JP2019056220A - Steel beam design method used for floor structure, floor structure - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、鉄骨梁と該鉄骨梁の上面にシヤコネクタにより接合された鉄筋コンクリート床スラブ又はデッキ合成床スラブとを有する床構造、及び該床構造に用いる鉄骨梁の設計方法に関する。 The present invention relates to a floor structure having a steel beam and a reinforced concrete floor slab or deck composite floor slab joined to the upper surface of the steel beam by a shear connector, and a method for designing a steel beam used in the floor structure.
鉄骨梁の上面に鉄筋コンクリート床スラブ又はデッキ合成床スラブがシヤコネクタにより接合された床構造においては、鉄骨梁に横座屈（梁部材が材軸まわりの回転を伴ってウェブ面外方向へ移動する変形）が生じると急激な耐力劣化を生じ、崩壊につながりかねない。
そのため耐震設計では保有耐力横補剛の条件が課されており、これを満足するために、従来の床構造においては、例えば図９に示すように、小断面の横座屈補剛材を配設することで、鉄骨梁の材軸直交方向の移動を拘束し、横座屈が発生するのを防止するよう設計されている。図９において、１１は柱、１３は鉄骨梁、１５は横座屈補剛材としての小梁、１７は方杖を示している。
In a floor structure in which a reinforced concrete floor slab or deck composite floor slab is joined to the upper surface of a steel beam with a shear connector, the steel beam is laterally buckled (deformation in which the beam member moves outwardly with rotation around the material axis) ) Can cause a sudden deterioration in yield strength, which can lead to collapse.
For this reason, the seismic design imposes the condition of retained strength lateral stiffening, and in order to satisfy this requirement, in the conventional floor structure, for example, as shown in FIG. By doing so, the movement of the steel beam in the direction perpendicular to the material axis is constrained and lateral buckling is prevented from occurring. In FIG. 9, 11 is a column, 13 is a steel beam, 15 is a small beam as a lateral buckling stiffener, and 17 is a cane.
しかし、横座屈補剛材・接合部材の加工や、これらの鉄骨梁への溶接には費用と手間を要する。
そこで鉄筋コンクリート床スラブと接合される鉄骨梁に関し、横座屈補剛材を取り付けずに、横座屈を防止できる鉄骨梁が例えば特許文献１に提案されている。
特許文献１では鉄骨梁の長さと断面寸法との関係を数式で規定するというものである。
しかし、特許文献１では、鉄骨梁の横座屈のし難さの指標である細長比（λ＝√Ｍｅ/√（Ｖ・Ｆ））を決めるための弾性横座屈モーメントＭｅについては固有値解析によって得るとしている。
そのため、有限要素解析が前提となるため、鉄骨梁の断面や長さを決定するのに手間がかかるという問題がある。
However, the processing of the lateral buckling stiffener and the joining member and the welding to these steel beams require cost and labor.
Thus, for a steel beam to be joined to a reinforced concrete floor slab, for example, Patent Document 1 proposes a steel beam that can prevent lateral buckling without attaching a lateral buckling stiffener.
In Patent Document 1, the relationship between the length of a steel beam and the cross-sectional dimension is defined by a mathematical formula.
However, in Patent Document 1, eigenvalue analysis Elastic Lateral Buckling moment M e for determining slenderness ratio which is an index of the difficulty of Lateral Buckling of steel beam (λ = √M e / √ ( V · F)) the Is going to get by.
Therefore, since finite element analysis is a prerequisite, there is a problem that it takes time to determine the cross section and length of the steel beam.
この点、特許文献２においては、弾性横座屈モーメントＭｅを設計式で求める方法が提案されている。 In this regard, in Patent Document 2, a method for obtaining the elastic Lateral Buckling moment M e in the design equation has been proposed.
特許文献２では、弾性横座屈モーメントＭｅの設計式は、同文献の図３（ｂ）に示されるように、鉄骨梁の上フランジが横移動しないが回転するという条件の下で導出されている。
しかしながら、鉄骨梁の上フランジは鉄筋コンクリート床スラブにシヤコネクタで接合されるので、回転はほぼ無視でき、それ故に特許文献２の方法で導出された弾性横座屈モーメントＭｅは安全側の値をとることになる。
そのため、例えば断面形状が同じであれば、実際には横座屈しない長さよりも梁長さを短く設計することになり、効率的な設計とはならないという問題がある。
In Patent Document 2, design equations of the elastic Lateral Buckling moment M e, as shown in Figure 3 of the document (b), although the upper flange of the steel beam does not traverse are derived under the condition that the rotating Yes.
