JP2019007172A - Column beam joining structure - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、鋼管柱と、H形鋼の鋼製梁との柱梁接合構造に関する。 The present invention relates to a beam-to-column connection structure between a steel pipe column and an H-shaped steel beam.
従来から、鋼管柱と、H形鋼の鋼製梁との接合構造では、たとえば、鋼管柱に形成された一対のダイアフラムに鋼製梁のフランジが溶接されている。ここで、鋼製梁の梁成と、一対のダイアフラムの距離とが略同じ場合には、鋼製梁の両方のフランジを各ダイアフラムに溶接すればよいが、例えば、これらの鋼製梁のうち鋼製梁の梁成が、一対のダイアフラムの距離よりも小さい場合には、各ダイアフラムに、鋼製梁の各フランジを直接溶接することはできない。このような点を鑑みて、たとえば、特許文献1には、鋼管柱と鋼製梁とを接合した構造として、以下に示す柱梁接合構造が提案されている。
Conventionally, in a joint structure between a steel pipe column and an H-shaped steel beam, for example, a flange of the steel beam is welded to a pair of diaphragms formed on the steel pipe column. Here, when the beam of the steel beam and the distance between the pair of diaphragms are substantially the same, both flanges of the steel beam may be welded to each diaphragm. For example, among these steel beams When the beam formation of the steel beam is smaller than the distance between the pair of diaphragms, each flange of the steel beam cannot be directly welded to each diaphragm. In view of such points, for example,
この柱梁接合構造では、鋼管柱に、上下に一対の通しダイアフラムが形成されており、下側通しダイアフラムには、鋼製梁の下側フランジが溶接されており、鋼製梁のウェブと上側フランジは、鋼製柱の側壁部に溶接されている。さらに、鋼管柱の上側通しダイアフラムと、鋼製梁の上側フランジには、板状の方杖材(ハンチ)が溶接されており、方杖材と鋼製梁の上側フランジとの間には、方杖用ウェブが溶接されている。さらに、方杖材と上側フランジとが接合された部分から外れた位置において、鋼製梁のウェブを挟むように、上下方向に延在した補強リブ(スティフナー)が配置されている。 In this column beam connection structure, a steel pipe column is formed with a pair of upper and lower through diaphragms. The lower through diaphragm is welded to the lower flange of the steel beam, and the steel beam web and upper side The flange is welded to the side wall of the steel column. In addition, a plate-shaped wand (haunch) is welded to the upper through diaphragm of the steel pipe column and the upper flange of the steel beam, and between the wand material and the upper flange of the steel beam, The brace web is welded. Further, reinforcing ribs (stiffeners) extending in the vertical direction are arranged so as to sandwich the steel beam web at a position away from the portion where the brace material and the upper flange are joined.
この柱梁接合構造によれば、鋼管柱の上側ダイアフラムと、鋼製梁の上側フランジとの間に接合された方杖材と、方杖材と鋼製梁の上側フランジとの間とに接合された方杖用ウェブにより、鋼管柱と鋼製梁との接合強度を確保している。また、補強リブを、方杖材と上側フランジとが接合された部分から外れ位置に設けることにより、鋼製梁の強度を確保するとともに、方杖材と上側フランジとが接合された部分の応力集中を回避することができる。 According to this column beam joint structure, the steel pipe column upper diaphragm, the brace material joined between the upper flange of the steel beam, and the brace material and the upper flange of the steel beam are joined. The joint strength between the steel pipe column and the steel beam is secured by the web for the cane. In addition, by providing the reinforcing rib at a position away from the portion where the brace material and the upper flange are joined, the strength of the steel beam is secured and the stress at the portion where the brace material and the upper flange are joined is also provided. Concentration can be avoided.
しかしながら、特許文献1に示す柱梁接合構造では、確かに、方杖材と方杖用ウェブにより、方杖材の塑性変形を抑えることにより鋼管柱と鋼製梁との接合強度を確保しているが、方杖用リブは、その周縁に接触する鋼製梁の上側フランジと、方杖材と、鋼製柱の側壁部と、に溶接されている。このため、溶接時に、これらの部分に熱応力を受けやすいばかりでなく、これらを溶接した溶接部分の検査箇所も多くなる。
However, in the column beam connection structure shown in
本発明は、このような点を鑑みてなされたものであり、鋼管柱と鋼製梁との溶接部分をこれまでよりも少なくすることにより、溶接時に作用する熱応力を低減するとともに、溶接部分の検査を低減することができる柱梁接合構造を提供することにある。 The present invention has been made in view of such points, and by reducing the welded portion between the steel pipe column and the steel beam than before, the thermal stress acting during welding is reduced and the welded portion is reduced. It is an object of the present invention to provide a beam-column joint structure that can reduce the inspection.
前記課題を鑑みて、発明者らは鋭意検討を重ねた結果、補強リブを適正な位置に設けることにより、方杖用リブを省略しても、方杖材の塑性変形を抑えることができ、これにより、方杖用リブによる溶接部分を抑えることができると考えた。 In view of the above problems, the inventors have intensively studied.As a result, by providing the reinforcing ribs at appropriate positions, even if the ribs for the cane are omitted, the plastic deformation of the cane material can be suppressed. Thereby, it was thought that the welding part by the rib for a cane can be suppressed.
