JP2017214771A - 柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造 - Google Patents
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Abstract
【課題】コンクリートの耐力負担効果を適切に考慮して、柱のフランジの板厚及びウェブの板厚をより薄くすることができる柱梁接合構造の接合部耐力評価方法を提供する。【解決手段】鉄骨鉄筋コンクリート造の柱１１と、鉄骨造の梁２１と、柱に梁が接合された接合部３１、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、柱１１は、ウェブ１４とフランジ１３とを有する柱鉄骨１２を備え、梁２１は、ウェブ２４とフランジ２３とを有し、接合部３１において柱鉄骨１２のフランジ１３に接合されていて、接合部３１について、柱鉄骨の耐力に、梁の圧縮側のフランジが柱鉄骨のフランジを柱鉄骨のフランジの厚さ方向Ｄに押し込む力に対して、柱鉄骨のフランジが厚さ方向の内側Ｄ１に変形するときの柱鉄骨のフランジの厚さ方向の内側のコンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価する。【選択図】図３
Description
本発明は、柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造に関する。
超高層建物の逆打工法に用いられる逆打支柱には、十字鉄骨を芯材とするＳＲＣ（Steel Reinforced Concrete：鉄骨鉄筋コンクリート構造）柱が多く用いられる。また、近年、ＲＣ（Reinforced Concrete：鉄筋コンクリート構造）のコスト上昇を受けて梁を純粋な鉄骨（Ｓ）とする柱ＳＲＣ梁Ｓ構造による柱梁接合構造が用いられるようになってきている。柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部では、ダイアフラム形式とすることが一般的であるが、柱の切断やダイアフラムの溶接等、鉄骨の製作に係る部品数、加工工数が大きくコスト増の要因となることが問題である。また、鉄骨柱の建て込み時に、ダイアフラムの位置の精度管理を厳格にする必要があることも問題である。
一方で、柱梁接合部のダイアフラムを省略すると、柱のウェブの局部降伏や柱のフランジの面外曲げ変形による接合部の局部崩壊が、柱や梁の部材降伏に先行して生じる。このため、耐震性能が低下することの懸念がある。そこで、非特許文献１等に示される接合部の局部耐力評価式を用いて接合部の局部崩壊が生じないことを確認した場合においてのみ、ダイアフラムを省略した接合部が設計されてきた。具体的には、非特許文献１では、ダイアフラムを用いないために必要なＨ形断面の柱のフランジの板厚、ウェブの板厚、柱のフィレット半径、及び梁のフランジの断面積の範囲が規定されている。
日本建築学会編、「鉄骨鉄筋コンクリート構造計算基準・同解説」、ｐ．１５４−１６４
しかしながら、非特許文献１の設計法に基づく局部耐力は、柱のフランジ、ウェブの板厚が非常に厚い場合でなければダイアフラムを省略することができない。そのため、一般的な圧延Ｈ形鋼（ＪＩＳ−Ｈや外法一定Ｈ形鋼）を用いてノンダイアフラム形式を採用することができないという問題がある。
本発明は、このような問題点に鑑みてなされたものであって、ノンダイアフラム形式の柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部局部耐力におけるコンクリートの耐力負担効果を適切に考慮することで、従来構造に比して柱のフランジの板厚及びウェブの板厚をより薄くすることができる柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造を提供することを目的とする。
上記課題を解決するために、この発明は以下の手段を提案している。
本発明の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部について、前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の圧縮側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に押し込む力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の内側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の内側の前記コンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価することを特徴としている。
一般的に、コンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きい。この発明によれば、柱鉄骨の耐力にコンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部の耐力がより適切に評価される。
本発明の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部について、前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の圧縮側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に押し込む力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の内側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の内側の前記コンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価することを特徴としている。
一般的に、コンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きい。この発明によれば、柱鉄骨の耐力にコンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部の耐力がより適切に評価される。
また、上記の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法において、前記接合部について、前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の引張側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に引き抜く力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の外側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の外側のかぶりコンクリートに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価してもよい。
この発明によれば、柱鉄骨の耐力にコンクリートに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部の耐力をより適切に評価することができる。
この発明によれば、柱鉄骨の耐力にコンクリートに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部の耐力をより適切に評価することができる。
