JP2014084605A - 圧延ｈ形鋼 - Google Patents
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Abstract
【課題】構造物の性能を損なうことなく重量をより一層軽量化して構造物のコスト低減が可能な圧延Ｈ形鋼を提供する。
【解決手段】本発明に係る圧延Ｈ形鋼１は、上フランジ３、下フランジ５、ウェブ７を有する二軸対称断面の圧延Ｈ形鋼１であり、Ｈ形鋼の高さをH、フランジ幅をB、ウェブ厚さをt1、フランジ厚さをt2、内法高さをd(＝H−2×t2)、設計基準強度をF(N/mm2)とした場合、以下の1)〜3)に示す断面形状寸法及び強度を満たし、かつ引張強さが400〜670N/mm2であることを特徴とするものである。
1) 6.0≦B/(2×t2)≦11.1
2) 75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2
3) 235≦F≦385
【選択図】 図１
【解決手段】本発明に係る圧延Ｈ形鋼１は、上フランジ３、下フランジ５、ウェブ７を有する二軸対称断面の圧延Ｈ形鋼１であり、Ｈ形鋼の高さをH、フランジ幅をB、ウェブ厚さをt1、フランジ厚さをt2、内法高さをd(＝H−2×t2)、設計基準強度をF(N/mm2)とした場合、以下の1)〜3)に示す断面形状寸法及び強度を満たし、かつ引張強さが400〜670N/mm2であることを特徴とするものである。
1) 6.0≦B/(2×t2)≦11.1
2) 75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2
3) 235≦F≦385
【選択図】 図１
Description
本発明は、主に構造物の床や屋根などの床版を支持する小梁のように鋼材の弾性範囲内で設計する梁に用いる圧延Ｈ形鋼に関する。
従来の小梁や弾性範囲内で設計する梁に使用する圧延Ｈ形鋼に関し、断面性能を低下させることなく、断面積を低減して、軽量化したものとして、以下のような要件を満たす圧延Ｈ形鋼が提案されている（特許文献１参照）。
・引張強さが400〜510N/mm2で、フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下、Fの値が235以上で275以下を満足すことを特徴とする圧延Ｈ形鋼（特許文献１の請求項１参照）。
なお、t2はフランジ厚さ、Fは通常は設計基準強度(N/mm2)と同等の設計用降伏応力度である。
また、上記圧延Ｈ形鋼において、ウェブ幅厚比(H−2×t2)/t1が63.5を超えて1100/F1/2以下であることを特徴とする圧延Ｈ形鋼（特許文献１の請求項２参照）。
なお、t1はウェブ厚さである。
さらに、上記圧延Ｈ形鋼において、t1/t2の比が0.75を超えて1.0未満であることを特徴とする圧延Ｈ形鋼（特許文献１の請求項３参照）。
・引張強さが400〜510N/mm2で、フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下、Fの値が235以上で275以下を満足すことを特徴とする圧延Ｈ形鋼（特許文献１の請求項１参照）。
なお、t2はフランジ厚さ、Fは通常は設計基準強度(N/mm2)と同等の設計用降伏応力度である。
また、上記圧延Ｈ形鋼において、ウェブ幅厚比(H−2×t2)/t1が63.5を超えて1100/F1/2以下であることを特徴とする圧延Ｈ形鋼（特許文献１の請求項２参照）。
なお、t1はウェブ厚さである。
さらに、上記圧延Ｈ形鋼において、t1/t2の比が0.75を超えて1.0未満であることを特徴とする圧延Ｈ形鋼（特許文献１の請求項３参照）。
小梁や弾性範囲で使用する梁などの設計では、主に曲げ耐力と梁のたわみ制限により、必要な鋼材の設計基準強度Fや断面性能（断面二次モーメントI及び断面係数Z）が決定される。両端支持条件がピン支持で等分布荷重を受ける小梁のスパン（設計梁長さ）Lと許容設計荷重W(N/m)の関係を図４のグラフに示す。
なお、図４のグラフは、横軸がスパンLをＨ形鋼の高さHで除して無次元化したL/Hであり、縦軸が許容設計荷重WにH3/Iを乗じて次元を変えた相当許容荷重を示している。
図４には、許容設計荷重として変形制限による許容荷重Wdと曲げ耐力で決まる許容荷重Wb（設計基準強度F＝235,295,325,385,440N/mm2の場合）を併せて示している。
なお、図４のグラフは、横軸がスパンLをＨ形鋼の高さHで除して無次元化したL/Hであり、縦軸が許容設計荷重WにH3/Iを乗じて次元を変えた相当許容荷重を示している。
図４には、許容設計荷重として変形制限による許容荷重Wdと曲げ耐力で決まる許容荷重Wb（設計基準強度F＝235,295,325,385,440N/mm2の場合）を併せて示している。