本発明は、このような考えに基づくものであり、本発明に係る柱梁接合構造は、鋼管柱と、H形鋼の鋼製梁との柱梁接合構造であって、前記鋼管柱には、前記鋼管柱の側壁部から端部が突出するように、上下に一対の通しダイアフラムが形成されており、前記鋼製梁の梁成は、前記一対の通しダイアフラムの距離よりも小さく、前記一対の通しダイアフラムのうち、一方の通しダイアフラムには、前記鋼製梁の一方のフランジの端部が溶接されており、前記一対の通しダイアフラムの間の前記鋼管柱の前記側壁部には、前記鋼製梁の他方のフランジとそのウェブの端部が溶接されると共に、前記他方の通しダイアフラムと、前記他方のフランジとは、水平方向に対して傾斜するように配置された板状の方杖材を介して溶接され、前記鋼管柱と、前記鋼製梁と、前記方杖材とにより囲まれた空間は、貫通した空間になっており、前記方杖材の厚さを二等分する第1仮想平面と、前記他方のフランジの厚さを二等分する第2仮想平面と、が交差する位置から、前記一方のフランジに向かう上下方向に沿って、前記鋼製梁のウェブを挟むように一対の補強リブが形成されていることを特徴とする。 The present invention is based on such an idea, and the column beam connection structure according to the present invention is a column beam connection structure of a steel pipe column and an H-shaped steel beam, and the steel pipe column includes A pair of through diaphragms are formed vertically so that the end portion protrudes from the side wall portion of the steel pipe column, and the beam formation of the steel beam is smaller than the distance between the pair of through diaphragms. The end of one flange of the steel beam is welded to one of the through diaphragms, and the side wall of the steel pipe column between the pair of through diaphragms has the steel. The other flange of the beam and the end of the web are welded, and the other through-diaphragm and the other flange are arranged in such a manner that they are inclined with respect to the horizontal direction. Welded through the steel pipe column and The space surrounded by the steel beam and the cane material is a through space, a first virtual plane that bisects the thickness of the cane material, and the thickness of the other flange A pair of reinforcing ribs are formed so as to sandwich the steel beam web along the up-down direction toward the one flange from a position where the second virtual plane that bisects the height is intersected. It is characterized by.
本発明によれば、鋼管柱の他方の通しダイアフラムと、鋼製梁の他方のフランジとは、板状の方杖材を介して溶接されているため、鋼製梁からの荷重を方杖材で受けることができる。このとき、方杖材から鋼製梁への反力は、鋼製梁の他方のフランジに作用するが、この反力は、方杖材の厚さを二等分する第1仮想平面と、他方のフランジの厚さ方向に沿った断面において、他方のフランジの厚さを二等分する第2仮想平面と、が交差する位置から、一方のフランジに向かう上下方向に沿って、作用する。本発明では、この反力が作用する方向に沿って、一対の補強リブが延在しているので、方杖用リブを設けることなく、補強リブで、方杖材から鋼製梁への反力を受けることができる。このような結果、方杖用リブを設けた場合に比べて、鋼管柱と鋼製梁との溶接部分をより少なくすることにより、溶接時の熱応力を低減するとともに、溶接部分の検査を低減することができる。また、鋼管柱と、鋼製梁と、方杖材とにより囲まれた空間は貫通しているため、この空間を利用して、鋼管柱と鋼製梁との溶接部分の検査を簡単に行うことができる。 According to the present invention, since the other through diaphragm of the steel pipe column and the other flange of the steel beam are welded via the plate-shaped cane material, the load from the steel beam is used as the cane material. Can be received at. At this time, the reaction force from the brace material to the steel beam acts on the other flange of the steel beam, and this reaction force includes a first virtual plane that bisects the thickness of the brace material, In the cross section along the thickness direction of the other flange, it acts along the up-down direction toward one flange from the position where the second virtual plane that bisects the thickness of the other flange intersects. In the present invention, since the pair of reinforcing ribs extend along the direction in which the reaction force acts, the reinforcing ribs can be used to react the brace material to the steel beam without providing the cane ribs. Can receive power. As a result, the thermal stress during welding is reduced and the inspection of the welded part is reduced by reducing the welded part between the steel pipe column and the steel beam, compared to the case where the rib for the cane is provided. can do. Moreover, since the space surrounded by the steel pipe column, the steel beam, and the cane material penetrates, the inspection of the welded portion between the steel pipe column and the steel beam is easily performed using this space. be able to.
より好ましい態様としては、前記方杖材は、矩形状の板材であり、前記方杖材の曲げ座屈細長比hλcは、0.53以下である。ただし、hλc=(hNy/hNe)1/2であり、hNyは、hNy=Bh・th・hσyで表される方杖材の降伏限界耐力であり、Bhは、方杖材の幅であり、thは、方杖材の厚さであり、hσyは、方杖材の降伏応力度であり、hNeは、hNe=π2・E・Ih/klc 2で表される方杖材の降伏曲げ座屈耐力であり、Eは、方杖材のヤング率であり、Ihは、方杖材の弱軸断面二次モーメントであり、klcは、方杖材の座屈長さであり、方杖材の座屈長さは、方杖材の長さの2分の1である。 As a more preferred aspect, the brace material is a rectangular plate material, and the bending buckling slenderness ratio h λ c of the brace material is 0.53 or less. However, h λ c = (h N y / h N e) is 1/2, h N y is, h N y = yield limit strength towards wand material represented by B h · t h · h σ y in and, B h is the width of Hotsue material, t h is the thickness of the Hotsue material, h sigma y is the yield stress of the Hotsue material, h N e is h N e = π 2 · E · I h / k l c 2 Yield bending buckling strength of the cane material, E is Young's modulus of the cane material, and I h is weak axis section a second moment, k l c is the buckling length of Hotsue material, buckling length of Hotsue material is one half of the length of Hotsue material.
この態様によれば、後述する発明者らの解析結果からも明らかなように、方杖材の曲げ座屈細長比hλcが、0.53以下であれば、方杖材の座屈変形をより確実に抑えることができる。 According to this aspect, as is clear from the analysis results of the inventors described later, if the bending buckling slenderness ratio h λ c of the cane material is 0.53 or less, the buckling deformation of the cane material Can be suppressed more reliably.
さらに好ましい態様としては、前記鋼製梁の前記他方のフランジおよび前記ウェブと、前記鋼管柱の前記側壁部とは、隅肉溶接により溶接されている。この態様によれば、他方にフランジおよびウェブは、ダイアフラムが無い鋼管柱の側壁部に、隅肉溶接により溶接されているので、溶接部分の検査を外部から簡単に行うことができる。 As a more preferable aspect, the other flange and the web of the steel beam and the side wall of the steel pipe column are welded by fillet welding. According to this aspect, since the flange and the web on the other side are welded to the side wall portion of the steel pipe column having no diaphragm by fillet welding, the welded portion can be easily inspected from the outside.
