めた．締付からすべり試験開始までは約 10日であり，図中の最終プロットがすべり試験前のデータである．  図 14 の軸力低下率 ηは式(8)で計算している． 1( ) ( )t in tin inN N NN Nη             (8) ここに，t：締付直後からの経過時間，N(t)：経過時間t のときの残存軸力，Nin：締付軸力である． 無機ジンクリッチペイントを塗布した 2 面摩擦接合継手の軸力低下率 η は，塗料材料や乾燥時間等の影響を受けて変動するものの，要素実験の実績調査では 1 ヶ月で約 10%（平均単回帰直線による推定値）と報告されている[14]．また，文献[14]が示す各プロットデータを見ると，締付け開始から約 1 週間で10%に到達している場合も多いことが確認できる．  他方，図 14 からわかるように，1,700MPa 級超高力ボルトを用いた摩擦接合継手の軸力低下率 η は，接合面処理が無機ジンクリッチペイントの場合でも小さく，最大で約 4%であった．また，ηは，導入軸力量に影響され，α = 0.80 のケースよりも α = 0.90 のケースで小さい．これらの結果は，ボルトの導入軸力が大きいことで無機ジンクリッチペイント層が締付け時で十分に圧縮されたことが理由と考えられる． ボルト軸力による圧密で生じたクリープひずみが小さくなることは 1,700MPa 級超高力ボルトのメリットの 1 つといえ，無機ジンクリッチペイントや金属溶射など軸力低下率 η が大きくなる接合面においてそのメリットを期待できる．  3.6  試試験験結結果果おおよよびびそそのの考考察察 試験結果のまとめを表 7 に，試験後の接合面の様子を図 15 にそれぞれ示す．表 7 中にはすべり荷重Pslip, Ps0.2，締付軸力 Nin，試験前軸力 N1，すべり時軸力 N2，すべり時の軸力低下率 η，すべり係数 μ0, μ1, μ2を記載している．締付軸力 Nin，試験前軸力 N1 およ0.01.02.03.04.05.06.00 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240η(%)Elapsed time (hour)α0.8-1 Inner α0.8-1 Outerα0.8-2 Inner α0.8-2 Outerα0.8-3 Inner α0.8-3 Outer1 Week0.01.02.03.04.05.06.00 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240η(%)Elapsed time (hour)α0.9-1 Inner α0.9-1 Outerα0.9-2 Inner α0.9-2 Outerα0.9-3 Inner α0.9-3 Outer1 Week図 14 締付けから載荷開始までの軸力低下率 (a) ケース α0.8 (b) ケース α0.9 図 13 相対変位および治具の取付けイメージ 鋼構造論文集第30巻第120号（2024年１月）― 123―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   12318605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   123 2023/12/14   20:12:382023/12/14   20:12:3811／13 すべり係数 μ1は，α = 0.80, 0.90 のいずれも，道路橋示方書[13]の無機ジンクリッチペイント接合面の設計すべり係数 μd (= 0.45)を満足した．α = 0.80 の μ1については，土木学会の高力ボルト摩擦接合継手の技術指針[15]が定める設計すべり係数 μd = 0.50（片面あたりの塗膜厚≦65μm）を満足している．  すべり係数 μ0, μ1, μ2 は導入軸力量の影響を受けており，α = 0.90 の場合よりも α = 0.80 の場合の方が大きい．これは，接合面の摩擦係数と接触圧の関係が実際にはアモントン・クーロンの摩擦則に従わないためと考えられる．接合面の摩擦係数は接触圧に対し負の相関を示し，特に無機ジンクリッチペイントはブラスト粗面よりその傾向が顕著にあることが確認されている[16, 17]． 図-16 には荷重 P と母板―連結板間の相対変位 δrの関係，図-17 には荷重 P とボルト軸力低下率 η の関係をそれぞれ示す．内側・外側ボルト孔中心位置（MP1, MP2）の δrは，図 10 に示す L 側と R 側で計測した変位の平均値である．  図-16 からわかるように，明瞭な主すべりが確認された．相対変位 δrが 0.20mm 到達したのは，供試体α0.90-3 を除き，いずれの計測位置においても主すべり以降であった．供試体 α0.90-3 は δrが 0.20mm到達した際に主すべりが生じている． ピーク荷重 Pslipと 0.2mmに達したときの荷重 Ps0.2は概ね一致している．ピーク荷重 Pslip 時点の軸力低下率 η は，α = 0.80 のケースで 2.34～3.01%，α ＝0.90のケースで 1.10～1.57%であり，載荷中においても導入軸力量の影響を受けていた．  