許容設計荷重は、変形制限の場合は、日本建築学会の「鋼構造設計規準−許容応力度設計法−」に示されるたわみがスパンLの1/300以下の条件で求めたものであり、曲げ耐力の場合は、長期荷重に対する許容応力度を、前述の学会規準や建築基準法（建築基準法施行令90条）に示されるF/1.5として求めたものである。具体的なWd及びWbの算定式は以下のとおりである。
《変形制限による許容等分布荷重》
両端ピン支持で等分布荷重を受ける梁の最大たわみδmaxがL/300以下であることから下式（１）となる。
両端ピン支持で等分布荷重を受ける梁の最大たわみδmaxがL/300以下であることから下式（１）となる。
《曲げ耐力による許容等分布荷重》
最大曲げ応力度σmaxがF/1.5以下であることから下式（２）となる。
最大曲げ応力度σmaxがF/1.5以下であることから下式（２）となる。
図４のグラフより、L/Hが大きい範囲では変形制限によって許容荷重が決定され、L/Hが小さい範囲では曲げ耐力によって許容荷重が決定されることが分かる。
ところで、鋼構造の小梁の設計では、一般に梁せいHとスパンLの比、H/Lを1/18〜1/15又は1/20〜1/10程度として部材断面を選定する（例えば、「JSCA版S造構造の設計，p52，株式会社オーム社，2010.12.20」、「新構造設計の実務 知っておきたい根拠と常識，p46，株式会社建築技術，2006.7.1」）。すなわち、L/Hの下限値は一般に10〜15程度であるといえる。
このL/Hの下限値においては、図４のグラフで示されるように、曲げ耐力によって許容設計荷重Wが決まるので、許容設計荷重を大きくするために設計基準強度Fを、F＝325〜440(N/mm2)程度まで大きくすることが有効であることがわかる。
ところで、鋼構造の小梁の設計では、一般に梁せいHとスパンLの比、H/Lを1/18〜1/15又は1/20〜1/10程度として部材断面を選定する（例えば、「JSCA版S造構造の設計，p52，株式会社オーム社，2010.12.20」、「新構造設計の実務 知っておきたい根拠と常識，p46，株式会社建築技術，2006.7.1」）。すなわち、L/Hの下限値は一般に10〜15程度であるといえる。
このL/Hの下限値においては、図４のグラフで示されるように、曲げ耐力によって許容設計荷重Wが決まるので、許容設計荷重を大きくするために設計基準強度Fを、F＝325〜440(N/mm2)程度まで大きくすることが有効であることがわかる。
しかしながら、特許文献１に示された圧延Ｈ形鋼では、設計基準強度Fの範囲が235以上、275以下とされていることから、曲げ耐力で許容荷重が決まり、強度が不足してしまう場合がある。
すなわち、特許文献１に開示された圧延Ｈ形鋼では、断面積を低減して、軽量化できたとしても、設計基準強度Ｆの上限が小さいため、本来であれば更に小梁等の軽量化が図れるところが制限されてしまうとういう問題がある。
すなわち、特許文献１に開示された圧延Ｈ形鋼では、断面積を低減して、軽量化できたとしても、設計基準強度Ｆの上限が小さいため、本来であれば更に小梁等の軽量化が図れるところが制限されてしまうとういう問題がある。
また、特許文献１では、請求項１において、「フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下」という要件を規定し、さらに請求項２においてウェブ幅厚比(H−2×t2)/t1を限定するようにしている。
つまり、特許文献１では、請求項１に規定する「フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下」という要件を満たせば、JIS G 3192の既往の圧延H形鋼よりも、断面性能を低下させることなく、断面積を低減して、圧延H形鋼を軽量化することができるという効果を奏するとされている。
しかしながら、特許文献１における実施例として示されたＨ形鋼の断面寸法の内、F=235(N/mm2)の実施例においては、上述した［請求項1］の「フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下」の条件と［請求項2］の「ウェブ幅厚比(H−2×t2)/t1が63.5を超えて1100/F1/2以下」の条件の両方を満たすものが示されている。この特許文献１に例示されたＨ形鋼の断面寸法および断面積Ａを表１の（１）欄に示す。なお、表１の（２）欄には特許文献１にF=275(N/mm2)の実施例として例示されたＨ形鋼の断面寸法および断面積Ａ及び表１の（３）欄には既往のＪＩＳ断面例を併せて記載している。
つまり、特許文献１では、請求項１に規定する「フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下」という要件を満たせば、JIS G 3192の既往の圧延H形鋼よりも、断面性能を低下させることなく、断面積を低減して、圧延H形鋼を軽量化することができるという効果を奏するとされている。