さらに好ましい態様としては、前記補強リブは、略直角三角形状の板材からなり、前記補強リブの上下方向の高さは、前記鋼製梁の前記他方のフランジの幅の2分の1以上であり、前記鋼製梁の梁成の大きさの2分の1以下である。この態様によれば、補強リブの上下方向の高さは、鋼製梁の梁成の大きさの2分の1以下であっても、他方のフランジの幅の2分の1以上であれば、補強リブで方杖材の反力を充分に受けることができる。この結果、補強リブと鋼製梁のウェブとの溶接部分の長さを短くすることができ、溶接時の補強リブと鋼製梁のウェブとに作用する熱応力を低減することができる。 In a more preferred embodiment, the reinforcing rib is made of a substantially right triangle plate, and the height of the reinforcing rib in the vertical direction is at least half the width of the other flange of the steel beam. Or less than half the size of the beam of the steel beam. According to this aspect, even if the height of the reinforcing rib in the vertical direction is not more than half of the size of the steel beam, it is not less than half of the width of the other flange. The reaction force of the cane material can be sufficiently received by the reinforcing rib. As a result, the length of the welded portion between the reinforcing rib and the steel beam web can be shortened, and the thermal stress acting on the reinforcing rib and the steel beam web during welding can be reduced.
本発明に係る柱梁接合構造によれば、鋼管柱と鋼製梁との溶接部分をこれまでよりも少なくすることにより、溶接時に作用する熱応力を抑えるとともに、溶接部分の検査を低減することができる。 According to the column beam connection structure according to the present invention, by reducing the welded portion between the steel pipe column and the steel beam, the thermal stress acting at the time of welding can be suppressed and the inspection of the welded portion can be reduced. Can do.
以下、図面を参照して、本実施形態に基づき本発明を説明する。 Hereinafter, the present invention will be described based on the present embodiment with reference to the drawings.
1.柱梁接合構造
図1に示すように、本実施形態に係る柱梁接合構造1は、鋼管柱10と、H形鋼の鋼製梁20、30とを接合した柱梁接合構造である。本実施形態では、鋼管柱10は、断面矩形状の角形鋼管柱であり、鋼管柱10には、鋼管柱10の側壁部10aから端部が突出するように上下に一対の通しダイアフラム15、16が形成されている。
1. As shown in FIG. 1, the column
具体的には、鋼管柱10は、鋼管柱部11、12、13の間に、矩形状の板材からなる一対の通しダイアフラム15、16が溶接された構造である。上側通しダイアフラム15は、鋼管柱部11と鋼管柱部13により挟まれた状態で、鋼管柱部11と鋼管柱部13とに溶接され、上側通しダイアフラム15の周縁(端部)が、鋼管柱10の側壁部10aから突出している。同様に、下側通しダイアフラム16は、鋼管柱部13と鋼管柱部12により挟まれた状態で、鋼管柱部13と鋼管柱部12とに溶接され、下側通しダイアフラム16の周縁(端部)が、鋼管柱10の側壁部10aから突出している。
Specifically, the
ここで、各鋼管柱部11、12、13の外寸の一辺は、150〜1000mmの範囲になることが好ましく、その肉厚は、6〜50mmの範囲にあることが好ましい。また、上側および下側通しダイアフラム15、16の一辺は、200〜1050mmの範囲にあることが好ましく、その肉厚は、12〜100mmの範囲にあることが好ましい。さらに、上側および下側通しダイアフラム15、16の端部の突出長さは、5〜30mmの範囲にあることが好ましい。なお、上側通しダイアフラム15と下側通しダイアフラム16との距離は、後述する鋼製梁30の梁成に応じた大きさとなっている。
Here, it is preferable that one side of the outer dimension of each steel
本実施形態では、上側通しダイアフラム15と下側通しダイアフラム16との間の鋼管柱10の内部には、内ダイアフラム等のダイアフラムが無く、空洞となっている。また、上側通しダイアフラム15と下側通しダイアフラム16との間の鋼管柱10の外部にも外ダイアフラムなどのダイアフラムが形成されていない。すなわち、鋼管柱10には、上側および下側通しダイアフラム15、16からなる一対の通しダイアフラムを除いて、後述する鋼製梁20、30を接合するためのダイアフラムは存在していない。
In the present embodiment, there is no diaphragm such as an inner diaphragm inside the
本実施形態では、2つの鋼製梁20、30は、梁成の異なるH形鋼からなり、鋼製梁20の梁成は、上側および下側通しダイアフラム15、16の距離よりも小さく、鋼製梁30の梁成は、上側および下側通しダイアフラム15、16の距離と同じである。鋼製梁20と、鋼製梁30とは、直交する方向にそれぞれが延在するように、鋼管柱10に接合されている。このようにして、梁成の異なる鋼製梁20、30を鋼管柱10に接合することにより、鋼製梁20と鋼製梁30との間に段差を設けることができる。ここで、鋼製梁20と鋼製梁30との段差(下側フランジ22、32同士の差)は、50〜150mmの範囲にあることが好ましい。
In this embodiment, the two
ここで、鋼製梁30の上側フランジ31は、その端部において、裏当金38を当接させた状態で、上側通しダイアフラム15に、突合せ溶接により溶接されている。これにより、上側フランジ31と上側通しダイアフラム15との間には、突合せ溶接部35が形成されている。
Here, the
同様に、鋼製梁30の下側フランジ32は、その端部において、裏当金39を当接させた状態で、下側通しダイアフラム16に突合せ溶接により溶接されている。これにより、下側フランジ32と下側通しダイアフラム16との間には、突合せ溶接部37が形成されている。さらに、上側フランジ31と下側フランジ32との間のウェブ33は、その端部において、鋼管柱部13の側壁部13aに、両側から隅肉溶接により溶接されている。これにより、ウェブ33と側壁部13aとの間には、隅肉溶接部36が形成されている。
Similarly, the