主すべりによる無機ジンクリッチペイント層の破壊形態は，図-15 に示すように凝集破壊であり，1,700MPa 超高力ボルトによる高い接触圧によって特殊な破壊形態が発生することはなかった． これらの結果より，1,700MPa 級超高力ボルトを用いた摩擦接合継手のすべり挙動は，F10T, S10T ボルトを用いた場合のそれと差異はないと考えられる．  4.  ままととめめ 本研究では，1,700MPa 級超高力ボルトの量産試作を行い，ボルト単体の引張耐荷特性およびこのボルトを用いた摩擦接合継手のすべり挙動を実験的に調査した．得られた結果を以下にまとめる． 1) 開発鋼（0.5%C-2%Si-1%Cr-1%Mo 鋼）の 40ton アーク溶解材を用い既存の高力ボルト生産設備で(d) α0.90-1 図 17 荷重P とボルト軸力低下率 η の関係 (e) α0.90-2 (f) α0.90-3 (a) α0.80-1 (b) α0.80-2 (c) α0.80-3 020040060080010000 1 2 3 4 5P(kN)η (%)Inner BoltOuter Bolt0 1 2 3 4 5η (%)0 1 2 3 4 5η (%)020040060080010000 1 2 3 4 5P(kN)η (%)Inner BoltOuter Bolt0 1 2 3 4 5η (%)0 1 2 3 4 5η (%)10／13  (d) α0.90-1 (e) α0.90-2 (f) α0.90-3 図 15 試験後の接合面の様子（続き） 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0δr (mm)0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0δr (mm)020040060080010000.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0P (kN)δr (mm)MP0MP1MP2δr=0.20mm(d) α0.90-1 (e) α0.90-2 (f) α0.90-3 (a) α0.80-1 (b) α0.80-2 (c) α0.80-3 020040060080010000.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0δr (mm)0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0δr (mm)020040060080010000.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0P (kN)δr (mm)MP0MP1MP2δr=0.20mm図 16 荷重P と母板・連結板間の相対変位 δrの関係 Steel Construction EngineeringVol.30 No.120 （January 2024）―124―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   12418605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   124 2023/12/14   20:12:392023/12/14   20:12:3911／13 すべり係数 μ1は，α = 0.80, 0.90 のいずれも，道路橋示方書[13]の無機ジンクリッチペイント接合面の設計すべり係数 μd (= 0.45)を満足した．α = 0.80 の μ1については，土木学会の高力ボルト摩擦接合継手の技術指針[15]が定める設計すべり係数 μd = 0.50（片面あたりの塗膜厚≦65μm）を満足している．  すべり係数 μ0, μ1, μ2 は導入軸力量の影響を受けており，α = 0.90 の場合よりも α = 0.80 の場合の方が大きい．これは，接合面の摩擦係数と接触圧の関係が実際にはアモントン・クーロンの摩擦則に従わないためと考えられる．接合面の摩擦係数は接触圧に対し負の相関を示し，特に無機ジンクリッチペイントはブラスト粗面よりその傾向が顕著にあることが確認されている[16, 17]． 図-16 には荷重 P と母板―連結板間の相対変位 δrの関係，図-17 には荷重 P とボルト軸力低下率 η の関係をそれぞれ示す．内側・外側ボルト孔中心位置（MP1, MP2）の δrは，図 10 に示す L 側と R 側で計測した変位の平均値である．  図-16 からわかるように，明瞭な主すべりが確認された．相対変位 δrが 0.20mm 到達したのは，供試体α0.90-3 を除き，いずれの計測位置においても主すべり以降であった．供試体 α0.90-3 は δrが 0.20mm到達した際に主すべりが生じている． ピーク荷重 Pslipと 0.2mmに達したときの荷重 Ps0.2は概ね一致している．ピーク荷重 Pslip 時点の軸力低下率 η は，α = 0.80 のケースで 2.34～3.01%，α ＝0.90のケースで 1.10～1.57%であり，載荷中においても導入軸力量の影響を受けていた．  