しかしながら、特許文献１における実施例として示されたＨ形鋼の断面寸法の内、F=235(N/mm2)の実施例においては、上述した［請求項1］の「フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下」の条件と［請求項2］の「ウェブ幅厚比(H−2×t2)/t1が63.5を超えて1100/F1/2以下」の条件の両方を満たすものが示されている。この特許文献１に例示されたＨ形鋼の断面寸法および断面積Ａを表１の（１）欄に示す。なお、表１の（２）欄には特許文献１にF=275(N/mm2)の実施例として例示されたＨ形鋼の断面寸法および断面積Ａ及び表１の（３）欄には既往のＪＩＳ断面例を併せて記載している。
上述のように、表１（１）に示されたものは、特許文献１の請求項１及び２の要件を満たすものであることから、特許文献１の請求項１のみを満たす場合に上記のような効果を奏することができるか否かについて検討するため、表１におけるF=235の実施例を、［請求項1］の条件のみを満たす断面寸法に置き換えた場合の断面積及び断面性能を、既往のJIS H形鋼断面と比較して示したのが表２である。
表２において、従来例A〜Hの断面について、実施例の断面の高さH及びウェブ厚さt1を既往のJIS寸法に置き換えた場合を「従来例A改〜H改」とし、また［請求項1］の範囲で、フランジ幅B及びフランジ厚さt2を変化させ、既往のJIS断面寸法とほぼ同等の断面積にした場合を「従来例A改’〜H改’」としている。
また、表２には、既往のJIS寸法を示すと共に、従来例とJIS例、従来例改とJIS例、従来例改’とJIS例のそれぞれについての断面積A(cm2)、断面二次モーメントIx(cm4)及び断面係数Zx(cm3)の比を記載している。
また、表２には、既往のJIS寸法を示すと共に、従来例とJIS例、従来例改とJIS例、従来例改’とJIS例のそれぞれについての断面積A(cm2)、断面二次モーメントIx(cm4)及び断面係数Zx(cm3)の比を記載している。
表２を見ると、従来例A改〜H改では、断面寸法が請求項１の範囲内にあるにもかかわらず、断面積A(cm2)が低減すると同時に強軸回りの断面二次モーメントIx(cm4)、断面係数Zx(cm3)も同等以下に低減してしまうことがわかる。
また、従来例A〜H改’では、断面性能の増加の程度はせいぜい2〜3%程度であり、実質、既往のJIS断面サイズの断面性能と大差がないことがわかる。
また、F=275(N/mm2)の従来技術の実施例では、表１の（２）欄に示されるように、ウェブ幅厚比は［請求項2］のウェブ幅厚比の下限値以下であり、請求項１の範囲のみを満たすものではあるが、表１の（３）欄のJIS断面サイズよりもウェブ幅厚比が大きくなっているほか、フランジ幅厚比はF=235の実施例よりも同等以下の値となっている。さらに、断面積は、F=235よりF=275の場合の方が大きいという結果になっている。
以上の検討から分かるように、フランジ幅厚比を大きくすることは、断面性能の向上にはほとんど寄与せず、特許文献１の請求項１において規定している「フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下」という要件のみでは、既往の圧延H形鋼よりも、断面性能を低下させることなく、断面積を低減して、圧延H形鋼を軽量化することができるという効果を奏することはできないと解される。
また、従来例A〜H改’では、断面性能の増加の程度はせいぜい2〜3%程度であり、実質、既往のJIS断面サイズの断面性能と大差がないことがわかる。
また、F=275(N/mm2)の従来技術の実施例では、表１の（２）欄に示されるように、ウェブ幅厚比は［請求項2］のウェブ幅厚比の下限値以下であり、請求項１の範囲のみを満たすものではあるが、表１の（３）欄のJIS断面サイズよりもウェブ幅厚比が大きくなっているほか、フランジ幅厚比はF=235の実施例よりも同等以下の値となっている。さらに、断面積は、F=235よりF=275の場合の方が大きいという結果になっている。
以上の検討から分かるように、フランジ幅厚比を大きくすることは、断面性能の向上にはほとんど寄与せず、特許文献１の請求項１において規定している「フランジ幅Bと梁高さHの比が0.77以下、フランジ幅厚比B/(2×t2)が11.1を超えて215/F1/2以下」という要件のみでは、既往の圧延H形鋼よりも、断面性能を低下させることなく、断面積を低減して、圧延H形鋼を軽量化することができるという効果を奏することはできないと解される。
本発明は、かかる課題を解決するためになされたものであり、構造物の性能を損なうことなく重量をより一層軽量化して構造物のコスト低減が可能な圧延Ｈ形鋼を提供することを目的としている。