一方、鋼製梁20の上側フランジ21は、その端部において、裏当金28を当接させた状態で、上側通しダイアフラム15に突合せ溶接により溶接されており、上側フランジ21と上側通しダイアフラム15との間には、突合せ溶接部25が形成されている。
On the other hand, the
鋼製梁20の下側フランジ22は、その端部において、鋼管柱部13の側壁部13aに、隅肉溶接により溶接されており、下側フランジ22と側壁部13aとの間には、隅肉溶接部27が形成されている。さらに、鋼製梁20のウェブ23は、その端部において、鋼管柱部13の側壁部13aに、隅肉溶接により溶接されており、ウェブ23と側壁部13aとの間には、隅肉溶接部26が形成されている。
The
さらに、下側通しダイアフラム16と、下側フランジ22とは、水平方向に対して傾斜するように配置された板状の方杖材40を介して、突合せ溶接により溶接されている。これにより、鋼管柱10の下側通しダイアフラム16の端部と、鋼製梁20の下側フランジ22の下面とは、方杖材40を介して溶接されているため、鋼製梁20からの荷重を方杖材40で受けることができる。本実施形態では、図2および図4(a)に示すように、下側フランジ22(本実施形態では水平方向)に対する方杖材40の傾斜角度φは、15°〜35°の範囲にあることが好ましく、この範囲を満たすことにより、鋼製梁20からの荷重を方杖材40でより効果的に受けることができる。また、方杖材40の板厚は、6〜22mmの範囲にあることが好ましい。方杖材40の幅は100〜300mmの範囲にあることが好ましく、下側フランジ22の幅と同じであることがより好ましい。
Furthermore, the lower through-
さらに、本実施形態では、図2に示すように、柱梁接合構造1の側面視において、鋼管柱10と、鋼製梁20と、方杖材40とにより囲まれた空間Sは、貫通した空間になっている。すなわち、本実施形態に係る柱梁接合構造1では、従来の構造とは異なり、方杖材40と下側フランジ22との間に、補強用のウェブ(リブ)等が存在しないので、これまでよりも溶接箇所が少なく、溶接時の熱応力の影響を受け難い。また、この空間Sを利用して、下側フランジ22と、側壁部13aとの間に形成された隅肉溶接部27の溶接状態の検査を簡単に行うことができる。
Furthermore, in this embodiment, as shown in FIG. 2, in the side view of the beam-column
ここで、方杖材40の一端は、裏当金45を当接させた状態で、下側フランジ22の下面に突合せ溶接により接合されており、これにより、これらの間には突合せ溶接部41が形成されている。方杖材40の他端は、裏当金46を当接させた状態で、下側通しダイアフラム16の端部に、突合せ溶接により接合されており、これらの間には突合せ溶接部42が形成されている。
Here, one end of the
さらに、図4(a)および図4(b)に示すように、方杖材40の厚さを二等分する第1仮想平面F1と、下側フランジ22の厚さを二等分する第2仮想平面F2とが交差する位置(交線L)から、上側フランジ21に向かう上下方向に沿って、一対の補強リブ50、50が形成されている。一対の補強リブ50、50は、鋼製梁20のウェブ23を挟むように形成されている。
Further, as shown in FIGS. 4A and 4B, the first virtual plane F1 that bisects the thickness of the
具体的には、本実施形態では、方杖材40の第1仮想平面F1と、下側フランジ22の第2仮想平面F2と、が交差した交線Lを含み、上下方向に延在した第3仮想平面F3が、補強リブ50の高さ方向に亘って補強リブ50の断面を通過するように、各補強リブ50が形成されている。より好ましくは、本実施形態では、第3仮想平面F3が、補強リブ50の厚さを二等分する平面と一致している。これにより、補強リブ50により、方杖材40からの反力を、より効率良く受けることができる。
Specifically, in the present embodiment, the first imaginary plane F1 of the
各補強リブ50と下側フランジ22とは、隅肉溶接により接合されており、これらの間には隅肉溶接部51が形成されており、各補強リブ50とウェブ23とは、隅肉溶接により接合されており、これらの間には隅肉溶接部52が形成されている。
Each reinforcing
このようにして、方杖材40から鋼製梁20への反力が作用する方向に沿って、鋼製梁20のウェブを挟むように、一対の補強リブ50が延在するので、従来の如く、方杖用リブ等を設けることなく、方杖材40から鋼製梁20への反力を一対の補強リブ50で受けることができる。
In this way, the pair of reinforcing
本実施形態では、各補強リブ50は、略直角三角形状の板材からなり、下側フランジ22の上面とウェブ23の側面とに溶接されている。補強リブ50の幅は、下側フランジ22の幅の40%以上であることが好ましい。下側フランジ22に溶接された状態で、補強リブ50が下側フランジ22からはみ出さない長さ(ウェブ23から下側フランジ22の縁部までの長さ以下)であることが好ましい。また、補強リブ50の厚さは、6〜22mmの範囲が好ましく、方杖材40の厚さよりも薄くても良い。
In the present embodiment, each reinforcing
さらに、三角形の斜辺に相当する縁部57と、水平方向との成す角は、45°以上であることが好ましく、補強リブ50の上下方向の高さHaは、鋼製梁20の下側フランジ22の幅の2分の1以上であることが好ましい。また、補強リブ50の上下方向の高さHaは、鋼製梁20の梁成の大きさの2分の1以下であることが好ましい。
Furthermore, the angle between the edge 57 corresponding to the hypotenuse of the triangle and the horizontal direction is preferably 45 ° or more, and the vertical height Ha of the reinforcing
本実施形態では、補強リブ50の幅を満たすことを前提に、補強リブ50の上下方向の高さHを、鋼製梁20の下側フランジ22の幅の2分の1以上確保すれば、その高さHaを梁成の大きさの2分の1以下にしても、補強リブ50により、方杖材40からの反力を充分に受けることができる。これにより、下側フランジ22と補強リブ50との隅肉溶接部52をより小さくし、溶接時の熱応力による影響を抑えることができる。
In the present embodiment, assuming that the width of the reinforcing
ここで、上述した方杖材40の曲げ座屈細長比hλcは、0.53以下であることが好ましい。
ただし、hλc=(hNy/hNe)1/2であり、
hNyは、hNy=Bh・th・hσyで表される方杖材40の降伏限界耐力であり、
Bhは、方杖材40の幅であり、thは、方杖材40の厚さであり、hσyは、方杖材40の降伏応力度であり、
hNeは、hNe=π2・E・Ih/klc 2で表される方杖材40の降伏曲げ座屈耐力であり、
Eは、方杖材40のヤング率であり、Ihは、方杖材40の弱軸断面二次モーメントであり、klcは、方杖材40の座屈長さであり、方杖材40の座屈長さklcは、方杖材の長さの2分の1である。なお、本明細書で示す一連の式に用いた同じ文字は、同じ物理量を示している。
後述する解析結果からも明らかなように、方杖材40の曲げ座屈細長比hλcが、0.53以下であれば、方杖材40の座屈変形をより確実に抑えることができる。
Here, the bending buckling slenderness ratio h λ c of the above-mentioned
