JP2007146565A - ノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法及び同偏心接合構造 - Google Patents

Abstract

【課題】ノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力を精度高く容易に予測することができる方法等を提供する。
【解決手段】偏心接合部の面外曲げ降伏耐力ｆＭｙと、パンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙとを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求める。そして、求められた面外曲げ降伏耐力値ｆＭｙと、パンチングシャー降伏耐力値ｐｓＭｙと、柱梁の溶接接合部の降伏耐力値ｗＭｙのうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の降伏耐力ｊＭｙとする。
【選択図】 図１

Description

本発明は、ノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法に関する。

上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた例えばＨ形鋼梁の端部を、角形鋼管柱の増厚管部の側面部に、側方に偏心させて溶接接合したノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の構造は、外壁との取り合い関係などにおいて無駄がなく、しかも、簡素な接合構造によって低コストを実現することができるというメリットがある。

しかしながら、上記のようなノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部については、これまで、該接合部の耐力の予測を精度高くかつ容易に行うことのできる方法が確立されておらず、そのような偏心接合構造自体、考えすらされてはいなかった。

本発明は、上記のような問題点に鑑み、ノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力を精度高く容易に予測することができる方法及び同偏心接合構造を提供することを課題とする。

上記の課題は、上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の側面部に、側方に偏心して接合されたノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法であって、
前記偏心接合部の面外曲げ降伏耐力ｆＭｙを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法によって解決される（第１発明）。

この方法では、偏心接合部の面外曲げ降伏耐力ｆＭｙを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めるものであるから、偏心接合部の面外曲げ降伏耐力を精度高く予測することができ、しかも、その他の解析方法を用いる場合に比べて手間をかけずに容易に予測することができる。

上記の面外曲げ降伏耐力ｆＭｙは、式（Ａ）によって求めるとよい（第２発明）。

この場合は、式（Ａ）に、各パラメーターの数値を代入して計算を行うだけで面外曲げ降伏耐力ｆＭｙを求めることができ、偏心接合部の面外曲げ降伏耐力を極めて容易に予測することができる。

また、上記の課題は、上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の側面部に、側方に偏心して接合されたノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法であって、
前記偏心接合部のパンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法によって解決される（第３発明）。

この方法では、偏心接合部のパンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めるものであるから、偏心接合部のパンチングシャー降伏耐力を同じく精度高く予測することができ、しかも、その他の解析方法を用いる場合に比べて同じく容易に予測することができる。

上記のパンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙは、式（Ｂ）によって求めるとよい（第４発明）。

この場合も、式（Ｂ）に、各パラメーターの数値を代入して計算を行うだけでパンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙを求めることができ、偏心接合部のパンチングシャー降伏耐力を極めて容易に予測することができる。

また、上記の課題は、第１又は第２発明で求めた面外曲げ降伏耐力値ｆＭｙと、
第３又は第４発明で求めたパンチングシャー降伏耐力値ｐｓＭｙと
を少なくとも含むうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の降伏耐力ｊＭｙとすることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法によって解決される（第５発明）。

この方法では、偏心接合部の耐力を予測する上で重要な要素となる面外曲げ降伏耐力値ｆＭｙとパンチングシャー降伏耐力値ｐｓＭｙとを考慮に入れて偏心接合部の降伏耐力ｊＭｙを予測するものであるから、信頼性の高い予測を行うことができる。

特に、第１又は第２発明で求めた面外曲げ降伏耐力値ｆＭｙと、
第３又は第４発明で求めたパンチングシャー降伏耐力値ｐｓＭｙと、
柱梁の溶接接合部の降伏耐力値ｗＭｙ（ｗＭｙ＝ｗＺ・ｗｆｓ；ｗＺは溶接部の断面係数（隅肉換算），ｗｆｓは溶接部の許容せん断応力度）
のうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の降伏耐力ｊＭｙとするとよい（第６発明）。この場合は、予測の信頼性をより高いものにすることができる。

また、上記の課題は、上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の側面部に、側方に偏心して接合されたノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法であって、
前記偏心接合部の面外曲げ終局耐力ｆＭｕを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法によっても同様に解決される（第７発明）。その場合に、該面外曲げ終局耐力ｆＭｕは、式（Ｃ）によって求めるとよい（第８発明）。

また、上記の課題は、上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の側面部に、側方に偏心して接合されたノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法であって、
前記偏心接合部のパンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法によっても同様に解決される（第９発明）。その場合に、該パンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕは、式（Ｄ）によって求めるとよい（第１０発明）。