However, since the upper flange of the steel beam is joined by shear connectors reinforced concrete floor slab, the rotation almost negligible, has a value of the safe side, therefore the elastic Lateral Buckling moment M e derived by the method of Patent Document 2 It will be.
For this reason, for example, if the cross-sectional shapes are the same, the beam length is designed to be shorter than the length that does not actually buckle laterally.
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、実際の挙動により近く、効率的な設計が可能な床構造に用いる鉄骨梁の設計方法及び床構造を提供することを目的としている。 The present invention has been made to solve such a problem, and an object of the present invention is to provide a design method and a floor structure of a steel beam used for a floor structure that is closer to actual behavior and can be efficiently designed.
（１）本発明は、Ｈ形断面を有し、両端部が柱に剛接合され、かつ横座屈補剛材が取り付けられていない鉄骨梁と、該鉄骨梁の上面にシヤコネクタにより接合された鉄筋コンクリート床スラブ又はデッキ合成床スラブとを有する床構造に用いる前記鉄骨梁の設計方法であって、
前記鉄骨梁の弾性横座屈モーメントＭｅを下式によって算出することを特徴とするものである。
It is characterized in that to calculate the elastic Lateral Buckling moment M e of the steel beam by the following equation.
（２）また、上記（１）に記載のものにおいて、鉄骨梁の梁長さと鉄骨梁の上下フランジの板厚中心間距離の比であるλｗを、１５＜λｗ≦３０に設定したことを特徴とするものである。 (2) In addition, in the above described (1), λ w that is the ratio of the beam length of the steel beam and the distance between the thickness centers of the upper and lower flanges of the steel beam is set to 15 <λ w ≦ 30 It is characterized by.
（３）本発明に係る床構造は、Ｈ形断面を有し、両端部が柱に剛接合され、かつ横座屈補剛材が取り付けられていない鉄骨梁と、該鉄骨梁の上面にシヤコネクタにより接合された鉄筋コンクリート床スラブ又はデッキ合成床スラブとを有するものであって、
前記鉄骨梁の弱軸に関する細長比λｙがＡ＜λｙであり、かつ全塑性モーメントＭｐと下式によって与えられる弾性横座屈モーメントＭｅの比の平方根√（Ｍｐ/Ｍｅ）で与えられる前記鉄骨梁の横座屈細長比λｂ＝√（Ｍｐ/Ｍｅ）がλｂ≦０．５に設定されていることを特徴とするものである。
ただし、
Ａ：建築物の構造関係技術基準解説書で示される、鉄骨梁全長にわたって均等間隔で横補剛を設ける場合において、横座屈補剛が不要である鉄骨梁の弱軸に関する細長比の上限を定める係数
The slenderness ratio lambda y about the weak axis of the steel beam is A <λ y, and the ratio of the square root √ of the full plastic moment M p given by the following equation and the elastic Lateral Buckling moment M e (M p / M e ) A lateral buckling slenderness ratio λ b = √ (M p / M e ) of the given steel beam is set to λ b ≦ 0.5.
However,
A: The upper limit of the slenderness ratio for the weak axis of a steel beam that does not require lateral buckling is determined in the case where lateral stiffening is provided at equal intervals over the entire length of the steel beam, as indicated in the structural technical reference manual for the building coefficient
（４）また、上記（３）に記載のものにおいて、鉄骨梁の梁長さと鉄骨梁の上下フランジの板厚中心間距離の比であるλｗが、１５＜λｗ≦３０に設定されていることを特徴とするものである。 (4) Further, in the above described (3), λ w which is a ratio of the beam length of the steel beam and the distance between the thickness centers of the upper and lower flanges of the steel beam is set to 15 <λ w ≦ 30 It is characterized by being.