Where h λ c = ( h N y / h N e ) 1/2 ,
h N y is the yield limit yield strength of the
B h is the width of
h N e is the yield bending buckling strength of the
E is the Young's modulus of the
As is clear from the analysis results described later, if the bending buckling slenderness ratio h λ c of the
このような柱梁接合構造1は、以下のようにして施工される。まず、鋼管柱10を施工する。具体的には、鋼管柱部12に矩形状の下側通しダイアフラム16を載置し、これらを溶接し、次に、下側通しダイアフラム16に、鋼管柱部13を載置し、これらを溶接する。次に、鋼管柱部13に、上側通しダイアフラム15を載置しこれらを溶接し、最後に、上側通しダイアフラム15に鋼管柱部11を載置しこれらを溶接する。これにより、鋼管柱10を得ることができる。
Such a column
次に、施工された鋼管柱10に、鋼製梁20、30を接合する。まず、上述した溶接により、鋼製梁30の端部を、上側および下側通しダイアフラム15、16、および、側壁部13aに溶接する。次に、鋼製梁20の端部を上側通しダイアフラム15と側壁部13aに溶接する。次に、方杖材40を、下側通しダイアフラム16と鋼製梁30の下側フランジ22とに溶接し、一対の補強リブ50を鋼製梁20の下側フランジ22とウェブ33に溶接する。
Next, the steel beams 20 and 30 are joined to the constructed
ここで、本実施形態では、方杖用リブを設けずに、上述した位置に溶接された方杖材40と一対の補強リブ50により、鋼製梁20と鋼管柱10との接合強度を確保することができる。このため、鋼管柱10の内部に、下側フランジ32に溶接する内ダイアフラムを設けることなくても、鋼製梁30の端部において、下側フランジ32とウェブ33とは、鋼管柱10の側壁部10aに隅肉溶接すれば、鋼製梁20と鋼管柱10との接合強度を確保される。
Here, in this embodiment, without providing the cane rib, the joint strength between the
このような結果、補強すべき部材をこれまでよりも少なくし、これに伴い溶接個所も少なくなるので、溶接時の熱応力の影響を低減することができるとともに、溶接部分の検査も少なくすることができる。特に、隅肉溶接の検査の場合、超音波によらず、目視により検査を行うことができるため、より迅速に、鋼製梁30の下側フランジ32とウェブ33の隅肉溶接部26、27を検査することができる。
As a result, there are fewer parts to be reinforced than before, and there are fewer welded parts, so the influence of thermal stress during welding can be reduced, and inspection of welded parts is also reduced. Can do. In particular, in the case of the inspection of fillet welding, since the inspection can be performed visually without using ultrasonic waves, the fillet welded
ここで、図3に示す実施形態では、各補強リブ50は、略直角三角形状の板材であったが、たとえば、図5(a)に示すように、各補強リブ50の形状が、略矩形状であり、各補強リブ50が、上側フランジ21、下側フランジ22、およびウェブ23に溶接されていてもよい。さらに、図3に示す実施形態では、方杖材40は、矩形状の板材であったが、たとえば、図5(b)に示すように、下側通しダイアフラム16側を下底とし、下側フランジ22側を上底とした台形状の板材であってもよい。
Here, in the embodiment shown in FIG. 3, each reinforcing
さらに、図2に示す実施形態では、上側通しダイアフラム15に上側フランジ21を溶接し、下側通しダイアフラム16に方杖材40を接合したが、たとえば、図6に示す変形例の如く、上側通しダイアフラム15に方杖材40を接合し、下側通しダイアフラム16に下側フランジ22を接合してもよい。
Further, in the embodiment shown in FIG. 2, the
2−1.柱梁接合構造の強度計算について
ここで、柱梁接合構造1の各溶接部を含む接合部の強度計算について説明する。この計算を、図7(a)〜(c)を用いて説明する。なお、図7(a)および図7(b)では、方杖材40と、これに溶接された鋼管柱10と鋼製梁20との側面図および平面図を示しており、鋼製梁30は省略している。また、図7(c)は、鋼管柱10の端面図である。なお、図中において、点A、B、Cをそれぞれ結ぶ線は、降伏線である。
2-1. About the strength calculation of the beam-column joint structure Here, the strength calculation of the joint portion including each welded portion of the beam-column
ここで、接合部は、鋼製梁20に要求される塑性変形能力を確保するのに必要な耐力を保有するように設計する。すなわち、その前提として、以下の式(1.1)〜(1.3)を満たすものとする。なお、これらの関係は、柱梁接合構造の構造解析上、一般的な式である。
ここで、jMy:接合部の降伏曲げ耐力
bMy:鋼製梁20の降伏曲げモーメント
jMp:接合部の全塑性曲げ耐力
bMp:鋼製梁20の全塑性曲げモーメント
jMu:接合部の最大曲げ耐力
α:接合部係数(鋼製梁20の材料が400N/mm2級鋼の場合は式1.3、
鋼製梁20の材料が490N/mm2級鋼の場合は式1.2)
なお、以下に示すいくつかの式では、これらの耐力および曲げモーメントの算出する過程を説明しているが、この式は一例であり、これに限定されるものではない。
Here, the joint portion is designed so as to have a proof stress necessary for ensuring the plastic deformation ability required for the
Where j M y : yield bending strength of the joint
b M y: the yield bending moment of the
j M p : Total plastic bending strength of the joint
b M p : Total plastic bending moment of
j M u : Maximum bending strength of the joint α: Joint coefficient (equation 1.3 when the material of the
When the material of the
In addition, although the several formulas shown below have demonstrated the process of calculating these proof stresses and bending moments, this formula is an example and is not limited to this.