また、本発明の柱梁接合構造は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記柱の前記柱鉄骨が前記コンクリートで囲われていない状態のときに、前記梁に一定の荷重が作用して前記接合部の少なくとも一部が降伏し、前記柱の前記柱鉄骨が前記コンクリートで囲われた状態のときに、前記梁に前記一定の荷重が作用しても前記接合部は降伏しないことを特徴としている。
この発明によれば、柱鉄骨単体では接合部が降伏する一定の荷重が作用した場合でも、柱鉄骨を鉄筋コンクリートで囲って柱とすることで、接合部が降伏しないようすることができる。
この発明によれば、柱鉄骨単体では接合部が降伏する一定の荷重が作用した場合でも、柱鉄骨を鉄筋コンクリートで囲って柱とすることで、接合部が降伏しないようすることができる。
また、本発明の他の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部について、（１）式による全塑性曲げモーメントｊＭｐ、及び（２）式による最大曲げモーメントｊＭｕの少なくとも一方を求めることを特徴としている。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、σｃｗｕ：前記柱の前記ウェブの引張強さ。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、σｃｗｕ：前記柱の前記ウェブの引張強さ。
また、本発明の柱梁接合構造の設計方法は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の設計方法であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部における、（３）式及び（４）式により求められる前記接合部の局部降伏曲げモーメントｊＭｙを、（５）式及び（６）式を満たすように設定することを特徴としている。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、ｂＺｐ：前記梁の塑性断面係数、σｂｙ：前記梁の降伏強さ。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、ｂＺｐ：前記梁の塑性断面係数、σｂｙ：前記梁の降伏強さ。
また、本発明の柱梁接合構造は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部における、（７）式及び（８）式により求められる前記接合部の局部降伏曲げモーメントｊＭｙが、（９）式から（１１）式を満たしていることを特徴としている。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、ｂＺｐ：前記梁の塑性断面係数、σｂｙ：前記梁の降伏強さ。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、ｂＺｐ：前記梁の塑性断面係数、σｂｙ：前記梁の降伏強さ。
これらの発明によれば、ノンダイアフラム形式の柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部局部耐力におけるコンクリートの耐力負担効果を適切に考慮することで、必要な耐力を維持しつつ、柱のフランジの板厚及びウェブの板厚をより薄くすることができる。
また、上記の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法において、前記接合部の前記全塑性曲げモーメントｊＭｐを求めた場合において、（１２）式による前記接合部の局部降伏曲げモーメントｊＭｙを求めてもよい。
また、上記の柱梁接合構造において、前記柱鉄骨が、前記ウェブの幅方向の両端に前記フランジが一体に形成された圧延Ｈ形鋼であってもよい。
また、上記の柱梁接合構造において、前記柱鉄骨が、前記ウェブの幅方向の両端に前記フランジがそれぞれ接合された溶接組立Ｈ形断面部材であり、前記溶接組立Ｈ形断面部材が、前記ウェブと前記フランジとが完全溶け込み溶接により接合された溶接部を有していてもよい。
また、上記の柱梁接合構造において、前記柱鉄骨が、前記ウェブの幅方向の両端に前記フランジがそれぞれ接合された溶接組立Ｈ形断面部材であり、前記溶接組立Ｈ形断面部材が、前記ウェブと前記フランジとが完全溶け込み溶接により接合された溶接部を有していてもよい。
本発明の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造によれば、ノンダイアフラム形式の柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部局部におけるコンクリートの耐力負担効果を適切に考慮して、柱のフランジの板厚及びウェブの板厚をより薄くすることができる。
（第１実施形態）
以下、本発明に係る柱梁接合構造、柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、及び柱梁接合構造の設計方法の第１実施形態を、図１から図１２を参照しながら説明する。
図１に示すように、本実施形態の柱梁接合構造１は、鉄骨鉄筋コンクリート（ＳＲＣ）造の柱１１と、鉄骨造の梁２１と、柱１１に梁２１が接合された接合部３１と、を備える。
柱１１は、ウェブ１４とフランジ１３とを有する柱鉄骨１２と、柱鉄骨１２を囲う複数本の鉄筋１５、及びコンクリート１６を備えている。
なお、本柱梁接合構造１は、柱１１への梁２１の接合に際してダイアフラム（スチフナ）を用いない形式、すなわちノンダイアフラム形式である。
以下、本発明に係る柱梁接合構造、柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、及び柱梁接合構造の設計方法の第１実施形態を、図１から図１２を参照しながら説明する。
図１に示すように、本実施形態の柱梁接合構造１は、鉄骨鉄筋コンクリート（ＳＲＣ）造の柱１１と、鉄骨造の梁２１と、柱１１に梁２１が接合された接合部３１と、を備える。
柱１１は、ウェブ１４とフランジ１３とを有する柱鉄骨１２と、柱鉄骨１２を囲う複数本の鉄筋１５、及びコンクリート１６を備えている。
なお、本柱梁接合構造１は、柱１１への梁２１の接合に際してダイアフラム（スチフナ）を用いない形式、すなわちノンダイアフラム形式である。
複数本の鉄筋１５は、図２に示す柱鉄骨１２の長手方向に見たときに、矩形の縁部の形状となる基準線上に等間隔ごとに配置されている。
コンクリート１６は、長手方向に直交する断面が正方形又は長方形である。
図１に示すように、梁２１は、Ｈ形断面で形成され、ウェブ２４と、このウェブ２４の両端部に接合された一対のフランジ２３とを有している。梁２１は、水平方向に沿って延びている。梁２１は鉄骨であり、鋼板等で形成されている。
梁２１のフランジ２３は、接合部３１において柱鉄骨１２のフランジ１３に溶接接合されている。梁２１のウェブ２４は、柱鉄骨１２のフランジ１３に溶接又は高力ボルト接合されている。柱鉄骨１２のフランジ１３と梁２１とが接合された接合部３１（溶接部、及び溶接部の近傍の柱鉄骨１２、梁２１）は、コンクリート１６により囲われている。
コンクリート１６は、長手方向に直交する断面が正方形又は長方形である。
図１に示すように、梁２１は、Ｈ形断面で形成され、ウェブ２４と、このウェブ２４の両端部に接合された一対のフランジ２３とを有している。梁２１は、水平方向に沿って延びている。梁２１は鉄骨であり、鋼板等で形成されている。