本発明の鉄骨梁の設計方法においては、鉄骨梁の弾性横座屈モーメントＭｅを上記の(1)式によって算出するようにしたので、弾性横座屈モーメントＭｅが鉄骨梁の上フランジが横移動及び回転しないことを前提としたものであり、鉄骨梁の実挙動と一致しており、この前提で求められる弾性横座屈モーメントＭｅは実挙動に即したものとなり、これによって効率的な設計が可能となっている。 In the method of designing a steel beam of the present invention, since the elastic Lateral Buckling moment M e of steel beam to be calculated by the above equation (1), flange lateral movement on the elastic Lateral Buckling moment M e is the steel beam and that does not rotate is obtained by assuming, consistent with the actual behavior of the steel beam, the elastic Lateral buckling moment M e sought assumption becomes one in line with actual behavior, whereby efficient design It is possible.
［実施の形態１］
本実施の形態に係る鉄骨梁の設計方法は、図１に示すように、Ｈ形断面を有し、両端部が柱１に剛接合され、かつ横座屈補剛材が取り付けられていない鉄骨梁３と、鉄骨梁３の上面にシヤコネクタ（図示なし）により接合された鉄筋コンクリート床スラブ５とを有する床構造７に用いる鉄骨梁３の設計方法に関するものである。
そして、鉄骨梁３の横座屈のし難さの指標である細長比を決定するのに用いる弾性横座屈モーメントＭｅを下式によって算出することを特徴とするものである。
As shown in FIG. 1, the design method of the steel beam according to the present embodiment has an H-shaped cross section, both ends are rigidly connected to the column 1, and a lateral buckling stiffener is not attached. 3 and the design method of the steel beam 3 used for the floor structure 7 which has the reinforced concrete floor slab 5 joined to the upper surface of the steel beam 3 by the shear connector (not shown).
Then, it is characterized in that to calculate the elastic Lateral Buckling moment M e used to determine the slenderness ratio which is an index of the difficulty of Lateral Buckling of steel beams 3 by the following equation.
以下においては、鉄骨梁３の弾性横座屈モーメントＭｅを算出する設計式の導出方法について具体的に説明する。
図２、図３に鉄骨梁３の力学モデルを示す。このモデルは、両端固定支持された長さＬのＨ形断面梁に逆対称曲げモーメントＭが作用しており、上フランジは床スラブによって水平移動と回転が拘束されているものとする。
Hereinafter will be described in detail design equations method derived for calculating the elastic Lateral Buckling moment M e of steel beams 3.
2 and 3 show a mechanical model of the steel beam 3. In this model, it is assumed that an antisymmetric bending moment M acts on an H-shaped cross-section beam having a length L that is fixedly supported at both ends, and the horizontal movement and rotation of the upper flange are restricted by a floor slab.
梁断面を示す図３（ａ）において、Ｄ：梁せい、ｂｗ：上下フランジ板厚中心間距離、ｔｗ：ウェブ板厚、ｔｆ：フランジ板厚、Ｂ：フランジ幅、を示している。
なお、一般にＨ形断面梁の板厚は梁せいＤに比べて1/10以下と小さいため、本力学モデルにおいては、図３（ｂ）に示すように板厚を無視した断面を用いるものとする。
In FIG. 3 (a) showing the beam cross section, D is the beam, b w is the distance between the upper and lower flange plate thickness centers, t w is the web plate thickness, t f is the flange plate thickness, and B is the flange width. .
In general, the thickness of the H-shaped cross-section beam is as small as 1/10 or less compared to the beam length D. Therefore, this dynamic model uses a cross-section that ignores the thickness as shown in FIG. To do.
本設計式では、梁の座屈波形を仮定したエネルギー原理によって弾性横座屈モーメントＭｅの推定式を求める。ただし、実現象として観測される座屈波形は、梁端部付近の局部座屈および梁全体の横座屈からなる連成座屈であるが、本設計式で対象とする梁は梁長さと上下フランジ板厚中心間距離の比である辺長比λｗ＝Ｌ／ｂｗが大きく、局部座屈に比べて横座屈が卓越することを考えて、局部座屈の影響を無視した変位分布を仮定する。 In this design equation, we obtain the estimation formula of the elastic Lateral Buckling moment M e by the energy principle assuming a seat屈波shaped beam. However, the actual buckling waveform observed is a coupled buckling consisting of local buckling near the end of the beam and lateral buckling of the entire beam. Displacement distribution ignoring the effect of local buckling, considering that the side length ratio λ w = L / b w, which is the ratio of flange thickness center distance, is large and lateral buckling is superior to local buckling. Assume.