（１）本発明に係る圧延Ｈ形鋼は、上下フランジとウェブを有する二軸対称断面の圧延Ｈ形鋼であり、Ｈ形鋼の高さをH、フランジ幅をB、ウェブ厚さをt1、フランジ厚さをt2、内法高さをd(＝H−2×t2)、設計基準強度をF(N/mm2)とした場合、以下の1)〜3)に示す断面形状寸法及び強度を満たし、かつ引張強さが400〜670N/mm2であることを特徴とするものである。
1) 6.0≦B/(2×t2)≦11.1
2) 75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2
3) 235≦F≦385
1) 6.0≦B/(2×t2)≦11.1
2) 75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2
3) 235≦F≦385
以下、上記の1)〜3)に示す断面形状寸法、強度範囲を規定した理由について説明する。
《1) 6.0≦B/(2×t2)≦11.1》
まず、B/(2×t2)の上限値を11.1とした理由を説明する。
特許文献１においては、フランジ幅厚比B/(2×t2)の範囲として11.1超としていることから、この範囲を含まないようにするため、B/(2×t2)の上限値を11.1とした。
まず、B/(2×t2)の上限値を11.1とした理由を説明する。
特許文献１においては、フランジ幅厚比B/(2×t2)の範囲として11.1超としていることから、この範囲を含まないようにするため、B/(2×t2)の上限値を11.1とした。
次に、B/(2×t2)の下限値を6.0とした理由を説明する。
後述するように、全断面有効の断面係数をZ、ウェブの無効部分を考慮した有効断面係数をZeとすると、フランジ幅厚比及びF値が小さくなると、Ze/Zの低下率が大きくなる。ウェブの無効部分を考慮する係数としてのαの値を1.35に設定し、F値を本発明の下限値である235N/mm2に設定した場合、フランジ幅厚比の下限値を6.0とすることで、Ze/Zの低下率を1%以下にすることができる。
後述するように、全断面有効の断面係数をZ、ウェブの無効部分を考慮した有効断面係数をZeとすると、フランジ幅厚比及びF値が小さくなると、Ze/Zの低下率が大きくなる。ウェブの無効部分を考慮する係数としてのαの値を1.35に設定し、F値を本発明の下限値である235N/mm2に設定した場合、フランジ幅厚比の下限値を6.0とすることで、Ze/Zの低下率を1%以下にすることができる。
《2) 75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2》
まず、d/t1の上限値を1.35×1100/F1/2とした理由を説明する。
日本建築学会「鋼構造設計規準−許容応力度設計法−」において、梁のウェブプレートの幅厚比は、d/t＝d/t1≦2.4(E/F)1/2を満足すれば局部座屈の影響を考慮しなくても良いとされている。
そこで、d/t1の上限値として局部座屈の影響を考慮しなくともよい範囲とするため、d/t1≦2.4(E/F)1/2を満足させるとするならば、鋼材のヤング率としてE=205,000(N/mm2)を2.4(E/F)1/2に代入して、d/t1の上限値はほぼ1100/F1/2となる。
まず、d/t1の上限値を1.35×1100/F1/2とした理由を説明する。
日本建築学会「鋼構造設計規準−許容応力度設計法−」において、梁のウェブプレートの幅厚比は、d/t＝d/t1≦2.4(E/F)1/2を満足すれば局部座屈の影響を考慮しなくても良いとされている。
そこで、d/t1の上限値として局部座屈の影響を考慮しなくともよい範囲とするため、d/t1≦2.4(E/F)1/2を満足させるとするならば、鋼材のヤング率としてE=205,000(N/mm2)を2.4(E/F)1/2に代入して、d/t1の上限値はほぼ1100/F1/2となる。
ただし、「鋼構造設計規準−許容応力度設計法−」では、幅厚比が規定値を超える場合には、局部座屈の影響を考慮して、規定値を超える部分を無効とみなして存在応力を求め、応力度の検定を行うことができると規定している。
また、幅厚比の制限は、構造上塑性化する恐れのある大梁について、建築基準法やそれに関する告示で制限やランク付けなどされているが、弾性範囲で使用される小梁等については、法令上特に制限は定められておらず、日本建築学会などの規準があるだけである。
したがって、幅厚比が規定値を超える場合であっても、当該部分を無効とみなす場合の影響が小さい場合には、幅厚比の上限値を上げることが断面二次モーメント及び断面係数としては有利になる。そこで、規定値を超える部分を無効と見なす場合の影響について検討した。
また、幅厚比の制限は、構造上塑性化する恐れのある大梁について、建築基準法やそれに関する告示で制限やランク付けなどされているが、弾性範囲で使用される小梁等については、法令上特に制限は定められておらず、日本建築学会などの規準があるだけである。