梁２１のフランジ２３は、接合部３１において柱鉄骨１２のフランジ１３に溶接接合されている。梁２１のウェブ２４は、柱鉄骨１２のフランジ１３に溶接又は高力ボルト接合されている。柱鉄骨１２のフランジ１３と梁２１とが接合された接合部３１（溶接部、及び溶接部の近傍の柱鉄骨１２、梁２１）は、コンクリート１６により囲われている。
なお、柱鉄骨１２はウェブ１４の幅方向の両端にフランジ１３が一体に形成された圧延Ｈ形鋼であってもよい。また、柱鉄骨１２が、ウェブ１４の幅方向の両端にフランジ１３がそれぞれ接合された溶接組立Ｈ形断面部材であってもよい。この場合、溶接組立Ｈ形断面部材が、ウェブ１４とフランジ１３とが完全溶け込み溶接により接合された溶接部を有していてもよい。
〔１．本発明で提案する崩壊機構〕
本柱梁接合構造１の崩壊機構として、図３から図５に示す機構を仮定する。図３から図５は、柱梁接合構造１が変形した後の状態を示している。柱鉄骨１２のフランジ１３に上方に塑性ヒンジ１３１、下方に塑性ヒンジ１３２が形成されるとする。後述する塑性回転角度θ１、θ２が０（ｒａｄｉａｎ）の状態から図３から図５に示す塑性回転角度θ１、θ２が正の状態まで変形したとする。
梁２１の引張側のフランジ２３（この例では上方のフランジ２３１）が柱鉄骨１２のフランジ１３を面外に引き抜く力に対しては、鉄骨である柱鉄骨１２は、フランジ１３の面外変形とウェブ１４の局部降伏を生じる。これにより、柱鉄骨１２のウェブ１４に局部降伏１４ａが形成される。また、柱鉄骨１２のフランジ１３には、塑性ヒンジ１３１が形成される。
柱鉄骨１２のフランジ１３が面外に変形することよって、フランジ１３の外側のかぶりコンクリート１６ａがコーン状破壊する。かぶりコンクリート１６ａの側面１６ａ１を、図４中にハッチングを付して示す。
本柱梁接合構造１の崩壊機構として、図３から図５に示す機構を仮定する。図３から図５は、柱梁接合構造１が変形した後の状態を示している。柱鉄骨１２のフランジ１３に上方に塑性ヒンジ１３１、下方に塑性ヒンジ１３２が形成されるとする。後述する塑性回転角度θ１、θ２が０（ｒａｄｉａｎ）の状態から図３から図５に示す塑性回転角度θ１、θ２が正の状態まで変形したとする。
梁２１の引張側のフランジ２３（この例では上方のフランジ２３１）が柱鉄骨１２のフランジ１３を面外に引き抜く力に対しては、鉄骨である柱鉄骨１２は、フランジ１３の面外変形とウェブ１４の局部降伏を生じる。これにより、柱鉄骨１２のウェブ１４に局部降伏１４ａが形成される。また、柱鉄骨１２のフランジ１３には、塑性ヒンジ１３１が形成される。
柱鉄骨１２のフランジ１３が面外に変形することよって、フランジ１３の外側のかぶりコンクリート１６ａがコーン状破壊する。かぶりコンクリート１６ａの側面１６ａ１を、図４中にハッチングを付して示す。
図３に示すように、梁２１の圧縮側のフランジ２３（この例では下方のフランジ２３２）が柱鉄骨１２のフランジ１３を面外に押し込む力に対しては、フランジ１３が内側に面外変形してウェブ１４の局部降伏が生じ、フランジ１３の内側のコンクリート１６が支圧破壊すると仮定している。コンクリート１６に、支圧破壊部１６ｂが形成される。支圧破壊部１６ｂを、図５中にハッチングを付して示す。また、柱鉄骨１２のフランジ１３には、塑性ヒンジ１３２が形成される。
一般にコンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きくなるので、接合部３１の断面内の釣合条件を満たす中立軸Ｃ１は、梁せいＨｂ（梁のせい（成）、ｍｍ）の上下方向の中心よりも圧縮側のフランジ２３２側に位置する。
一般にコンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きくなるので、接合部３１の断面内の釣合条件を満たす中立軸Ｃ１は、梁せいＨｂ（梁のせい（成）、ｍｍ）の上下方向の中心よりも圧縮側のフランジ２３２側に位置する。
本崩壊機構は、梁２１の端部の曲げモーメントに対して接合部３１が角度θ（ｒａｄｉａｎ）回転した状態を仮定している。ただし、角度θは微小な角度であり、ｔａｎθ＝θ等と近似することができる。
本崩壊機構で用いる変数は、図中に示すｘ、ｙ、ｚ（ｍｍ）である。変数ｘは、梁２１の端部の曲げモーメントに対する中立軸Ｃ１の位置を決定する係数で、０以上１以下の任意の値を取り得る。変数ｙ、ｚは、任意の正数（０よりも大きい値）を取り得る。これらの変数ｘ、ｙ、ｚを用いて、柱鉄骨１２のフランジ１３とフランジ２３１、２３２の交差部における面外変形量δ１、δ２（ｍｍ）は、（１３）式及び（１４）式を用いて（１５）式及び（１６）式によって表わすことができる。ここで、梁２１のフランジ２３の板厚をｔｂｆ（ｍｍ）、フランジ１３及びフランジ２３の交差部に仮定する剛域の幅をｔ’（ｍｍ）とする。
本崩壊機構で用いる変数は、図中に示すｘ、ｙ、ｚ（ｍｍ）である。変数ｘは、梁２１の端部の曲げモーメントに対する中立軸Ｃ１の位置を決定する係数で、０以上１以下の任意の値を取り得る。変数ｙ、ｚは、任意の正数（０よりも大きい値）を取り得る。これらの変数ｘ、ｙ、ｚを用いて、柱鉄骨１２のフランジ１３とフランジ２３１、２３２の交差部における面外変形量δ１、δ２（ｍｍ）は、（１３）式及び（１４）式を用いて（１５）式及び（１６）式によって表わすことができる。ここで、梁２１のフランジ２３の板厚をｔｂｆ（ｍｍ）、フランジ１３及びフランジ２３の交差部に仮定する剛域の幅をｔ’（ｍｍ）とする。
柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏ヒンジ線に生じる塑性回転角度θ１、θ２（ｒａｄｉａｎ）は、（１７）式及び（１８）式によって表わすことができる。
〔２．第一の崩壊モデル〕
前述した柱梁接合構造１の崩壊機構の第一の崩壊モデルにおける柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、接合部３１について、柱鉄骨１２の耐力に、コンクリート１６の支圧破壊に対する耐力を加えて評価する評価方法である。ここで言うコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力は、梁２１の圧縮側のフランジ２３２が柱鉄骨１２のフランジ１３をフランジ１３の厚さ方向Ｄ（図３参照）に押し込む力に対して、柱鉄骨１２のフランジ１３が厚さ方向Ｄの内側Ｄ１に変形するときの柱鉄骨１２のフランジ１３の厚さ方向Ｄの内側Ｄ１のコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力である。
一般的に、コンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きい。柱鉄骨１２の耐力にコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部３１の耐力がより適切に評価される。したがって、コンクリート１６の耐力負担効果を適切に考慮して、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚及びウェブ１４の板厚をより薄くすることができる。