図３（ｃ）で示すように、梁断面内においてウェブの変形をｙ＝0でＷ＝δかつ∂Ｗ/∂ｚ＝−(θ+φ)、ｚ＝ｂｗでＷ＝0かつ∂Ｗ/∂ｚ＝0となるような3次関数で仮定し、下フランジの変形をウェブ下端と直交する1次関数で仮定すれば、ウェブの変位関数W(x,z)および下フランジの変位関数F(x,y)は次式のように表される。 As shown in FIG. 3 (c), W in the beam section web deformation at y = 0 = δ cutlet ∂W / ∂z = - (θ + φ), W in z = b w = 0 and ∂W Assuming a cubic function such that / z = 0 and assuming that the deformation of the lower flange is a linear function orthogonal to the web lower end, the displacement function W (x, z) of the web and the displacement function of the lower flange F (x, y) is expressed as follows.
さらに、下フランジの材軸の変形δ、下フランジのθからの回転角φのx方向分布を両端固定支持された長さＬの単一圧縮材のｍ次までの座屈モードの和であると仮定すれば、ウェブの変位関数W(x,z)および下フランジの変位関数F(x,y)は次式のように表される。 Further, the deformation δ of the material axis of the lower flange and the x-direction distribution of the rotation angle φ from the θ of the lower flange are the sum of the buckling modes up to the m-th order of the single compressed material of length L supported at both ends. Assuming that, the displacement function W (x, z) of the web and the displacement function F (x, y) of the lower flange are expressed by the following equations.
梁に蓄積される内部エネルギーＵは、ウェブの板要素としての全歪エネルギーＵＷＰ、下フランジの板要素としての全歪エネルギーＵＦＰ、下フランジの面内変位による歪エネルギーＵＦＤの和で求められ、次式のように表される。 The internal energy U accumulated in the beam is determined by the sum of the total strain energy U WP as the plate element of the web, the total strain energy U FP as the plate element of the lower flange, and the strain energy U FD due to the in-plane displacement of the lower flange. And is expressed as:
また、外力仕事Ｔは、外力がウェブになす仕事ＴＷＰ、外力が下フランジになす仕事ＴＦＰ、外力が下フランジに面内変形を生じさせる仕事ＴＦＤの和で求められ、ウェブの応力分布を図４のように仮定すると、次式のように表される。なお、次式のＺは梁の断面係数である。 Further, the external force work T is obtained by the sum of the work T WP that the external force makes on the web, the work T FP that the external force makes on the lower flange, and the work T FD that causes the in-plane deformation in the lower flange. Is expressed as shown in the following equation. In the following equation, Z is a section modulus of the beam.
弾性横座屈モーメントＭｅは、仮想仕事の原理Ｕ＝Ｔの両辺を(11)式と(12)式の係数a1〜am、b1〜bmで偏微分することにより得られる2m次の固有値問題を解くことによって求められるが、大変煩雑な計算を伴うので、本設計式では、(11)式と(12)式のf1(x)とf2(x)の形状が既知であることと仮定することによって得られる一次方程式から弾性横座屈モーメントＭｅを求める。
さらに、f1(x)とf2(x)に関する定積分を近似的に計算し、弾性横座屈モーメントＭｅの値にほとんど影響を与えない項を無視することで、以下のように近似する。
The elastic Lateral Buckling moment M e, the principle of virtual work U = T of both sides and (11) (12) of the coefficients A1 to Am, the 2m following eigenvalue problem obtained by partial differentiation with b1~bm Although it is calculated by solving, it involves very complicated calculations, so in this design equation, it is assumed that the shapes of f 1 (x) and f 2 (x) in Eqs. (11) and (12) are known. from linear equation obtained by determining the elastic Lateral buckling moment M e.
Further, a constant integration over f 1 (x) and f 2 (x) approximately calculated, by ignoring the terms have little effect on the value of the elastic Lateral Buckling moment M e, approximated as follows .