主すべりによる無機ジンクリッチペイント層の破壊形態は，図-15 に示すように凝集破壊であり，1,700MPa 超高力ボルトによる高い接触圧によって特殊な破壊形態が発生することはなかった． これらの結果より，1,700MPa 級超高力ボルトを用いた摩擦接合継手のすべり挙動は，F10T, S10T ボルトを用いた場合のそれと差異はないと考えられる．  4.  ままととめめ 本研究では，1,700MPa 級超高力ボルトの量産試作を行い，ボルト単体の引張耐荷特性およびこのボルトを用いた摩擦接合継手のすべり挙動を実験的に調査した．得られた結果を以下にまとめる． 1) 開発鋼（0.5%C-2%Si-1%Cr-1%Mo 鋼）の 40ton アーク溶解材を用い既存の高力ボルト生産設備で(d) α0.90-1 図 17 荷重P とボルト軸力低下率 η の関係 (e) α0.90-2 (f) α0.90-3 (a) α0.80-1 (b) α0.80-2 (c) α0.80-3 020040060080010000 1 2 3 4 5P(kN)η (%)Inner BoltOuter Bolt0 1 2 3 4 5η (%)0 1 2 3 4 5η (%)020040060080010000 1 2 3 4 5P(kN)η (%)Inner BoltOuter Bolt0 1 2 3 4 5η (%)0 1 2 3 4 5η (%)10／13  (d) α0.90-1 (e) α0.90-2 (f) α0.90-3 図 15 試験後の接合面の様子（続き） 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0δr (mm)0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0δr (mm)020040060080010000.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0P (kN)δr (mm)MP0MP1MP2δr=0.20mm(d) α0.90-1 (e) α0.90-2 (f) α0.90-3 (a) α0.80-1 (b) α0.80-2 (c) α0.80-3 020040060080010000.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0δr (mm)0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0δr (mm)020040060080010000.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0P (kN)δr (mm)MP0MP1MP2δr=0.20mm図 16 荷重P と母板・連結板間の相対変位 δrの関係 鋼構造論文集第30巻第120号（2024年１月）― 125―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   12518605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   125 2023/12/14   20:12:392023/12/14   20:12:3912／13 量産試作した 1,700MPa級超高力ボルトは，軸平行部径のばらつきは小さく，軸先行降伏ボルトとなるための十分な製作精度を有していた．また，開発鋼の素材性能を十分に発揮し，安定した引張耐力を期待できる． 2) 本研究の実施範囲においては，1,700MPa級超高力ボルトを用いた摩擦接合継手のすべり挙動は，F10T, S10T ボルトを用いた場合のそれと差異はないものと考えられた．試験前軸力N1で評価したすべり係数 μ1は，道路橋示方書[13]の無機ジンクリッチペイント接合面の設計すべり係数 μd (= 0.45)を満足した．α = 0.80の μ1は 0.50以上を確保している． 3) 1,700MPa 級超高力ボルトを用いた摩擦接合継手のリラクセーションによる軸力低下率 η は，接合面処理が無機ジンクリッチペイントの場合でも小さく，10日間では最大で約4%であった．また，ηは導入軸力量が大きいほど小さくなった． 4) 3)の結果は，ボルトの導入軸力が大きいことで無機ジンクリッチペイント層が締付け時で十分に圧縮されたことが理由と考えられる．軸力導入による圧密で生じたクリープひずみが小さくなることは 1,700MPa 級超高力ボルトのメリットの 1 つといえ，無機ジンクリッチペイントや金属溶射など軸力低下率 η が大きくなる接合面においてそのメリットを期待できる． 5) 1,700MPa級超高力ボルトは，降伏比 YR = σy0.2/σtが 0.84 ~0.90 と高力ボルトの使用材料としては小さい開発鋼の特徴を生かし，終局限界状態においてボルト自体の引張変形能を要求する接合部への適用が有効と考えられる．また，必要ボルト本数が多く，肌すきや目違いの対応に軸力量が必要な厚板継手への適用が期待できる．