前述した柱梁接合構造１の崩壊機構の第一の崩壊モデルにおける柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、接合部３１について、柱鉄骨１２の耐力に、コンクリート１６の支圧破壊に対する耐力を加えて評価する評価方法である。ここで言うコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力は、梁２１の圧縮側のフランジ２３２が柱鉄骨１２のフランジ１３をフランジ１３の厚さ方向Ｄ（図３参照）に押し込む力に対して、柱鉄骨１２のフランジ１３が厚さ方向Ｄの内側Ｄ１に変形するときの柱鉄骨１２のフランジ１３の厚さ方向Ｄの内側Ｄ１のコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力である。
一般的に、コンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きい。柱鉄骨１２の耐力にコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部３１の耐力がより適切に評価される。したがって、コンクリート１６の耐力負担効果を適切に考慮して、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚及びウェブ１４の板厚をより薄くすることができる。
さらに、前述の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法において、接合部３１について、柱鉄骨１２の耐力に、かぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価してもよい。ここで言うかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊に対する耐力は、梁２１の引張側のフランジ２３１が柱鉄骨１２のフランジ１３を厚さ方向Ｄに引き抜く力に対して、柱鉄骨１２のフランジ１３が厚さ方向Ｄの外側Ｄ２に変形するときの柱鉄骨１２のフランジ１３の厚さ方向Ｄの外側Ｄ２のかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊に対する耐力である。
柱鉄骨３１の耐力にコンクリート１６に生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部３１の耐力をより適切に評価することができる。
柱鉄骨３１の耐力にコンクリート１６に生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部３１の耐力をより適切に評価することができる。
また、柱梁接合構造１において、柱１１の柱鉄骨１２が鉄骨鉄筋コンクリート中のコンクリート１６（鉄筋１５及びコンクリート１６）で囲われていない状態であるときに、梁２１に一定の荷重が作用して接合部３１の少なくとも一部が降伏する。しかし、柱１１の柱鉄骨１２がコンクリート１６で囲われた状態であるときに、梁１２にこの一定の荷重が作用しても接合部３１は降伏しないように構成してもよい。
柱鉄骨１２単体では接合部３１が降伏する一定の荷重が作用した場合でも、柱鉄骨１２を鉄筋コンクリートで囲って柱１１とすることで、接合部３１が降伏しないようすることができる。
柱鉄骨１２単体では接合部３１が降伏する一定の荷重が作用した場合でも、柱鉄骨１２を鉄筋コンクリートで囲って柱１１とすることで、接合部３１が降伏しないようすることができる。
〔３．第二の崩壊モデル〕
〔３．１．崩壊曲げモーメント〕
柱鉄骨１２及び梁２１等のような鋼材の実際の応力−ひずみ特性を、図６に示す。図６の横軸は鋼材のひずみを表し、縦軸は鋼材に作用する応力を表す。鋼材には、ひずみが０の状態から、ひずみが増加するのにしたがって応力が比例して増加する弾性領域Ｒ１がある。弾性領域Ｒ１よりもひずみが大きい範囲が、非弾性領域Ｒ２である。非弾性領域Ｒ２では、弾性領域Ｒ１よりも応力の増加率が低下する。弾性領域Ｒ１と非弾性領域Ｒ２との境界となる応力が、降伏応力σ１である。
非弾性領域Ｒ２では、最大応力σ２において応力が最大値となる。最大応力σ２に対応するひずみよりもひずみが大きくなると、応力は最大応力σ２よりも低下する。鋼材は、ひずみε１において破断する。
〔３．１．崩壊曲げモーメント〕
柱鉄骨１２及び梁２１等のような鋼材の実際の応力−ひずみ特性を、図６に示す。図６の横軸は鋼材のひずみを表し、縦軸は鋼材に作用する応力を表す。鋼材には、ひずみが０の状態から、ひずみが増加するのにしたがって応力が比例して増加する弾性領域Ｒ１がある。弾性領域Ｒ１よりもひずみが大きい範囲が、非弾性領域Ｒ２である。非弾性領域Ｒ２では、弾性領域Ｒ１よりも応力の増加率が低下する。弾性領域Ｒ１と非弾性領域Ｒ２との境界となる応力が、降伏応力σ１である。
非弾性領域Ｒ２では、最大応力σ２において応力が最大値となる。最大応力σ２に対応するひずみよりもひずみが大きくなると、応力は最大応力σ２よりも低下する。鋼材は、ひずみε１において破断する。
第二の崩壊モデルでは、極限解析で理論解を求めるにあたり、柱鉄骨１２及び梁２１の応力−ひずみ特性として、図７に線Ｌ１で示す剛塑性関係となる第一のモデルを仮定している。図７の横軸は鋼材のひずみを表し、縦軸は鋼材に作用する応力を表す。
第一のモデルでは、ひずみが０のままで応力が増加する。応力が降伏応力σ１となったときに、鋼材が降伏する。鋼材が降伏した後は、応力が変わらずにひずみが増加する。第一のモデルでは、ひずみ硬化を考慮していない。
これに対して、第二のモデルではひずみ硬化を考慮している。第二のモデルの応力−ひずみ特性は線Ｌ２で示すように変化し、鋼材はひずみε１において最大応力σ３で破断する。
第一のモデルでは、ひずみが０のままで応力が増加する。応力が降伏応力σ１となったときに、鋼材が降伏する。鋼材が降伏した後は、応力が変わらずにひずみが増加する。第一のモデルでは、ひずみ硬化を考慮していない。
これに対して、第二のモデルではひずみ硬化を考慮している。第二のモデルの応力−ひずみ特性は線Ｌ２で示すように変化し、鋼材はひずみε１において最大応力σ３で破断する。
次に、崩壊曲げモーメントの詳細について説明する。
柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏ヒンジ線の単位長さあたりの降伏モーメントＭ０（Ｎ）、及び柱鉄骨１２のウェブ１４に生ずる不連続線の単位長さあたりの降伏軸力Ｎ０ ｃ（Ｎ／ｍｍ）は、それぞれ（１９）式及び（２０）式で与えられる。
ここで、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚をｔｃｆ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚をｔｃｗ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏強さをσｃｆｙ（Ｎ／ｍｍ２）、柱鉄骨１２のウェブ１４の降伏強さをσｃｗｙ（Ｎ／ｍｍ２）とする。
柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏ヒンジ線の単位長さあたりの降伏モーメントＭ０（Ｎ）、及び柱鉄骨１２のウェブ１４に生ずる不連続線の単位長さあたりの降伏軸力Ｎ０ ｃ（Ｎ／ｍｍ）は、それぞれ（１９）式及び（２０）式で与えられる。
ここで、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚をｔｃｆ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚をｔｃｗ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏強さをσｃｆｙ（Ｎ／ｍｍ２）、柱鉄骨１２のウェブ１４の降伏強さをσｃｗｙ（Ｎ／ｍｍ２）とする。