上式におけるｋｍは、f1(x)が最大値をとるときのxであり、梁長さＬ及び梁断面を決めるパラメータｂｗ、ｔｗ、ｂｆ、ｔｆ（図３参照）を下記の(22)式の範囲でＦＥＭ解析した結果得られた回帰式によって、次式で近似的に求めることができる。 K m in the above equation is x when f 1 (x) takes the maximum value, and parameters b w , t w , b f , t f (see FIG. 3) for determining the beam length L and the beam cross section The regression equation obtained as a result of the FEM analysis within the range of the following equation (22) can be obtained approximately by the following equation.
以上のように、本実施の形態で導出される弾性横座屈モーメントＭｅであれば、鉄骨梁３の上フランジが水平移動及び回転しないことを前提としたものであり、鉄骨梁３の実挙動と一致しており、この前提で求められる弾性横座屈モーメントＭｅは実挙動に即したものとなり、このような弾性横座屈モーメントＭｅを用いる本実施の形態の鉄骨梁の設計方法は効率的な設計方法となっている。 As described above, if the elastic Lateral Buckling moment M e derived in this embodiment, which flanges on the steel beam 3 is assumed not to horizontal movement and rotation, the actual behavior of the steel beam 3 consistent with the elastic Lateral buckling moment M e obtained in this assumption becomes one in line with actual behavior, the design method of the steel beams of this embodiment using such an elastic Lateral buckling moment M e is efficient Design method.
なお、上記の説明では床スラブの例として鉄筋コンクリート床スラブ５を例示したが、本発明はこれに限られるものではなくデッキ合成床スラブであってもよい。 In the above description, the reinforced concrete floor slab 5 is illustrated as an example of the floor slab. However, the present invention is not limited to this and may be a deck composite floor slab.
［実施の形態２］
横座屈補剛材が取り付いていない鉄骨梁３では、横座屈細長比λｂは値が大きくなると鉄骨梁３の横座屈を生じやすく、ある値より大きい場合には横座屈補剛材を必要とする。一方で、その値を小さくするには鉄骨梁長さが同じ場合、一般に、より重量を増す必要がある。
そこで発明者らは、Ｈ形断面を有し、両端部が柱１に剛接合され、かつ横座屈補剛材が取り付けられていない鉄骨梁３と、鉄骨梁３の上面にシヤコネクタにより接合された鉄筋コンクリート床スラブ５とを有する床構造７の鉄骨梁３において、横座屈補剛材が取り付けられていなくても鉄骨梁３が横座屈を生じずに十分な塑性変形能力を有する為の横座屈細長比の最適な範囲を見出した。
[Embodiment 2]
In LATERAL屈補Tsuyoshizai is steel beam 3 is not Toritsui, Lateral屈細length ratio lambda b is prone to Lateral Buckling of steel beams 3 when the value is large, requiring Lateral屈補Tsuyoshizai when greater than a certain value To do. On the other hand, in order to reduce the value, it is generally necessary to increase the weight when the steel beam length is the same.
Therefore, the inventors have an H-shaped cross section, both ends of which are rigidly joined to the column 1 and the lateral buckling stiffener is not attached, and the upper surface of the steel beam 3 is joined by a shear connector. In the steel beam 3 of the floor structure 7 having the reinforced concrete floor slab 5, the lateral buckling for the steel beam 3 to have sufficient plastic deformation ability without causing the lateral buckling even if the lateral buckling stiffener is not attached. We found the optimal range of slenderness ratio.