2−2.接合部の降伏曲げ耐力
接合部の降伏曲げ耐力jMyは、以下の式(2.1)により、算出することができる。
ただし、Dc:鋼管柱10の外径(一辺の寸法)
tc:鋼管柱10の肉厚
H:鋼製梁20の梁せい
tf:鋼製梁20の上側および下側フランジ21、22のフランジ厚
c:鋼製梁20の下側フランジ22と下側通しダイアフラム16の距離
d:鋼製梁20の下側フランジ22の縁から降伏線ABまでの距離
x:鋼製梁20の梁端の降伏領域の幅
y:鋼製梁20の下側フランジ22から降伏線AAまでの距離
LMy:降伏線の単位長さ当たりの降伏曲げモーメント
bσy:鋼製梁20の降伏応力度
hNc:方杖材40の曲げ座屈限界耐力
φ:方杖材40と梁フランジのなす角度
2-2. Bending yield strength j M y of the bending yield strength joint junction, by the following equation (2.1) can be calculated.
However, Dc : Outer diameter (size of one side) of the
t c : thickness of the
H: Because of
t f : Flange thickness of the upper and
c: Distance between the
d: Distance from the edge of the
x: width of the yield region of the beam end of the
y: distance from the
L M y : Yield bending moment per unit length of yield line
b σ y : Yield stress degree of
h N c : Bending buckling limit yield strength of the
φ: Angle between the
ここで、降伏線の単位長さ当たりの降伏曲げモーメントLMyは、以下の式(2.2)により算出することができる。
ただし、cσy:鋼製梁20の降伏応力度
Here, yield bend moment L M y per unit length of the yield line can be calculated by the following equation (2.2).
C σ y : Yield stress degree of
方杖材の曲げ座屈限界耐力hNcは、以下の式(2.3)または式(2.4)により算出することができる。
(A)hλc≦pλcの場合
(B)pλc<hλc≦0.5の場合
ただし、hλc:方杖材40の曲げ座屈細長比(上述した式参照)
pλc:塑性限界細長比=0.15
eλc:弾性限界細長比=1/(0.6)1/2
The bending buckling limit proof stress h N c of the cane material can be calculated by the following formula (2.3) or formula (2.4).
(A) When h λ c ≤ p λ c
(B) When p λ c < h λ c ≦ 0.5
However, h lambda c: Bending seat屈細length ratio of Hotsuezai 40 (see formula described above)
p λ c : Plastic limit slenderness ratio = 0.15
e λ c : Elastic limit slenderness ratio = 1 / (0.6) 1/2
2−3.接合部の全塑性曲げ耐力
接合部の全塑性曲げ耐力jMpは、以下の式(3.1)により算出することができる。
ただし、LMp:降伏線の単位長さ当たりの全塑性曲げモーメント
2-3. Total Plastic Bending Strength of Joint Portion The total plastic bending strength j M p of the joint portion can be calculated by the following equation (3.1).
Where L M p : Total plastic bending moment per unit length of yield line
ここで、降伏線の単位長さ当たりの全塑性曲げモーメントLMpは、以下の式(3.2)により算出することができる。
Here, the total plastic bending moment L M p per unit length of the yield line can be calculated by the following equation (3.2).
2−4.接合部の最大曲げ耐力
接合部の最大曲げ耐力jMuは、以下の式(4.1)により算出することができる。
ただし、LMu:降伏線の単位長さ当たりの最大曲げモーメント
bσu:鋼製梁20の引張強さ
2-4. Maximum Bending Strength j M u of the maximum bending strength joint of the joint can be calculated by the following equation (4.1).
Where L M u : Maximum bending moment per unit length of yield line
b σ u : Tensile strength of
降伏線の単位長さ当たりの最大曲げモーメントLMuは、以下の式(4.2)により算出することができる。
ただし、cσu:鋼製梁20の引張強さ
The maximum bending moment L M u per unit length of the yield line can be calculated by the following equation (4.2).
Where c σ u is the tensile strength of the
2−5.補強リブ50の検討
方杖材40が取り付く部位の鋼製梁20のウェブ23を補強する補強リブ50を検討する。補強リブ50は、以下の式(5.1)を満たすものとする。
ただし、PR:リブの耐力
Pr:リブに作用する力
2-5. Examination of
However, P R: rib strength of
P r : force acting on the rib
リブ耐力PRは、以下の式(5.2)および(5.3)により算出することができる。
ただし、l0:局部圧縮領域の幅
tw:鋼製梁20のウェブ23の厚さ
th:補強リブ50の厚さ
r:鋼製梁20のフィレット半径
hr:補強リブ50のリブの高さ
ar:リブ溶接部の有効のど厚
Rib strength P R can be calculated by the following equation (5.2) and (5.3).
Where l 0 is the width of the local compression region
tw : thickness of the
t h : thickness of the reinforcing
r: fillet radius of the
h r : rib height of the reinforcing
a r : Effective throat thickness of the rib weld
一方、リブに作用する力Prは、以下の式(5.4)により、算出することができる。
On the other hand, the force P r acting on the ribs, by the following equation (5.4) can be calculated.
2−6.鋼製梁20の下側フランジ22の溶接部の検討
鋼製梁20の下側フランジ22は、隅肉溶接で接合する。溶接部は、以下の式(6.1)を満たすものとする。
ただし、fwPu:梁の下フランジ溶接部の最大耐力
fPy:梁の下フランジの降伏耐力
cPp:柱フランジ面外曲げ全塑性耐力
α:接合部係数(式(1.3)参照)
2-6. Examination of the welded portion of the
However, fw P u: Maximum Strength of the lower flange welded portion of the beam
f P y : Yield strength of the lower flange of the beam
c P p : Column flange out-of-plane bending total plastic yield strength
α: Joint part coefficient (see formula (1.3))
下側フランジ22の溶接部の最大耐力fwPuは、以下の式(6.2)により算出することができる。
だたし、af:梁の下フランジ溶接部の有効のど厚
bσu:梁の引張強さ
B:鋼製梁20の下側フランジ22の幅
Maximum Strength fw P u of the welded portion of the
However, a f : Effective throat thickness of the lower flange weld of the beam
b σ u : tensile strength of the beam B: width of the
下側フランジ22の降伏耐力fPyは、以下の式(6.3)により算出することができる。
The yield strength f P y of the
柱フランジの面外曲げ全塑性耐力cPpは、以下の式(6.4)により算出することができる。
The out-of-plane bending total plastic yield strength c P p of the column flange can be calculated by the following equation (6.4).