したがって、幅厚比が規定値を超える場合であっても、当該部分を無効とみなす場合の影響が小さい場合には、幅厚比の上限値を上げることが断面二次モーメント及び断面係数としては有利になる。そこで、規定値を超える部分を無効と見なす場合の影響について検討した。
図５は、Ｈ形鋼における幅厚比が規定値を超える場合におけるウェブの無効部分のとり方の説明図である。図５において、ｄはウェブ内法寸法、diはウェブ無効長さ、Ｂはフランジ幅、ＨはＨ形鋼の高さ、t1はウェブ厚さ、t2はフランジ厚さをそれぞれ示している。
ウェブの無効部分のとり方は、図５の斜線で示すようにウェブの中心部分から上下対称にとる。このため、ウェブ幅厚比を超える無効部分がＨ形鋼の断面性能に与える影響は一般に小さくなると考えられるが、より具体的な検討を以下のように行った。
ウェブの無効部分のとり方は、図５の斜線で示すようにウェブの中心部分から上下対称にとる。このため、ウェブ幅厚比を超える無効部分がＨ形鋼の断面性能に与える影響は一般に小さくなると考えられるが、より具体的な検討を以下のように行った。
ウェブ幅厚比d/t1を、α×1100/F1/2（ここでα≧1）、ウェブの無効部分長さをdiとし、全断面有効の断面係数をZ、ウェブの無効部分を考慮した有効断面係数をZeとすると、Z及びZeは下式（３）、（４）により求められる。
設計基準強度Fを235及び325(N/mm2)として、ウェブ厚さt1＝t、フランジ厚さt2をt1のβ倍としてβ=1.0及び2.0、フランジ幅厚比(B/2)/t2を上限値の11.1(B=22.2×β×t)と8.0(B=16.0×β×t)、6.0(B=12.0×β×t)とした場合について、それらを組合せた１２の例について、Ze/Zとαの関係を図６のグラフに示す。
例１：F=235、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=22.2×t2
例２：F=235、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=16.0×t2
例３：F=235、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=12.0×t2
例４：F=325、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=22.2×t2
例５：F=325、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=16.0×t2
例６：F=325、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=12.0×t2
例７：F=235、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=22.2×t2
例８：F=235、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=16.0×t2
例９：F=235、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=12.0×t2
例１０：F=325、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=22.2×t2
例１１：F=325、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=16.0×t2
例１２：F=325、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=12.0×t2
例１：F=235、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=22.2×t2
例２：F=235、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=16.0×t2
例３：F=235、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=12.0×t2
例４：F=325、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=22.2×t2
例５：F=325、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=16.0×t2
例６：F=325、t1=t、t2=t（β＝1.0）、B=12.0×t2
例７：F=235、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=22.2×t2
例８：F=235、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=16.0×t2