厚板継手は，1,700MPa級超高力ボルトによって接合面の接触圧が過大とならず，ボルト高強度化によるすべり耐力の向上が十分に見込まれる．  謝謝辞辞 ボルト単体およびこのボルトを用いた摩擦接合継手の引張実験の実施にあたっては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いただいた．ここに記して謝意を表する． ボルトの試作・評価では櫻谷和之博士から貴重な助言および協力を頂いた．40トンアーク溶解材およびボルトの試作は 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ェクトの一環として行われた．また，ボルトの機械的性能評価に関する研究の一部は，科学研究補助金基盤研究A（課題番号 20246105），科学研究補助金基盤研究B（課題番号 19H02468）で行われた．ここに謝意を表する．  参参考考文文献献 [1] 宇野暢芳，久保田学，永田匡宏，樽井敏三，蟹澤秀雄，山﨑真吾，東清三郎，宮川敏夫：超高力ボルトSHTB®，新日鉄技法，No.387, pp.85-93, 2007. [2] 日本道路協会：道路橋示方書・同解説，Ⅱ鋼橋・鋼部材編 付録2-2 摩擦接合用トルシア形超高力ボルト(S14T)・六角ナット・平座金のセット，2017. [3] 日本建築学会：鋼構造接合部設計指針，2021. [4] 高力ボルト接合技術の現状と課題，JSSCテクニカルレポート，日本鋼構造協会，No.96, 2013. [5] 木村勇次，秋山英二，津﨑兼彰：超高力ボルトの創製と機械的性質，鋼構造論文集，Vol.14，No.54, pp.121-127, 2007. [6] 山口隆司，増田浩志，木村勇次：超鉄鋼高力ボルトを用いた摩擦接合パイロット試験，鋼構造論文集，Vol.15，No.59, pp.99-107, 2008. [7] 日本産業規格：一般用メートルねじ－第 1部：基準山形，JIS B 0205-1, 2001. [8] 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. [9] 日本産業規格：金属材料引張試験方法，JIS Z 2241，2011． [10] 日本産業規格：摩擦接合用高力六角ボルト・六角ナット・平座金のセット，JIS B 1186，1964． [11] 木村勇次，増田浩志，山口隆司，長崎英二，森山仁志，津﨑兼彰：1700MPa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.105, pp.41-50, 2020. [12] 南邦明，遠藤輝好，小峰翔一，吉岡夏樹，宮井大輔，澁谷敦，内田大介：トルシア形ボルト S10T (M22)の導入軸力および機械的性質の統計調査，土木学会論文集A1，Vol. 74, No.2, pp.280-289, 2018. [13] 日本道路協会：道路橋示方書・同解説，Ⅱ鋼橋・鋼部材編，2017. [14] 南邦明，筒井康平，田村洋：高力ボルト摩擦接合継手のリラクセーションによるボルト軸力低下特性に関する比較検討，土木学会論文集 A1，Vol. 78, No. 1, pp.180-189, 2022. 13／13 [15] 土木学会鋼構造委員会：鋼構造シリーズ 高力ボルト摩擦接合継手の設計・施工・維持管理指針（案），2006. [16] 森山仁志，高井俊和，山口隆司：小型鋼板すべり試験による高力ボルト摩擦接合継手のすべり挙動に対する接触圧の影響の検討，土木学会第75回年次学術講演会講演概要集，Ⅰ-79，2020.9. [17] 森猛，網谷岳夫，内田大介：高力ボルト摩擦接合継手のすべり係数に対するボルト軸力の影響，土木学会論文集A1，Vol. 75, No.1, pp.58-66, 2019.    （    年  月  日原稿受理） Steel Construction EngineeringVol.30 No.120 （January 2024）―126―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   12618605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   126 2023/12/14   20:12:392023/12/14   20:12:3912／13 量産試作した 1,700MPa級超高力ボルトは，軸平行部径のばらつきは小さく，軸先行降伏ボルトとなるための十分な製作精度を有していた．また，開発鋼の素材性能を十分に発揮し，安定した引張耐力を期待できる． 2) 本研究の実施範囲においては，1,700MPa級超高力ボルトを用いた摩擦接合継手のすべり挙動は，F10T, S10T ボルトを用いた場合のそれと差異はないものと考えられた．試験前軸力N1で評価したすべり係数 μ1は，道路橋示方書[13]の無機ジンクリッチペイント接合面の設計すべり係数 μd (= 0.45)を満足した．α = 0.80の μ1は 0.50以上を確保している． 3) 1,700MPa 級超高力ボルトを用いた摩擦接合継手のリラクセーションによる軸力低下率 η は，接合面処理が無機ジンクリッチペイントの場合でも小さく，10日間では最大で約4%であった．