また、第７又は第８発明で求めた面外曲げ終局耐力値ｆＭｕと、
第９又は第１０発明で求めたパンチングシャー終局耐力値ｐｓＭｕと
を少なくとも含むうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の終局耐力ｊＭｕとすることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法によって同様に解決され（第１１発明）、
第７又は第８発明で求めた面外曲げ終局耐力値ｆＭｕと、
第９又は第１０発明で求めたパンチングシャー終局耐力値ｐｓＭｕと、
柱梁の溶接接合部の終局耐力値ｗＭｕ（ｗＭｕ＝ｗＺｐ・ｗＦｓ；ｗＺｐは溶接部の塑性断面係数，ｗＦｓは溶接部の最大許容せん断強さ）
のうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の終局耐力ｊＭｕとすることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法によって同様に解決される（第１２発明）。

更に、上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の増厚管部の側面部に、側方に偏心して接合されているノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合構造（第１３発明）によれば、外壁との取り合い関係などにおいて無駄がなく、しかも、簡素な接合構造によって低コストを実現することができ、そして、本発明の耐力予測方法が提供されたことで、そのような偏心接合構造の採用が実現される。

本発明のノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法は、以上のとおりのものであるから、ノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力を精度高く容易に予測することができる。

また、本発明のノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合構造によれば、外壁との取り合い関係などにおいて無駄がなく、しかも、簡素な接合構造によって低コストを実現することができる。

次に、本発明の実施最良形態を図面に基づいて説明する。

実施形態のノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部は、図１及び図２に示すように、上下のフランジ１ａ，１ａとこれらフランジ１ａ，１ａをつなぐウェブ１ｂを備えた鋼梁としてのＨ形鋼梁１の端部を、筒状鋼柱としての角形鋼管柱２の増厚管部２ａの側面平板部に、側方に偏心させて、溶接接合して形成されたものである。

そして、本実施形態では、同偏心接合部の面外曲げ降伏耐力ｆＭｙを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて導いた式（Ａ）によって求めて予測する。

また、同偏心接合部のパンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて導いた式（Ｂ）によって求めて予測する。

そして、該面外曲げ降伏耐力値ｆＭｙと、パンチングシャー降伏耐力値ｐｓＭｙと、柱梁の溶接接合部の降伏耐力値ｗＭｙ（ｗＭｙ＝ｗＺ・ｗｆｓ；ｗＺは溶接部の断面係数（隅肉換算），ｗｆｓは溶接部の許容せん断応力度）のうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の降伏耐力ｊＭｙと予測する。

この方法によれば、偏心接合部の面外曲げ降伏耐力ｆＭｙとパンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙとを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めているので、偏心接合部の面外曲げ降伏耐力とパンチングシャー降伏耐力とを精度高く予測することができ、しかも、式（Ａ）及び式（Ｂ）に、各パラメーターの数値を代入して計算を行うだけで面外曲げ降伏耐力ｆＭｙとパンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙとを極めて容易に求めることができ、それらと溶接接合部の降伏耐力値ｗＭｙとから、偏心接合部の降伏耐力ｊＭｙを容易に予測することができる。なお、試験結果との対応関係は、ここにその検証結果を示すまでもなく極めて良好であり、偏心接合部の降伏耐力の予測に実用的に用いることができるものである。

上記の式（Ａ）は、次のようにして導き出したものである。即ち、偏心接合部の面外曲げ降伏メカニズムを図３（イ）（ロ）に示すように設定した。該面外曲げ降伏メカニズムにおいて、接合部の応力伝達は柱フランジの面外曲げ抵抗により行われ、梁フランジ端部に降伏領域を仮定した。

各降伏線の回転角は式（３８）〜式（４５）のとおりである。Ｈｂは梁せい、ｔｆは梁フランジの厚さ、ｌ１〜ｌ４は図３（イ）に示す降伏線の長さ、δは仮想変位である。ｘは降伏線ＡＡ’とＢＢ’の距離、ｙ１は降伏線Ａ’Ｄ’とＢ’Ｃ’の距離、ｙ２は降伏線ＡＤとＢＣの距離で、いずれも未知数である。

降伏線における単位長さ当たりの降伏曲げモーメントｌＭｙを式（４６）で与えた。ｔｃは増厚管部２ａの板厚、ｃσｙは増厚管部２ａの降伏応力度である。

対称性より、図３の降伏メカニズムの半分を考える。各降伏線における内部仕事は、式（４７）〜式（５７）で与えられる。Ｂｃは増厚管部２ａの幅である。

降伏線における内部仕事の総和Ｅ１は、式（５８）で与えられる。また、柱ウェブからの距離が短い側の梁フランジ降伏領域ＶＡにおける内部仕事Ｅ２は、式（５９）で与えられる。ｂσｙは梁フランジの降伏応力度である。また、柱ウェブからの距離が長い側の梁フランジ降伏領域ＶＢにおける内部仕事Ｅ３は、式（６０）で与えられる。柱フランジの面外曲げによる降伏耐力をｆＰｙとすると、外力による仕事Ｗは、式（６１）で与えられ、式（６２）のように、仕事Ｗと内部仕事Ｅ１＋Ｅ２＋Ｅ３を等しいとおくと、ｆＰｙは、式（６３）で与えられる。