本実施の形態に係る床構造７は、図１に示すように、Ｈ形断面を有し、両端部が柱１に剛接合され、かつ横座屈補剛材が取り付けられていない鉄骨梁３と、鉄骨梁３の上面にシヤコネクタにより接合された鉄筋コンクリート床スラブ５とを有するものであって、鉄骨梁３の弱軸に関する細長比λｙがＡ＜λｙであり、かつ全塑性モーメントＭｐと下式によって与えられる弾性横座屈モーメントＭｅの比の平方根√（Ｍｐ/Ｍｅ）で与えられる鉄骨梁３の横座屈細長比λｂ＝√（Ｍｐ/Ｍｅ）がλｂ≦０．５に設定されていることを特徴とするものである。
ただし、Ａ：建築物の構造関係技術基準解説書で示される、鉄骨梁全長にわたって均等間隔で横補剛を設ける場合において、横座屈補剛材が不要である鉄骨梁３の弱軸に関する細長比の上限を定める係数であって、例えば、４００ニュートン級の炭素鋼の鉄骨梁の場合１７０、４９０ニュートン級の炭素鋼の鉄骨梁の場合１３０である。
As shown in FIG. 1, the floor structure 7 according to the present embodiment includes a steel beam 3 having an H-shaped cross section, having both ends rigidly joined to the column 1 and no lateral buckling stiffener attached. And a reinforced concrete floor slab 5 joined to the upper surface of the steel beam 3 by a shear connector, wherein the slenderness ratio λ y with respect to the weak axis of the steel beam 3 is A <λ y and the total plastic moment M p the ratio of the square root √ (M p / M e) of the steel beam 3 provided with Lateral屈細length ratio λ b = √ (M p / M e) is lambda b ≦ elastic Lateral buckling moment M e given by the following equation It is characterized by being set to 0.5.
However, A: Elongation ratio for the weak axis of the steel beam 3 that does not require a lateral buckling stiffener when the horizontal stiffener is provided at equal intervals over the entire length of the steel beam, as indicated in the structural technical reference manual for the building For example, 170 for a 400 Newton class carbon steel beam and 130 for a 490 Newton class carbon steel beam.
鉄骨梁３の弱軸に関する細長比λｙをＡ＜λｙとしたのは、本実施の形態の床構造７に用いる鉄骨梁３は、従来の基準からすれば横補剛が必要である鉄骨梁３を対象としていることを明確にするためである。
なお、上記の数式における弾性横座屈モーメントＭｅの導出方法は実施の形態１で説明した通りであるので、以下においては、横座屈細長比λｂ＝√（Ｍｐ/Ｍｅ）をλｂ≦０．５に設定した理由を説明する。
The reason why the slenderness ratio λ y related to the weak axis of the steel beam 3 is A <λ y is that the steel beam 3 used in the floor structure 7 of the present embodiment is a steel frame that requires lateral stiffening according to the conventional standards. This is to clarify that the beam 3 is the target.
Since the method of deriving the elastic Lateral Buckling moment M e in the above formula are as described in the first embodiment, in the following, Lateral屈細length ratio lambda b = √ a (M p / M e) λ b The reason for setting ≦ 0.5 will be described.
発明者は、λｂの範囲を規定するにあたって両端部が柱１に剛接合され、かつ横座屈補剛材が取り付けられていない鉄骨梁３の上面に、シヤコネクタにより接合された鉄筋コンクリート床スラブ５を有する床構造７に対して、鉄骨梁３が逆対称曲げとなる大変形非線形解析を行って横座屈耐力Ｍを求めた。
そして、この横座屈耐力Ｍを全塑性モーメントで基準化し（Ｍ/Ｍｐ）、実施の形態１で示した弾性横座屈モーメントＭｅを用いて表される横座屈細長比λｂ＝√（Ｍｐ/Ｍｅ）との関係を求めた。
Inventors, lambda both ends when defining a range of b is rigidly joined to the column 1, and Lateral屈補Tsuyoshizai on the upper surface of the steel beam 3 that is not attached, reinforced concrete floor slab 5, which is joined by shear connectors The lateral buckling proof strength M was obtained by performing a large deformation nonlinear analysis in which the steel beam 3 is bent in an antisymmetric manner with respect to the floor structure 7 having the above.
Then, normalized the Lateral Buckling force M in all plastic moment (M / M p), LATERAL屈細length ratio represented using elastic Lateral Buckling moment M e that described in Embodiment 1 lambda b = √ (M p / Me )).
図５は、この関係をグラフ表示したものであり、縦軸は基準化した横座屈耐力（Ｍ/Ｍｐ）で横軸は横座屈細長比λｂ＝√（Ｍｐ/Ｍｅ）を示している。
図５に示すように横座屈細長比λｂが（λｂ≦0.5）の範囲内であれば、縦軸の1.0を越えており、鉄骨梁３の横座屈耐力は全塑性モーメントを十分に上回っている。すなわち十分な塑性変形能力を有することがわかる。
したがって、横座屈細長比λｂ（λｂ≦0.5）の範囲内であれば地震力に対して横座屈補剛材を取り付けずに鉄骨梁３の横座屈を防止することができ、かつ、横座屈細長比を小さくして重量を増す必要もない床構造７を構築することが出来る。
FIG. 5 is a graphical representation of this relationship, where the vertical axis represents the normalized lateral buckling strength (M / M p ) and the horizontal axis represents the lateral buckling slenderness ratio λ b = √ (M p / M e ). ing.