例９：F=235、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=12.0×t2
例１０：F=325、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=22.2×t2
例１１：F=325、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=16.0×t2
例１２：F=325、t1=t、t2=2t（β＝2.0）、B=12.0×t2
図６からわかるように、フランジ厚さt2がウェブ厚さt1と等しく、フランジ幅厚比及びF値が小さくなると、Ze/Zの低下率が大きくなる。そして、F値が（F=235）で、フランジ幅厚比(B/2)/t2が6.0の例３の場合におけるZe/Zの低下率が最も大きくなるが、この場合であっても、α≦1.35であれば、有効断面係数Zeの低下率は1%以下である。なお、梁の剛性については、全断面有効の断面二次モーメントIを利用できる。
そこで、断面効率がほとんど低下しないように、断面係数の低下率が1％以下に抑えられる範囲として、ウェブ幅厚比d/t1を1.35×1100/F1/2以下と設定した。
そこで、断面効率がほとんど低下しないように、断面係数の低下率が1％以下に抑えられる範囲として、ウェブ幅厚比d/t1を1.35×1100/F1/2以下と設定した。
ウェブ幅厚比の下限値を75.2とした理由は以下の通りである。
ウェブの断面を無視した場合、フランジ断面積が一定であれば、概略、断面二次モーメントはフランジ中心間距離の2乗に比例し、断面係数はフランジ中心間距離に比例する。このため、断面積に対する断面性能の効率を向上させるには、H形鋼の高さH(=d+2×t2)を大きくしてウェブ断面積を小さくすること、すなわちウェブ幅厚比d/t1を大きくすることが有効である。ところで、従来技術である特許文献１では［請求項1］及び［請求項2］から、ウェブ幅厚比の最大値はF=235の時の1100/F1/2であり、そのときのウェブ幅厚比は71.76となる。
また、圧延H形鋼には特許文献１で示されたものの他に、以前より外法一定H形鋼が製造されており、この外法一定H形鋼のフランジ及びウェブ幅厚比の関係を示したものが図７である。外法一定H形鋼のウェブ幅厚比の最大値は75.11であり、この値以上のウェブ幅厚比を有する圧延H形鋼は、特許文献１および既存の圧延H形鋼では存在しない。
そこで、ウェブ幅厚比の下限値をd/t1≧75.2と設定することで、従来技術には存在せず、かつ断面積に対する断面性能効率の良い圧延H形鋼を提供できることになる。
ウェブの断面を無視した場合、フランジ断面積が一定であれば、概略、断面二次モーメントはフランジ中心間距離の2乗に比例し、断面係数はフランジ中心間距離に比例する。このため、断面積に対する断面性能の効率を向上させるには、H形鋼の高さH(=d+2×t2)を大きくしてウェブ断面積を小さくすること、すなわちウェブ幅厚比d/t1を大きくすることが有効である。ところで、従来技術である特許文献１では［請求項1］及び［請求項2］から、ウェブ幅厚比の最大値はF=235の時の1100/F1/2であり、そのときのウェブ幅厚比は71.76となる。
また、圧延H形鋼には特許文献１で示されたものの他に、以前より外法一定H形鋼が製造されており、この外法一定H形鋼のフランジ及びウェブ幅厚比の関係を示したものが図７である。外法一定H形鋼のウェブ幅厚比の最大値は75.11であり、この値以上のウェブ幅厚比を有する圧延H形鋼は、特許文献１および既存の圧延H形鋼では存在しない。
そこで、ウェブ幅厚比の下限値をd/t1≧75.2と設定することで、従来技術には存在せず、かつ断面積に対する断面性能効率の良い圧延H形鋼を提供できることになる。
《3) 235≦F≦385》
まず、Fの上限値を385とした理由を説明する。
前述したように、L/H≧10（すなわちH/L≦1/10）の範囲を考慮した場合、曲げ耐力による許容荷重WbはF＝440(N/mm2)程度まで変形制限の許容荷重Wdを下回る場合がある（図４参照）。そのため、曲げ耐力による許容荷重Wbを大きくすることで意味がある範囲として設計基準強度Fの上限値としてはF＝440(N/mm2)とすることも可能である。
一方で、F値はウェブ幅厚比に関係しているので、この点から考察する。
表３に、α=1.35としたときの各F値に対応するウェブ幅厚比の最大値を示す。
まず、Fの上限値を385とした理由を説明する。
前述したように、L/H≧10（すなわちH/L≦1/10）の範囲を考慮した場合、曲げ耐力による許容荷重WbはF＝440(N/mm2)程度まで変形制限の許容荷重Wdを下回る場合がある（図４参照）。そのため、曲げ耐力による許容荷重Wbを大きくすることで意味がある範囲として設計基準強度Fの上限値としてはF＝440(N/mm2)とすることも可能である。