こうして、接合部の面外曲げ降伏耐力ｆＭｙが式（６４）、即ち上記の式（Ａ）で与えられる。未知数ｘ，ｙ₁，ｙ₂はｆＭｙが最小となる条件より、式（６５）〜式（６７）を満足する値として与えられる。

また、上記の式（Ｂ）は、次のようにして導き出したものである。即ち、偏心接合部のパンチングシャー降伏メカニズムを図４（イ）（ロ）に示すように設定し、該パンチングシャー降伏メカニズムにおいて、ＢＥ，ＥＦ，ＣＦ，Ｂ’Ｅ’，Ｅ’Ｆ’，Ｃ’Ｆ’にパンチングシャー破壊面を設定し、ＢＥ，ＣＦ，Ｂ’Ｅ’，Ｃ’Ｆ’は、Ｂ点、Ｃ点、Ｂ’点、Ｃ’点の応力を０、Ｅ点、Ｆ点、Ｅ’点、Ｆ’点の応力をσｙ／√３とした三角形状のせん断応力分布を仮定することで、パンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙを式（６８）で与えた。ｈは溶接部の余盛高さである。

また、本実施形態では、同偏心接合部の面外曲げ終局耐力ｆＭｕを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させた式（Ｃ）で求めて予測する。

また、同偏心接合部のパンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させた式（Ｄ）で求めて予測する。

そして、該面外曲げ終局耐力値ｆＭｕと、パンチングシャー終局耐力値ｐｓＭｕと、柱梁の溶接接合部の終局耐力値ｗＭｕ（ｗＭｕ＝ｗＺｐ・ｗＦｓ；ｗＺｐは溶接部の塑性断面係数，ｗＦｓは溶接部の最大許容せん断強さ）のうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の終局耐力ｊＭｕと予測する。

この方法によれば、偏心接合部の面外曲げ終局耐力ｆＭｕとパンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕとを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めているので、偏心接合部の面外曲げ終局耐力とパンチングシャー終局耐力とを精度高く予測することができ、しかも、式（Ｃ）及び式（Ｄ）に、各パラメーターの数値を代入して計算を行うだけで面外曲げ終局耐力ｆＭｕとパンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕとを極めて容易に求めることができ、それらと溶接接合部の終局耐力値ｗＭｕとから、偏心接合部の終局耐力ｊＭｕを容易に予測することができる。この場合も、試験結果との対応関係は、ここにその検証結果を示すまでもなく、極めて良好であり、終局耐力の予測に実用的に用いることができるものである。

上記の式（Ｃ）は、次のようにして導き出したものである。即ち、降伏領域において梁フランジの降伏応力度ｂσｙの代わりに引張り強さｂσｕを用い、降伏線における単位長さ当たりの降伏曲げモーメントｌＭｙの代わりに全塑性モーメントｌＭｐを用い、ｌＭｐを式（７１）で与えた。各降伏線における内部仕事は、式（７２）〜式（８２）で与えられる。

降伏線における内部仕事の総和Ｅ１’は式（８３）（８４）で与えられる。柱ウェブからの距離が短い側の梁フランジ降伏領域ＶＡにおける内部仕事Ｅ２’は式（８５）で与えられる。ｂσｕは梁フランジの引張り強さである。柱ウェブからの距離が長い側の梁フランジ降伏領域ＶＢにおける内部仕事Ｅ３’は、式（８６）で与えられる。柱フランジの面外曲げによる最大耐力をｆＰｕとすると、外力による仕事Ｗ’は式（８７）で与えられ、式（８８）のように、外力による仕事Ｗ’と内部仕事Ｅ１’＋Ｅ２’＋Ｅ３’を等しいとおくと、ｆＰｕは式（８９）で与えられる。

こうして、接合部の面外曲げ終局耐力ｆＭｕが式（９０）、即ち上記の式（Ｃ）で与えられる。未知数ｘ，ｙ１，ｙ２はｆＭｕが最小となる条件より、式（９１）〜式（９３）を満足する値として与えられる。

また、上記の式（Ｄ）は、増厚管部２ａの降伏応力度ｃσｙの代わりに引張り強さｃσｕを用いることで、パンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕを式（９４）で与えた。