2−7.方杖材40の検討
方杖材40は、以下の式(7.1)を満たすものとする。
ただし、hN:梁降伏時に方杖材40に作用する軸力
hNc:方杖材40の曲げ座屈限界耐力(式(2.3)、(2.4)参照)
2-7. Examination of the
However, h N: Axial force acting on the
h N c : Bending buckling limit proof stress of the cane member 40 (see formulas (2.3) and (2.4))
梁降伏時に方杖材に作用する軸力hNは、以下の式(7.2)により算出することができる。
ここで、bMy:梁の降伏曲げモーメント
cPy:柱フランジの面外曲げ降伏耐力
φ:方杖材と梁フランジのなす角度
Axial force h N acting on Hotsue material at the beam breakdown can be calculated by the following equation (7.2).
Where b M y : yield bending moment of the beam
c P y : Out-of-plane bending yield strength of column flange
φ: Angle between the brace material and the beam flange
柱フランジの面外曲げ降伏耐力cPyは、以下の式(7.3)により算出することができる。
The out-of-plane bending yield strength c P y of the column flange can be calculated by the following equation (7.3).
上述した式(1.1)〜(1.3)、(5.1)、(6.1)および(7.1)は、柱梁接合構造において、各部材の強度を確保するための一般的な式である。ここで、以下の表1に示すNo.1〜No14の条件ごとに、上述した式に従って、方杖材の曲げ座屈細長比hλcを算出し、式(3.1)に従って、接合部の全塑性曲げ耐力jMpと強度比(jMp/bMp)とを算出した。この結果を、表1に示す。 The above-mentioned formulas (1.1) to (1.3), (5.1), (6.1), and (7.1) are general in order to ensure the strength of each member in the column beam connection structure. It is a formula. Here, No. 1 shown in Table 1 below. For each condition of No. 1 to No. 14, the bending buckling slenderness ratio h λ c of the cane material is calculated according to the above-described formula, and the total plastic bending strength j M p and strength ratio of the joint are calculated according to the formula (3.1). (j M p / b M p ) and was calculated. The results are shown in Table 1.
なお、鋼管柱10の外径Dcを300mmとし、鋼製梁20の梁成Hを450mmとし、上側および下側フランジ21、22の幅Bを200mmとし、ウェブ23の厚さtwを9mmとし、上側および下側フランジ21、22の厚さtfを14mmとした。方杖材40の幅Bhを200mmとした。さらに、鋼製梁の全塑性曲げモーメントbMpは、すべて474kNmとした。また、変数として、鋼管柱10の肉厚を、変数として、12mm、16mm、19mmのいずれかとし、方杖材の段差bを変数として、100mm、150mmのいずれかとした。方杖材の長さaは、段差bの1.5倍とした。方杖材40の厚さを、6mm、9mm、12mm、16mmのいずれかとした。
Incidentally, the outer diameter D c of the
この条件と図8に示すモデルの条件を前提として、No.1〜No14の条件に対して、FEM解析を行った。鋼管柱10の下端をピン支持、上端をピンローラー支持し、片持ち梁の先端に鉛直下向きに荷重を作用させた。解析は材料非線形と幾何学的非線形を考慮した弾塑性有限要素解析で、汎用構造解析プログラムMSC.Marc2015を用いた。要素はシェル要素を用いた。降伏条件はミーゼスの降伏条件を用い、降伏後は等方硬化則に従うものとした。
Assuming this condition and the model condition shown in FIG. FEM analysis was performed on the conditions of 1 to No14. The lower end of the
この解析結果から、No.1〜No.14の接合部の全塑性曲げ耐力aMpと、方杖材の座屈荷重aMcrを算出し、これらのうち、大きい方の値aMpcrに対する強度比(jMp/aMpcr)を算出した。この結果を、表1に示す。表1には、No.1〜No.14の各条件における全塑性曲げ耐力aMp、方杖材の座屈荷重aMcrのうち、大きい方の値を示している。この解析結果では、破壊モードとして、図9(a)に示すように、梁降伏モード(鋼製梁20の全塑性曲げ耐力aMpの方が大きい場合)と、図9(b)の方丈材座屈モード(方杖材の座屈荷重aMcrの方が大きい場合)に分類できる。この結果も合わせて表1に示した。なお、図9(a)、(b)は1/50変形時の変形とミーゼス応力分布を示している。
From the result of this analysis, no. 1-No. 14, the total plastic bending strength a M p of the joint portion and the buckling load a M cr of the cane member are calculated, and the strength ratio ( j M p / a M pcr to the larger value a M pcr among these is calculated. ) Was calculated. The results are shown in Table 1. In Table 1, no. 1-No. 14 shows the larger value of the total plastic bending proof stress a M p and the buckling load a M cr of each of the 14 conditions. In this analysis result, as shown in FIG. 9A, the failure mode is a beam yield mode (when the total plastic bending strength a M p of the
さらに、図10(a)に、No.1〜No14の方杖材の曲げ座屈細長比hλcと、強度計算における強度比(jMp/bMp)と、の関係を示し、図10(b)に、No.1〜No14の方杖材の曲げ座屈細長比hλcとFEM解析における強度比強度比(jMp/aMpcr)と、の関係を示した。この結果から、方杖材の曲げ座屈細長比hλcが0.53以下であれば、強度比が1を超え、方杖材40の曲げ座屈、鋼製梁20の梁降伏が抑えられ、柱梁接合構造の強度を確保できると言える。
Further, in FIG. 1 to No. 14 shows the relationship between the bending buckling slenderness ratio h λ c of the cane material and the strength ratio ( j M p / b M p ) in strength calculation. The relationship between the bending buckling slenderness ratio h λ c of the No. 1 to No. 14 cane materials and the strength ratio strength ratio ( j M p / a M pcr ) in the FEM analysis was shown. From this result, if the bending buckling slenderness ratio h λ c of the cane material is 0.53 or less, the strength ratio exceeds 1, and the bending buckling of the
さらに、鋼製梁20、30との段差、鋼管柱10の肉厚、方杖材40の厚さ、をそれぞれ、図11(a)〜(f)に示す変数として、荷重変形関係をFEMにより算出した。縦軸は梁端(柱フェース位置)の作用モーメントを鋼製梁のbMpで無次元化したものM/Mp、横軸は柱梁接合構造の骨組全体の変形角Rである。 Furthermore, with the steps shown in FIGS. 11 (a) to (f) as the variables shown in FIGS. 11 (a) to 11 (f), the load deformation relationship is determined by FEM. Calculated. The vertical axis represents the M / Mp of the beam moment (column face position) obtained by making dimensionless the b M p of the steel beam, and the horizontal axis represents the deformation angle R of the entire frame of the beam-column joint structure.