柱鉄骨１２のフランジ１３の面外変形による内部仕事Ｗｃｆは、各降伏ヒンジ線の塑性回転による仕事の和として、（２１）式で与えられる。また、柱鉄骨１２のウェブ１４の局部降伏による内部仕事Ｗｃｗは、各々の不連続線上で生じる塑性流れによる仕事の和として、（２２）式で与えられる。
梁２１の引張側のフランジ２３１周りのかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊による内部仕事ＷＲＣ１は、（２３）式で与えられる。梁２１の圧縮側のフランジ２３２周りに生じる内部のコンクリート１６の支圧破壊による内部仕事ＷＲＣ２は、（２４）式で与えられる。
ここで、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅をＢｃ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のフランジ１３に対するコンクリート１６のかぶり厚さをｄ（ｍｍ、図２参照）、コンクリート１６の強度（設計基準強度）をＦｃ（Ｎ／ｍｍ２）、コンクリート１６の支圧効果係数をλ（本実施形態では１．５とする）とする。
梁２１の引張側のフランジ２３１周りのかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊による内部仕事ＷＲＣ１は、（２３）式で与えられる。梁２１の圧縮側のフランジ２３２周りに生じる内部のコンクリート１６の支圧破壊による内部仕事ＷＲＣ２は、（２４）式で与えられる。
ここで、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅をＢｃ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のフランジ１３に対するコンクリート１６のかぶり厚さをｄ（ｍｍ、図２参照）、コンクリート１６の強度（設計基準強度）をＦｃ（Ｎ／ｍｍ２）、コンクリート１６の支圧効果係数をλ（本実施形態では１．５とする）とする。
仮想仕事の原理より、接合部３１についての崩壊曲げモーメントＭ（Ｎｍｍ）は（２５）式で与えられる。崩壊曲げモーメントＭの最小値である全塑性曲げモーメントｊＭｐ（Ｎｍｍ）は、（２６）式を連立して解くことで求められ、（２７）式から（３０）式によって与えられる。
本崩壊荷重は接合部３１の全塑性耐力に相当し、接合部３１の局部降伏曲げモーメントｊＭｙ（Ｎｍｍ）は式（３１）によって評価される。
また、図３の崩壊機構のうち、かぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊による内部仕事ＷＲＣ１を無視し、柱１１のウェブ１４に生ずる単位長さあたりの応力である崩壊荷重Ｎ１ ｃ（Ｎ／ｍｍ）を（３２）式とすることで、接合部３１の後述する最大耐力に相当する最大曲げモーメントｊＭｕ（Ｎｍｍ）は（３３）式から（３６）式により得られる。
ここで、柱鉄骨１２のウェブ１４の引張強さをσｃｗｕ（Ｎ／ｍｍ２）とする。
内部仕事ＷＲＣ１を無視するのは、最大曲げモーメントｊＭｕが生じているときには、既にかぶりコンクリート１６ａのコーン状破壊が生じていて、かぶりコンクリート１６ａによる内部仕事が生じないと考えられるためである。
ここで、柱鉄骨１２のウェブ１４の引張強さをσｃｗｕ（Ｎ／ｍｍ２）とする。
内部仕事ＷＲＣ１を無視するのは、最大曲げモーメントｊＭｕが生じているときには、既にかぶりコンクリート１６ａのコーン状破壊が生じていて、かぶりコンクリート１６ａによる内部仕事が生じないと考えられるためである。
前述の全塑性曲げモーメントｊＭｐは、ひずみが０かつ応力が降伏応力σ１となったときに接合部３１に作用する曲げモーメントである。一方で、最大曲げモーメントｊＭｕは、ひずみ硬化を考慮して、ひずみがε１かつ応力が最大応力σ３になったときに接合部３１に作用する曲げモーメントである。
また、非特許文献１において、ダイアフラムを用いないための条件は（３７）式で与えられる。
ここで、柱鉄骨１２のフィレット半径をｒ（図２参照、ｍｍ）、梁２１のフランジ２３の断面積をＡｂｆ（ｍｍ２）とする。ここで言う断面積Ａｂｆは、梁２１が有する一対のフランジ２３のうち一方のフランジ２３の断面積のことを意味する。
ここで、柱鉄骨１２のフィレット半径をｒ（図２参照、ｍｍ）、梁２１のフランジ２３の断面積をＡｂｆ（ｍｍ２）とする。ここで言う断面積Ａｂｆは、梁２１が有する一対のフランジ２３のうち一方のフランジ２３の断面積のことを意味する。
〔３．２．崩壊曲げモーメントによる実験結果の評価〕
〔３．１〕で得た崩壊曲げモーメントＭは公知の極限定理に基づくものであり、崩壊荷重の上界を与える。そのため、既往の実験結果（北岡聡、他２名、「厚肉ウェブＨ形鋼の利用技術開発 その７．ノンスチフナ形式柱ＳＲＣ・梁Ｓ接合部の梁端曲げ実験」、日本建築学会大会学術講演梗概集（九州）、２００７年８月、ｐ．１１４３−１１４４）及び本検討のために実施した構造実験の接合部耐力と崩壊曲げモーメントＭの計算値との対応関係を調査した。
〔３．１〕で得た崩壊曲げモーメントＭは公知の極限定理に基づくものであり、崩壊荷重の上界を与える。そのため、既往の実験結果（北岡聡、他２名、「厚肉ウェブＨ形鋼の利用技術開発 その７．ノンスチフナ形式柱ＳＲＣ・梁Ｓ接合部の梁端曲げ実験」、日本建築学会大会学術講演梗概集（九州）、２００７年８月、ｐ．１１４３−１１４４）及び本検討のために実施した構造実験の接合部耐力と崩壊曲げモーメントＭの計算値との対応関係を調査した。
梁端曲げ実験の荷重‐変位の関係における接線剛性が初期剛性の１／３に低下した時点の耐力、荷重が最大値に至った時点の耐力を、接合部の降伏耐力、最大耐力とそれぞれ定義した。全塑性曲げモーメントｊＭｐの計算結果と実験結果とを比較した結果を図８に示す。
図８の横軸は全塑性曲げモーメントｊＭｐの計算結果を表し、縦軸は実験結果における降伏耐力を表す。図中の線Ｌ６は、全塑性曲げモーメントｊＭｐの計算結果と実験結果とが一致していて、計算結果が実験結果を精度良く予測できている場合を表す。
凡例の●印の「柱ＳＲＣ梁Ｓ」は、今回実験を行った柱がＳＲＣ構造で梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。□印の「柱Ｓ梁Ｓ」は、既往の実験の結果を載せたもので、柱及び梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。そして、○印の「柱ＳＲＣ梁Ｓ」は、既往の実験の結果を載せたもので、柱がＳＲＣ構造で梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。
凡例の●印の「柱ＳＲＣ梁Ｓ」は、今回実験を行った柱がＳＲＣ構造で梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。□印の「柱Ｓ梁Ｓ」は、既往の実験の結果を載せたもので、柱及び梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。そして、○印の「柱ＳＲＣ梁Ｓ」は、既往の実験の結果を載せたもので、柱がＳＲＣ構造で梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。
なお、今回の実験に用いた柱１１の柱鉄骨１２等の諸元を表１に示す。柱鉄骨１２を十字鉄骨とし、諸元を変えて３種類の試験を行った。