一方で、F値はウェブ幅厚比に関係しているので、この点から考察する。
表３に、α=1.35としたときの各F値に対応するウェブ幅厚比の最大値を示す。
表３によれば、F値が385N/mm2を超えるとウェブ幅厚比が本発明の下限値75.2を下回ってしまう。このため、F値の上限は385N/mm2とした。
次に、設計基準強度Fの下限値を235以上とした理由を説明する。
本発明のフランジ幅厚比およびウェブ幅厚比の規定により、断面積を低減して従来例（特許文献１に示されたもの）よりも断面二次モーメントおよび断面係数を有利にできる。
ところで、従来例である特許文献１ではFの範囲を235以上、275以下としている。
そこで、従来例の圧延Ｈ形鋼よりも同等以上の曲げ耐力を確保するため、Fを特許文献１で示された下限値である235以上とした。
本発明のフランジ幅厚比およびウェブ幅厚比の規定により、断面積を低減して従来例（特許文献１に示されたもの）よりも断面二次モーメントおよび断面係数を有利にできる。
ところで、従来例である特許文献１ではFの範囲を235以上、275以下としている。
そこで、従来例の圧延Ｈ形鋼よりも同等以上の曲げ耐力を確保するため、Fを特許文献１で示された下限値である235以上とした。
（２）本発明に係る圧延Ｈ形鋼は、一方向曲げを受けるピン接合の梁材であって、圧縮側のフランジが拘束されている小梁に適用されるのが好ましい。
本発明においては、主に小梁や弾性範囲内で設計する梁に供する圧延Ｈ形鋼であって、Ｈ形鋼の高さをH、フランジ幅をB、ウェブ厚さをt1、フランジ厚さをt2、内法高さをd(＝H−2×t2)、設計基準強度をF(N/mm2)とした場合、フランジ幅厚比を6.0≦B/(2×t2)≦11.1、ウェブ幅厚比を75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2、設計基準強度を235≦F≦385となるようにしたので、従来の圧延H形鋼よりも重量が同等以下で、断面二次モーメントすなわち断面剛性が大きく、かつ曲げ耐力(有効断面係数Ze×F)も大きな圧延H形鋼を提供できるようになった。この圧延H形鋼を小梁等に利用する場合、従来の圧延H形鋼を用いるより部材の重量を一層軽くすることができるため、部材の軽量化による構造物のコスト低減が可能となる。
さらに、ウェブ幅厚比d/t1の上限値を大きくしたことにより、断面形状を変化させることなく設計基準強度Fを大きくして、曲げ耐力を大きくできる。このため、強度が異なるH形鋼を製造する場合でも、断面形状に関する圧延設備を変更する必要がなく、従来技術より製造設備コスの低減及び製造効率が向上する利点がある。
さらに、ウェブ幅厚比d/t1の上限値を大きくしたことにより、断面形状を変化させることなく設計基準強度Fを大きくして、曲げ耐力を大きくできる。このため、強度が異なるH形鋼を製造する場合でも、断面形状に関する圧延設備を変更する必要がなく、従来技術より製造設備コスの低減及び製造効率が向上する利点がある。
本発明の実施の形態に係る圧延Ｈ形鋼１は、図１に示すように、上フランジ３、下フランジ５、ウェブ７を有する二軸対称断面の圧延Ｈ形鋼であり、圧延Ｈ形鋼１の高さをH、フランジ幅をB、ウェブ厚さをt1、フランジ厚さをt2、内法高さをd(＝H−2×t2)、設計基準強度をF(N/mm2)とした場合、以下の1)〜3)に示す断面形状寸法及び強度を満たし、かつ引張強さが400〜670N/mm2であることを特徴とするものである。
1) 6.0≦B/(2×t2)≦11.1
2) 75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2
3) 235≦F≦385
1) 6.0≦B/(2×t2)≦11.1
2) 75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2
3) 235≦F≦385
圧延Ｈ形鋼１においては、ウェブ幅厚比d/t1の下限値を75.2以上とし、上限値を1.35×1100/F1/2としているので、「鋼構造設計規準−許容応力度設計法−」に規定する規定値（1100/F1/2）を超える場合がある。そして、前述したように規定値を超える場合のウェブ断面は無効として扱われるので、図１においては、その無効部分９を示している。なお、無効部分９の長さはdiである。
表４に、本発明の範囲内の設計基準強度Fごとのフランジ幅厚比及びウェブ幅厚比の上下限値を示す。
本発明の圧延Ｈ形鋼によれば、従来の圧延Ｈ形鋼と比べて断面積が同等以下で曲げ剛性（断面二次モーメント）や曲げ耐力を大きくすることができ、このＨ形鋼を小梁や弾性範囲で使用する梁に使用することで小梁等の部材重量が低減され、構造物のコストを削減することができる。
なお、本発明によって規定した形状の圧延Ｈ形鋼では横座屈耐力が低下する恐れがあるため、基本的には一方向曲げを受けるピン接合の梁材で、図２に示すように圧縮側の上フランジ３が床スラブ１１などで拘束されている小梁１２に適用するのが好ましい。