また，ηは導入軸力量が大きいほど小さくなった． 4) 3)の結果は，ボルトの導入軸力が大きいことで無機ジンクリッチペイント層が締付け時で十分に圧縮されたことが理由と考えられる．軸力導入による圧密で生じたクリープひずみが小さくなることは 1,700MPa 級超高力ボルトのメリットの 1 つといえ，無機ジンクリッチペイントや金属溶射など軸力低下率 η が大きくなる接合面においてそのメリットを期待できる． 5) 1,700MPa級超高力ボルトは，降伏比 YR = σy0.2/σtが 0.84 ~0.90 と高力ボルトの使用材料としては小さい開発鋼の特徴を生かし，終局限界状態においてボルト自体の引張変形能を要求する接合部への適用が有効と考えられる．また，必要ボルト本数が多く，肌すきや目違いの対応に軸力量が必要な厚板継手への適用が期待できる．厚板継手は，1,700MPa級超高力ボルトによって接合面の接触圧が過大とならず，ボルト高強度化によるすべり耐力の向上が十分に見込まれる．  謝謝辞辞 ボルト単体およびこのボルトを用いた摩擦接合継手の引張実験の実施にあたっては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いただいた．ここに記して謝意を表する． ボルトの試作・評価では櫻谷和之博士から貴重な助言および協力を頂いた．40トンアーク溶解材およびボルトの試作は 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ェクトの一環として行われた．また，ボルトの機械的性能評価に関する研究の一部は，科学研究補助金基盤研究A（課題番号 20246105），科学研究補助金基盤研究B（課題番号 19H02468）で行われた．ここに謝意を表する．  参参考考文文献献 [1] 宇野暢芳，久保田学，永田匡宏，樽井敏三，蟹澤秀雄，山﨑真吾，東清三郎，宮川敏夫：超高力ボルトSHTB®，新日鉄技法，No.387, pp.85-93, 2007. [2] 日本道路協会：道路橋示方書・同解説，Ⅱ鋼橋・鋼部材編 付録2-2 摩擦接合用トルシア形超高力ボルト(S14T)・六角ナット・平座金のセット，2017. [3] 日本建築学会：鋼構造接合部設計指針，2021. [4] 高力ボルト接合技術の現状と課題，JSSCテクニカルレポート，日本鋼構造協会，No.96, 2013. [5] 木村勇次，秋山英二，津﨑兼彰：超高力ボルトの創製と機械的性質，鋼構造論文集，Vol.14，No.54, pp.121-127, 2007. [6] 山口隆司，増田浩志，木村勇次：超鉄鋼高力ボルトを用いた摩擦接合パイロット試験，鋼構造論文集，Vol.15，No.59, pp.99-107, 2008. [7] 日本産業規格：一般用メートルねじ－第 1部：基準山形，JIS B 0205-1, 2001. [8] 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. [9] 日本産業規格：金属材料引張試験方法，JIS Z 2241，2011． [10] 日本産業規格：摩擦接合用高力六角ボルト・六角ナット・平座金のセット，JIS B 1186，1964． [11] 木村勇次，増田浩志，山口隆司，長崎英二，森山仁志，津﨑兼彰：1700MPa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.105, pp.41-50, 2020. [12] 南邦明，遠藤輝好，小峰翔一，吉岡夏樹，宮井大輔，澁谷敦，内田大介：トルシア形ボルト S10T (M22)の導入軸力および機械的性質の統計調査，土木学会論文集A1，Vol. 74, No.2, pp.280-289, 2018. [13] 日本道路協会：道路橋示方書・同解説，Ⅱ鋼橋・鋼部材編，2017. [14] 南邦明，筒井康平，田村洋：高力ボルト摩擦接合継手のリラクセーションによるボルト軸力低下特性に関する比較検討，土木学会論文集 A1，Vol. 78, No. 1, pp.180-189, 2022. 13／13 [15] 土木学会鋼構造委員会：鋼構造シリーズ 高力ボルト摩擦接合継手の設計・施工・維持管理指針（案），2006. [16] 森山仁志，高井俊和，山口隆司：小型鋼板すべり試験による高力ボルト摩擦接合継手のすべり挙動に対する接触圧の影響の検討，土木学会第75回年次学術講演会講演概要集，Ⅰ-79，2020.9. [17] 森猛，網谷岳夫，内田大介：高力ボルト摩擦接合継手のすべり係数に対するボルト軸力の影響，土木学会論文集A1，Vol. 75, No.1, pp.58-66, 2019.    （    年  月  日原稿受理） （2023 年４月 22 日原稿受理）鋼構造論文集第30巻第120号（2024年１月）― 127―18605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   12718605695 No120_12_p115-128 1700MPa森山氏.indd   127 2023/12/14   20:12:402023/12/14   20:12:40