以上に、本発明の実施形態を示したが、本発明はこれに限られるものではなく、発明思想を逸脱しない範囲で各種の変更が可能である。例えば、上記の実施形態では、梁がＨ形鋼からなる場合を示したが、溶接組立Ｈ形断面材などであってもよいし、要は、上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブとを備えた鋼梁であればよい。また、柱と梁の溶接は工場溶接であってもよいし、現場溶接であってもよい。また、上記の実施形態では、柱の梁接合部領域を局部的に増厚した増厚管部で構成している場合の偏心接合部を対象としたが、そのような局部的な増厚のない柱梁偏心接合部の耐力予測に用いることも可能である。

また、本発明では、面外曲げ降伏耐力ｆＭｙ、パンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙ、面外曲げ終局耐力ｆＭｕ、及び、パンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕを、式（Ａ）〜（Ｄ）で求める場合を示したが、これに限らず、要は、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めるようになされたものであればよい。

図２と共に実施形態のノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部を示すもので、図（イ）は図２のＡ−Ａ’線矢視図、図（ロ）は図２のＢ−Ｂ’線矢視図である。 同偏心接合部の正面図である。 図（イ）及び図（ロ）は偏心接合部の面外曲げ降伏メカニズムを示す図である。 図（イ）及び図（ロ）は偏心接合部のパンチングシャー降伏メカニズムを示す図である。

符号の説明

１…Ｈ形鋼梁（鋼梁）
１ａ…フランジ
１ｂ…ウェブ
２…角形鋼管柱
２ａ…増厚管部（筒状の鋼柱）

Claims (13)

1. 上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の側面部に、側方に偏心して接合されたノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法であって、
   前記偏心接合部の面外曲げ降伏耐力ｆＭｙを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
2. 前記面外曲げ降伏耐力ｆＭｙを、式（Ａ）によって求める請求項１に記載のノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
   

   
3. 上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の側面部に、側方に偏心して接合されたノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法であって、
   前記偏心接合部のパンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
4. 前記パンチングシャー降伏耐力ｐｓＭｙを、式（Ｂ）によって求める請求項３に記載のノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
   

   
5. 請求項１又は２で求めた面外曲げ降伏耐力値ｆＭｙと、
   請求項３又は４で求めたパンチングシャー降伏耐力値ｐｓＭｙと
   を少なくとも含むうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の降伏耐力ｊＭｙとすることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
6. 請求項１又は２で求めた面外曲げ降伏耐力値ｆＭｙと、
   請求項３又は４で求めたパンチングシャー降伏耐力値ｐｓＭｙと、
   柱梁の溶接接合部の降伏耐力値ｗＭｙ（ｗＭｙ＝ｗＺ・ｗｆｓ；ｗＺは溶接部の断面係数（隅肉換算），ｗｆｓは溶接部の許容せん断応力度）
   のうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の降伏耐力ｊＭｙとすることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
7. 上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の側面部に、側方に偏心して接合されたノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法であって、
   前記偏心接合部の面外曲げ終局耐力ｆＭｕを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
8. 前記面外曲げ終局耐力ｆＭｕを、式（Ｃ）によって求める請求項１に記載のノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
   

   
9. 上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の側面部に、側方に偏心して接合されたノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法であって、
   前記偏心接合部のパンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕを、降伏線理論を用い、該降伏線理論に鋼梁の偏心量を反映させて求めることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
10. 前記パンチングシャー終局耐力ｐｓＭｕを、式（Ｄ）によって求める請求項３に記載のノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
    

    
11. 請求項７又は８で求めた面外曲げ終局耐力値ｆＭｕと、
    請求項９又は１０で求めたパンチングシャー終局耐力値ｐｓＭｕと
    を少なくとも含むうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の終局耐力ｊＭｕとすることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
12. 請求項７又は８で求めた面外曲げ終局耐力値ｆＭｕと、
    請求項９又は１０で求めたパンチングシャー終局耐力値ｐｓＭｕと、
    柱梁の溶接接合部の終局耐力値ｗＭｕ（ｗＭｕ＝ｗＺｐ・ｗＦｓ；ｗＺｐは溶接部の塑性断面係数，ｗＦｓは溶接部の最大許容せん断強さ）
    のうちの最も小さい耐力値を、偏心接合部の終局耐力ｊＭｕとすることを特徴とするノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合部の耐力予測方法。
13. 上下のフランジとこれらフランジをつなぐウェブを備えた鋼梁の端部が、筒状の鋼柱の増厚管部の側面部に、側方に偏心して接合されているノンダイアフラム形式の柱−梁偏心接合構造。

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