例えば、Ｎｏ．Ｂ１のサンプルでは、柱鉄骨１２を、ＳＮ４９０Ｂの材料で形成された十字鉄骨とした。コンクリート１６の強度がＦｃ２７Ｎ／ｍｍ２以上で、１辺の長さＤを８６０ｍｍとした。主筋を、ＳＤ３４５の材料で形成された直径１６ｍｍの鉄筋とし、図２に示す断面内に１２本配置した。帯筋を、ＳＤ２９５の材料で形成された直径１０ｍｍの鉄筋とし、１６０ｍｍピッチで配置した。
例えば、Ｎｏ．Ｂ１のサンプルでは、柱鉄骨１２を、ＳＮ４９０Ｂの材料で形成された十字鉄骨とした。コンクリート１６の強度がＦｃ２７Ｎ／ｍｍ２以上で、１辺の長さＤを８６０ｍｍとした。主筋を、ＳＤ３４５の材料で形成された直径１６ｍｍの鉄筋とし、図２に示す断面内に１２本配置した。帯筋を、ＳＤ２９５の材料で形成された直径１０ｍｍの鉄筋とし、１６０ｍｍピッチで配置した。
図８に示すように、全塑性曲げモーメントｊＭｐの計算結果は、実験結果における降伏耐力に対して２割ほど高くなることが分かった。
図８の結果から、本実施例の接合部の全塑性耐力に相当する接合部３１の全塑性曲げモーメントｊＭｐの計算結果は実験結果をやや過大に評価する傾向にあるため、計算結果に低減係数を乗じて実験結果における降伏耐力を推定する。例えば、各実験に対する実験結果と計算結果に低減係数を乗じた値との差の二乗の和が最少になるように、低減係数の値を決める。
図９には、低減係数０．８を乗じたときの接合部３１の全塑性曲げモーメントｊＭｐ（局部降伏曲げモーメントｊＭｙ）の計算結果と実験結果における降伏耐力の比較を示す。計算結果に低減係数０．８を掛けることで実験結果を精度良く、また安全側に予測できることが分かった。このことから、接合部３１の局部降伏曲げモーメントｊＭｙを（３１）式で評価することとしている。
図９には、低減係数０．８を乗じたときの接合部３１の全塑性曲げモーメントｊＭｐ（局部降伏曲げモーメントｊＭｙ）の計算結果と実験結果における降伏耐力の比較を示す。計算結果に低減係数０．８を掛けることで実験結果を精度良く、また安全側に予測できることが分かった。このことから、接合部３１の局部降伏曲げモーメントｊＭｙを（３１）式で評価することとしている。
図１０に、最大曲げモーメントｊＭｕの計算結果と実験結果における最大耐力とを比較した結果を示す。図１０の横軸は最大曲げモーメントｊＭｕの計算結果を表し、図１０の縦軸は実験結果における最大耐力を表す。最大曲げモーメントｊＭｕは、計算結果に低減係数を乗じなくとも実験結果と良い対応を示している。
〔３．３．柱と梁におけるエネルギー吸収の考え方〕
一般的に、柱と梁の設計基準において、地震等が発生したときに、柱、梁、柱と梁との接合部のうち、柱と梁との接合部の全塑性曲げモーメントを梁の全塑性曲げモーメント以上にしている。溶接により接合されている部分はあまり変形できないため、柱と梁との接合部では、エネルギーをあまり吸収できない。そこで、よりエネルギーを吸収できる梁を先行して崩壊（降伏）させ、地震等のエネルギーを吸収させる。
梁２１の全塑性曲げモーメントｂＭｐ（Ｎｍｍ）は、（３８）式で与えられる。ここで、梁２１の塑性断面係数をｂＺｐ、梁２１の降伏強さをσｂｙ（Ｎ／ｍｍ２）とする。
接合部３１についての局部降伏曲げモーメントｊＭｙが梁２１の全塑性曲げモーメントｂＭｐ以上、という条件は、（３９）式のように表される。
一般的に、柱と梁の設計基準において、地震等が発生したときに、柱、梁、柱と梁との接合部のうち、柱と梁との接合部の全塑性曲げモーメントを梁の全塑性曲げモーメント以上にしている。溶接により接合されている部分はあまり変形できないため、柱と梁との接合部では、エネルギーをあまり吸収できない。そこで、よりエネルギーを吸収できる梁を先行して崩壊（降伏）させ、地震等のエネルギーを吸収させる。
梁２１の全塑性曲げモーメントｂＭｐ（Ｎｍｍ）は、（３８）式で与えられる。ここで、梁２１の塑性断面係数をｂＺｐ、梁２１の降伏強さをσｂｙ（Ｎ／ｍｍ２）とする。
接合部３１についての局部降伏曲げモーメントｊＭｙが梁２１の全塑性曲げモーメントｂＭｐ以上、という条件は、（３９）式のように表される。
〔３．４．本実施形態におけるノンダイアフラム化可能範囲〕
表２に示す柱１１及び梁２１の諸元に対して、柱梁接合構造においてノンダイアフラム化可能範囲（ダイアフラムを用いない範囲）を検討した。例えば、柱鉄骨１２のせいＨｃを６００ｍｍ、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃを３００ｍｍ、コンクリート１６の１辺の長さＤを１１００ｍｍ等とした。この場合、図２に示すコンクリート１６のかぶり厚さｄは、（１１００−６００）／２＝２５０ｍｍとなる。
表２に示す柱１１及び梁２１の諸元に対して、柱梁接合構造においてノンダイアフラム化可能範囲（ダイアフラムを用いない範囲）を検討した。例えば、柱鉄骨１２のせいＨｃを６００ｍｍ、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃを３００ｍｍ、コンクリート１６の１辺の長さＤを１１００ｍｍ等とした。この場合、図２に示すコンクリート１６のかぶり厚さｄは、（１１００−６００）／２＝２５０ｍｍとなる。
表２に示す諸元に対して、非特許文献１の（３７）式、及び（３９）式に基づくノンダイアフラム化可能範囲を調査した結果を図１１に示す。（３７）式を表す領域がＲ６であり、（３９）式を表す領域がＲ７である。本発明では接合部の耐力にコンクリート１６の合成効果を考慮しているため、従来技術である非特許文献１に比べて柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗ及びフランジ１３の板厚ｔｃｆが薄い場合でもノンダイアフラム化が可能であることが分かった。
すなわち、領域Ｒ７から領域Ｒ６を除いた領域Ｒ８が、新たにノンダイアフラム化が可能になった本発明の権利範囲である。
すなわち、領域Ｒ７から領域Ｒ６を除いた領域Ｒ８が、新たにノンダイアフラム化が可能になった本発明の権利範囲である。
表３に示す諸元は、表２に示す諸元に対して、コンクリート１６の１辺の長さＤを１１００ｍｍから１３００ｍｍに増加させたものである。
表３に示す諸元に対して、ノンダイアフラム化を検討した結果を図１２に示す。この場合、図３から図５に示した柱梁接合構造１の崩壊機構においてかぶりコンクリートの耐力への寄与が増大する。図１２において領域Ｒ６は図１１から変化は無いが、（３９）式を表す領域Ｒ９が領域Ｒ７に比べて板厚ｔｃｗ及び板厚ｔｃｆがより小さい範囲まで広がる。この結果、領域Ｒ９から領域Ｒ６を除いた、新たにノンダイアフラム化が可能になる領域Ｒ１０が領域Ｒ８に比べて広がる。
このように、本実施形態の柱梁接合構造１は、接合部３１の局部降伏曲げモーメントｊＭｙが（３９）式を満たし、さらに（４０）式を満たす。
本実施形態の柱梁接合構造１の設計方法は、接合部３１の全塑性曲げモーメントｊＭｐ及び最大曲げモーメントｊＭｕの少なくとも一方を求めて評価する。全塑性曲げモーメントｊＭｐは降伏応力σ１に対応する曲げモーメントであり、最大曲げモーメントｊＭｕはひずみ硬化を考慮した最大応力σ３に対応する曲げモーメントである。このため、接合部３１の曲げモーメントをコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力、及びかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊に対する耐力を含めて適切に評価することができる。
接合部３１の全塑性曲げモーメントｊＭｐを求めた場合には、接合部３１の局部降伏曲げモーメントｊＭｙを求めて評価する。本実施形態の柱梁接合構造１の設計方法は、柱梁接合構造１の接合部３１の局部降伏曲げモーメントｊＭｙが（３９）式を満たすように設定する。