この結果から、鋼管柱の肉厚が厚くなるに従って、柱梁接合構造の骨組全体の変形が抑えられ、方杖材の厚さが厚くなるに従って、柱梁接合構造の骨組全体の変形が抑えられることが分かる。さらに、鋼管柱の段差が大きくなると、方杖材の長さが長くなり、方杖材が座屈し易いと言える。 From this result, as the thickness of the steel pipe column increases, the deformation of the entire frame of the beam-column joint structure is suppressed, and as the thickness of the cane material increases, the deformation of the entire frame of the beam-column connection structure is suppressed. I understand that. Furthermore, it can be said that when the level difference of the steel pipe column is increased, the length of the cane material is increased and the cane material is easily buckled.
以上、本発明の実施形態について詳述したが、本発明は、前記の実施形態に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載された本発明の精神を逸脱しない範囲で、種々の設計変更を行うことができるものである。本実施形態では、2本の鋼製梁を、鋼管柱に接合したが、たとえば、3本または4本の鋼製梁を、鋼管柱に接合してもよい。 Although the embodiments of the present invention have been described in detail above, the present invention is not limited to the above-described embodiments, and various designs can be made without departing from the spirit of the present invention described in the claims. It can be changed. In the present embodiment, two steel beams are joined to a steel pipe column. However, for example, three or four steel beams may be joined to a steel pipe column.
1:柱梁接合構造、10:鋼管柱、15:上側通しダイアフラム(一方の通しダイアフラム)、16:下側通しダイアフラム(他方の通しダイアフラム)、20:鋼製梁、21:上側フランジ(一方のフランジ)、22:下側フランジ(他方のフランジ)、23:ウェブ、30:鋼製梁、40:方杖材、50:補強リブ 1: Column-to-column connection structure, 10: Steel pipe column, 15: Upper through diaphragm (one through diaphragm), 16: Lower through diaphragm (the other through diaphragm), 20: Steel beam, 21: Upper flange (one Flange), 22: lower flange (the other flange), 23: web, 30: steel beam, 40: brace material, 50: reinforcing rib
Claims (4)
前記鋼管柱には、前記鋼管柱の側壁部から端部が突出するように、上下に一対の通しダイアフラムが形成されており、
前記鋼製梁の梁成は、前記一対の通しダイアフラムの距離よりも小さく、
前記一対の通しダイアフラムのうち、一方の通しダイアフラムには、前記鋼製梁の一方のフランジの端部が溶接されており、
前記一対の通しダイアフラムの間の前記鋼管柱の前記側壁部には、前記鋼製梁の他方のフランジとそのウェブの端部が溶接されると共に、前記他方の通しダイアフラムと、前記他方のフランジとは、水平方向に対して傾斜するように配置された板状の方杖材を介して溶接され、前記鋼管柱と、前記鋼製梁と、前記方杖材とにより囲まれた空間は、貫通した空間になっており、
前記方杖材の厚さを二等分する第1仮想平面と、前記他方のフランジの厚さを二等分する第2仮想平面と、が交差する位置から、前記一方のフランジに向かう上下方向に沿って、前記鋼製梁のウェブを挟むように一対の補強リブが形成されていることを特徴とする柱梁接合構造。 It is a column beam connection structure between a steel pipe column and a steel beam of H-shaped steel,
In the steel pipe column, a pair of through diaphragms are formed vertically so that the end portion protrudes from the side wall portion of the steel pipe column,
The beam formation of the steel beam is smaller than the distance between the pair of through diaphragms,
The end of one flange of the steel beam is welded to one through diaphragm of the pair of through diaphragms,
The other flange of the steel beam and the end of the web are welded to the side wall portion of the steel pipe column between the pair of through diaphragms, and the other through diaphragm, the other flange, Is welded via a plate-shaped cane material arranged to be inclined with respect to the horizontal direction, and the space surrounded by the steel pipe column, the steel beam, and the cane material penetrates It has become a space,
Up and down direction from the position where the first virtual plane that bisects the thickness of the cane material and the second virtual plane that bisects the thickness of the other flange toward the one flange A pair of reinforcing ribs are formed so as to sandwich the steel beam web along the line.
前記方杖材の曲げ座屈細長比hλcは、0.53以下であることを特徴とする請求項1に記載の柱梁接合構造。
ただし、hλc=(hNy/hNe)1/2であり、
hNyは、hNy=Bh・th・hσyで表される方杖材の降伏限界耐力であり、
Bhは、方杖材の幅であり、thは、方杖材の厚さであり、hσyは、方杖材の降伏応力度であり、
hNeは、hNe=π2・E・Ih/klc 2で表される方杖材の降伏曲げ座屈耐力であり、
Eは、方杖材のヤング率であり、Ihは、方杖材の弱軸断面二次モーメントであり、klcは、方杖材の座屈長さであり、方杖材の座屈長さは、方杖材の長さの2分の1である。 The walking stick material is a rectangular plate material,
2. The beam-column joint structure according to claim 1, wherein a bending buckling slenderness ratio h λ c of the cane member is 0.53 or less.
Where h λ c = ( h N y / h N e ) 1/2 ,
h N y is the yield limit yield strength of the cane material represented by h N y = B h · t h · h σ y ,
B h is the width of the cane material, t h is the thickness of the cane material, h σ y is the yield stress degree of the cane material,
h N e is the yield bending buckling strength of the cane material represented by h N e = π 2 · E · I h / k l c 2 ,
E is the Young's modulus of the cane material, I h is the secondary axial moment of weakness of the cane material, k l c is the buckling length of the cane material, and the seat of the cane material The bending length is one half of the length of the cane material.
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