表５は、設計基準強度F=235〜325(N/mm2)の場合の、本発明の実施例の断面寸法を示したものである。
表５の実施例の断面積及び断面性能を、JIS G 3192の標準断面ならびにF=235N/mm2、275〜325N/mm2の従来技術の断面寸法例と比較したものを表６及び表７に示す。
表６、７において、A(cm2)は断面積、Ix(cm4)は強軸回りの断面二次モーメント、Zx(cm3)は強軸回りの断面係数、Zxe(cm3)はウェブ無効部分（di：無効長さ）を考慮した強軸回りの有効断面係数である。
また、表６においては、A、Ix、Zxe（JIS及び従来技術ではZxe=Zx）について、本発明例とJIS 断面並びに従来技術例との比を示した。
また、表７においては表６の内容に加えて各F値の曲げ耐力Maを示した。なお、断面係数は本発明例のZxeとJIS断面のZxe(=Zx)の比を、曲げ耐力Maについては本発明例のF=275,295,325の場合の各耐力とF=275の従来技術例の耐力との比を示した。
また、表６においては、A、Ix、Zxe（JIS及び従来技術ではZxe=Zx）について、本発明例とJIS 断面並びに従来技術例との比を示した。
また、表７においては表６の内容に加えて各F値の曲げ耐力Maを示した。なお、断面係数は本発明例のZxeとJIS断面のZxe(=Zx)の比を、曲げ耐力Maについては本発明例のF=275,295,325の場合の各耐力とF=275の従来技術例の耐力との比を示した。
表６を参照すると、本発明の実施例の断面寸法ではJIS断面と比べて断面積が10%以上小さくなる一方、断面二次モーメントは概ね20%以上大きくなり、有効断面係数は同等以上であることがわかる（表６のａ/ｂ欄参照）。
また、特許文献１に示された従来技術例との比較では（表６のａ/ｃ欄参照）、断面積の減少率は5%未満であるが、断面二次モーメント及び有効断面係数は同等以上（Ixで最大20%程度、Zexで最大10%弱）となっている。
また、特許文献１に示された従来技術例との比較では（表６のａ/ｃ欄参照）、断面積の減少率は5%未満であるが、断面二次モーメント及び有効断面係数は同等以上（Ixで最大20%程度、Zexで最大10%弱）となっている。
また、表７を参照すると、JIS断面と比較した場合（表７のａ/ｂ欄参照）、断面係数はF値が大きくなりウェブの無効部分が増えても同等以上の値を確保できている。
また、特許文献１における従来技術例との比較では（表７のａ/ｃ欄参照）、断面積は5%以上減少し、曲げ耐力Maは従来技術例と同じF=275でも同等以上であり、F値が295N/mm2,325N/mm2と大きくなると曲げ耐力はそれぞれ約10%,20%大きくなることがわかる。
また、特許文献１における従来技術例との比較では（表７のａ/ｃ欄参照）、断面積は5%以上減少し、曲げ耐力Maは従来技術例と同じF=275でも同等以上であり、F値が295N/mm2,325N/mm2と大きくなると曲げ耐力はそれぞれ約10%,20%大きくなることがわかる。
以上のように、本発明によれば、従来の圧延Ｈ形鋼よりも重量が同等以下で、断面二次モーメントすなわち断面剛性が大きく、かつ曲げ耐力(有効断面係数Ze×F/1.5)も大きな圧延Ｈ形鋼を提供できることが実証された。
なお、図３は、F値の範囲が235〜325(N/mm2)である表５の本発明の実施例の断面のフランジ幅厚比及びウェブ幅厚比の関係を示したものである。
図３に示されるように、本発明例によれば既往の外法一定Ｈ形鋼を含まないことが分かる。
図３に示されるように、本発明例によれば既往の外法一定Ｈ形鋼を含まないことが分かる。
１ 圧延Ｈ形鋼
３ 上フランジ
５ 下フランジ
７ ウェブ
９ 無効部分
１１ 床スラブ
１２ 小梁
３ 上フランジ
５ 下フランジ
７ ウェブ
９ 無効部分
１１ 床スラブ
１２ 小梁
Claims (2)
- 上下フランジとウェブを有する二軸対称断面の圧延Ｈ形鋼であり、Ｈ形鋼の高さをH、フランジ幅をB、ウェブ厚さをt1、フランジ厚さをt2、内法高さをd(＝H−2×t2)、設計基準強度をF(N/mm2)とした場合、以下の1)〜3)に示す断面形状寸法及び強度を満たし、かつ引張強さが400〜670N/mm2であることを特徴とする圧延Ｈ形鋼。
1) 6.0≦B/(2×t2)≦11.1
2) 75.2≦d/t1≦1.35×1100/F1/2
3) 235≦F≦385 - 一方向曲げを受けるピン接合の梁材であって、圧縮側のフランジが拘束されている小梁に適用されることを特徴とする請求項１記載の圧延Ｈ形鋼。
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2012
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