本実施形態に示したように、コンクリートの合成効果を考慮しない従来技術に対して、本発明は柱梁接合部のノンダイアフラム化をより合理的に、広範囲に達成することができる。
柱梁接合構造１は、柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部を柱通し型のノンダイアフラム形式としたものである。このように構成すると、部品数や鉄骨加工工数の削減や、梁の取り付け位置の鉛直方向の寸法公差が緩和されるなどの利点がある。
本実施形態に示したように、コンクリートの合成効果を考慮しない従来技術に対して、本発明は柱梁接合部のノンダイアフラム化をより合理的に、広範囲に達成することができる。
柱梁接合構造１は、柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部を柱通し型のノンダイアフラム形式としたものである。このように構成すると、部品数や鉄骨加工工数の削減や、梁の取り付け位置の鉛直方向の寸法公差が緩和されるなどの利点がある。
以上説明したように、本実施形態の、柱梁接合構造１、柱梁接合構造１の接合部耐力評価方法、及び柱梁接合構造１の設計方法によれば、ノンダイアフラム形式の柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部局部耐力におけるコンクリート１６の耐力負担効果を適切に考慮して、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆ及びウェブ１４の板厚ｔｃｗをより薄くすることができる。
本実施形態の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、製造する前の柱梁接合構造１に対しても、製造した後の柱梁接合構造１に対しても好適に用いることができる。
本実施形態の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、製造する前の柱梁接合構造１に対しても、製造した後の柱梁接合構造１に対しても好適に用いることができる。
（第２実施形態）
次に、本発明の第２実施形態について図１３及び図１４を参照しながら説明するが、前記実施形態と同一の部位には同一の符号を付してその説明は省略し、異なる点についてのみ説明する。
第１実施形態で説明した柱梁接合構造１の崩壊機構のモデルは精緻であるが、設計するのに必要となる計算は煩雑である。そこで、本実施形態では、柱梁接合構造１の諸元に一定の仕様規定を設けることで、接合部の耐力の推定精度をある程度保ったまま比較的簡便に接合部３１の局部降伏曲げモーメントｊＭｙを評価できるようにしたものである。
次に、本発明の第２実施形態について図１３及び図１４を参照しながら説明するが、前記実施形態と同一の部位には同一の符号を付してその説明は省略し、異なる点についてのみ説明する。
第１実施形態で説明した柱梁接合構造１の崩壊機構のモデルは精緻であるが、設計するのに必要となる計算は煩雑である。そこで、本実施形態では、柱梁接合構造１の諸元に一定の仕様規定を設けることで、接合部の耐力の推定精度をある程度保ったまま比較的簡便に接合部３１の局部降伏曲げモーメントｊＭｙを評価できるようにしたものである。
ここで言う一定の仕様規定とは、表４及び表５に示すよう、すなわち以下の条件のようである。一定の仕様規定は、実用上比較的多く用いられる仕様である。
・柱鉄骨１２の強度と梁２１の強度とが等しい。
・コンクリート１６の強度が、Ｆｃ２７Ｎ／ｍｍ２以上である。
・コンクリート１６のかぶり厚さｄが２００ｍｍ以上である。
・柱鉄骨１２の幅Ｂｃは梁２１のせいＨｂの０．３５倍以上０．６５倍以下である。
・柱鉄骨１２の幅Ｂｃは梁２１のフランジ２３の幅の１．０倍以上２．０倍以下である。
・梁２１のせいＨｂは柱鉄骨１２のせいの０．５倍以上１．４倍以下である。
・柱鉄骨１２の強度と梁２１の強度とが等しい。
・コンクリート１６の強度が、Ｆｃ２７Ｎ／ｍｍ２以上である。
・コンクリート１６のかぶり厚さｄが２００ｍｍ以上である。
・柱鉄骨１２の幅Ｂｃは梁２１のせいＨｂの０．３５倍以上０．６５倍以下である。
・柱鉄骨１２の幅Ｂｃは梁２１のフランジ２３の幅の１．０倍以上２．０倍以下である。
・梁２１のせいＨｂは柱鉄骨１２のせいの０．５倍以上１．４倍以下である。
値を一定にしている変数は、柱鉄骨１２及び梁２１のフランジ、ウェブの降伏強さの３２５Ｎ／ｍｍ２、柱鉄骨１２のせいＨｃの７００ｍｍ、コンクリート１６の１辺の長さＤの１１００ｍｍ、コンクリートの強度Ｆｃの２７Ｎ／ｍｍ２である。
例えば、コンクリートの強度Ｆｃが２７Ｎ／ｍｍ２で柱梁接合構造１が崩壊しないのであれば、コンクリートの強度Ｆｃが２７Ｎ／ｍｍ２よりも大きいときに柱梁接合構造１が崩壊しないのは当然である。
降伏強さについても同様に大きい方が望ましく、柱鉄骨１２のせいＨｃ及びコンクリート１６の１辺の長さＤについても同様に長い方が望ましい。
表４及び表５において「変数」と記載している柱鉄骨１２の板厚ｔｃｗ及び板厚ｔｃｆは、値が連続的に変化できることを意味する。
例えば、コンクリートの強度Ｆｃが２７Ｎ／ｍｍ２で柱梁接合構造１が崩壊しないのであれば、コンクリートの強度Ｆｃが２７Ｎ／ｍｍ２よりも大きいときに柱梁接合構造１が崩壊しないのは当然である。
降伏強さについても同様に大きい方が望ましく、柱鉄骨１２のせいＨｃ及びコンクリート１６の１辺の長さＤについても同様に長い方が望ましい。
表４及び表５において「変数」と記載している柱鉄骨１２の板厚ｔｃｗ及び板厚ｔｃｆは、値が連続的に変化できることを意味する。
表４及び表５に示すように、例えば、梁２１のせいＨｂが７００ｍｍのときに、梁２１のフランジ２３の幅Ｂｂを３５０ｍｍ、３００ｍｍ、２５０ｍｍ、２００ｍｍ、梁２１のウェブ２４の板厚ｔｂｗを１６ｍｍ、１２ｍｍ等と変化させて、前述の（３１）式を解くと、図１３及び図１４に示す多数の細い実線の群Ｇ１が得られる。なお、図１３は柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃが４５０ｍｍの場合、図１４は柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃが２５０ｍｍの場合を示す。
図１３及び図１４の横軸は梁２１のフランジ２３の断面積Ａｂｆに対する柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗの値を表わし、縦軸は梁２１のフランジ２３の断面積Ａｂｆに対する柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの値を表わす。
図１３及び図１４の横軸は梁２１のフランジ２３の断面積Ａｂｆに対する柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗの値を表わし、縦軸は梁２１のフランジ２３の断面積Ａｂｆに対する柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの値を表わす。
前述の一定の仕様規定において、群Ｇ１を包含する基準を、（４１）式から（４４）式、すなわち図１３及び図１４中に示す曲線Ｌ８のように表すことができる。
ここで、変数ａ、ｂは、（４１）式及び（４２）式に基づく変数である。
ここで、変数ａ、ｂは、（４１）式及び（４２）式に基づく変数である。
本実施形態の柱梁接合構造１は、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃ、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗ、フランジ１３の板厚ｔｃｆ、及び梁２１のフランジ２３の断面積Ａｂｆが（４１）式から（４４）式を満たす。本実施形態の柱梁接合構造１の設計方法は、幅Ｂｃ、板厚ｔｃｗ、板厚ｔｃｆ、及び断面積Ａｂｆが（４１）式から（４４）式を満たすように設定する。
幅Ｂｃ、板厚ｔｃｗ、板厚ｔｃｆ、及び断面積Ａｂｆ以外の変数は、限定されなくてもよい。
幅Ｂｃ、板厚ｔｃｗ、板厚ｔｃｆ、及び断面積Ａｂｆ以外の変数は、限定されなくてもよい。
例えば、図１４において、群Ｇ１においてある仕様規定に対して（３１）式を表す曲線が曲線Ｌ１０だとすると、この場合の（３９）式を満たす領域は、曲線Ｌ１０を含み、さらに曲線Ｌ１０よりも矢印Ｆ１側の領域を含む領域となる。一方で、（４１）式から（４４）式を満たす領域は、曲線Ｌ８を含み、さらに曲線Ｌ８よりも矢印Ｆ２側の領域を含む領域となる。
（４１）式から（４４）式によれば、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃ、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗ、フランジ１３の板厚ｔｃｆ、及び梁２１のフランジ２３の断面積Ａｂｆの関係のみによってノンダイアフラム化判定を行うことができる。
（４１）式から（４４）式は、（３９）式に比べると若干ノンダイアフラム化可能範囲を狭めているが、従来技術に対しては十分優位性のあるノンダイアフラム化可能範囲を提示するものである。
（４１）式から（４４）式は、（３９）式に比べると若干ノンダイアフラム化可能範囲を狭めているが、従来技術に対しては十分優位性のあるノンダイアフラム化可能範囲を提示するものである。
以上説明したように、本実施形態の柱梁接合構造１及び柱梁接合構造１の設計方法によれば、コンクリート１６の耐力負担効果を適切に考慮して、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆ及びウェブ１４の板厚ｔｃｗをより薄くすることができる。
さらに、柱梁接合構造１が崩壊しない板厚ｔｃｆ等の寸法をより簡単に求めることができる。
さらに、柱梁接合構造１が崩壊しない板厚ｔｃｆ等の寸法をより簡単に求めることができる。
以上、本発明の第１実施形態及び第２実施形態について図面を参照して詳述したが、具体的な構成はこの実施形態に限られるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲の構成の変更、組み合わせ、削除等も含まれる。さらに、各実施形態で示した構成のそれぞれを適宜組み合わせて利用できることは、言うまでもない。
例えば、前記第１実施形態及び第２実施形態では、柱鉄骨は十字鉄骨であるとしたが、Ｈ形鋼等でもよい。梁２１もＨ形鋼に限られず、十字鉄骨等でもよい。
例えば、前記第１実施形態及び第２実施形態では、柱鉄骨は十字鉄骨であるとしたが、Ｈ形鋼等でもよい。梁２１もＨ形鋼に限られず、十字鉄骨等でもよい。
１ 柱梁接合構造
１１ 柱
１２ 柱鉄骨
１３、２３ フランジ
１４、２４ ウェブ
２１ 梁
３１ 接合部
１１ 柱
１２ 柱鉄骨
１３、２３ フランジ
１４、２４ ウェブ
２１ 梁
３１ 接合部
Claims (6)
- 鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記接合部について、
前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の圧縮側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に押し込む力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の内側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の内側の前記コンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価することを特徴とする柱梁接合構造の接合部耐力評価方法。 - 前記接合部について、
前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の引張側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に引き抜く力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の外側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の外側のかぶりコンクリートに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価することを特徴とする請求項１に記載の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法。 - 鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記柱の前記柱鉄骨が前記コンクリートで囲われていない状態のときに、前記梁に一定の荷重が作用して前記接合部の少なくとも一部が降伏し、
前記柱の前記柱鉄骨が前記コンクリートで囲われた状態のときに、前記梁に前記一定の荷重が作用しても前記接合部は降伏しないことを特徴とする柱梁接合構造。 - 鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記接合部について、（１）式による全塑性曲げモーメントｊＭｐ、及び（２）式による最大曲げモーメントｊＭｕの少なくとも一方を求めることを特徴とする柱梁接合構造の接合部耐力評価方法。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、σｃｗｕ：前記柱鉄骨の前記ウェブの引張強さ。
- 鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の設計方法であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記接合部における、（３）式及び（４）式により求められる前記接合部の局部降伏曲げモーメントｊＭｙを、（５）式及び（６）式を満たすように設定することを特徴とする柱梁接合構造の設計方法。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、ｂＺｐ：前記梁の塑性断面係数、σｂｙ：前記梁の降伏強さ。
- 鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記接合部における、（７）式及び（８）式により求められる前記接合部の局部降伏曲げモーメントｊＭｙが、（９）式から（１１）式を満たしていることを特徴とする柱梁接合構造。
ただし、Ｂｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈｂ：前記梁のせい、Ｆｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、ｂＺｐ：前記梁の塑性断面係数、σｂｙ：前記梁の降伏強さ。
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-
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