As shown in FIG. 5, when the lateral buckling slenderness ratio λ b is in the range of (λ b ≦ 0.5), it exceeds 1.0 on the vertical axis, and the lateral buckling strength of the steel beam 3 sufficiently exceeds the total plastic moment. ing. That is, it can be seen that it has a sufficient plastic deformation ability.
Therefore, the lateral buckling of the steel beam 3 can be prevented without attaching the lateral buckling stiffener against the seismic force within the range of the lateral buckling slenderness ratio λ b (λ b ≦ 0.5), and the lateral seating It is possible to construct a floor structure 7 that does not require a reduction in the slenderness ratio to increase the weight.
なお、上記の説明では床スラブの例として鉄筋コンクリート床スラブ５を例示したが、本発明はこれに限られるものではなくデッキ合成床スラブであってもよい。 In the above description, the reinforced concrete floor slab 5 is illustrated as an example of the floor slab. However, the present invention is not limited to this and may be a deck composite floor slab.
実施の形態１、２で示した弾性横座屈モーメントＭｅの妥当性を検証するために、有限要素解析による弾性座屈解析を実施した。
解析モデルは図６に示す通りであり、ウェブＦＡモデル（断面：Ｈ−１２００×４００×２５×４０）とウェブＦＢモデル（Ｈ−１０００×３５０×１９×３６）の２断面を設定した。
図７、図８は有限要素解析によって得られた弾性横座屈モーメントと、実施の形態１、２で示した計算による弾性横座屈モーメントＭｅとの比較を示すグラフであり、図７はウェブＦＡモデル、図８はウェブＦＢモデルを示している。
図７、図８において、縦軸は弾性横座屈モーメントＭｅ、横軸は梁長さと上下フランジ板厚中心間距離の比である辺長比λｗ＝Ｌ／ｂｗである。
図７、図８に示されるように、いずれの断面であっても、解析結果と実施の形態１、２で示した計算による弾性横座屈モーメントＭｅとがよく一致しており、特に１５＜λｗ≦３０の範囲であればほぼ完全に一致しており、実施の形態１、２で示した弾性横座屈モーメントＭｅが精度よく予測できていることが実証された。
To verify the validity of the elastic Lateral Buckling moment M e shown in the first and second embodiments were carried elastic buckling analysis by finite element analysis.
The analysis model is as shown in FIG. 6, and two sections were set: a web FA model (cross section: H-1200 × 400 × 25 × 40) and a web FB model (H-1000 × 350 × 19 × 36).
7, FIG. 8 is a graph showing an elastic Lateral Buckling moment obtained, compared with the calculation of the elastic Lateral Buckling moment M e shown in the first and second embodiments by finite element analysis, Figure 7 is a web FA FIG. 8 shows a web FB model.
7 and 8, the vertical axis represents the elastic lateral buckling moment M e , and the horizontal axis represents the side length ratio λ w = L / b w which is the ratio of the beam length to the distance between the upper and lower flange plate thickness centers.
7, as shown in FIG. 8, in either section, and the elastic Lateral Buckling moment M e agrees well by calculation shown by the analysis results and the first and second embodiments, in particular 15 < be in the range of lambda w ≦ 30 coincides almost completely, it was demonstrated that the elastic Lateral buckling moment M e shown in the first and second embodiments is predictable accurately.
１ 柱
３ 鉄骨梁
５ 鉄筋コンクリート床スラブ
７ 床構造
＜従来例＞
１１ 柱
１３ 鉄骨梁
１５ 小梁
１７ 方杖
1 Column 3 Steel beam 5 Reinforced concrete floor slab 7 Floor structure <Conventional example>
11 pillar 13 steel beam 15 small beam 17 wand
Claims (4)
前記鉄骨梁の弾性横座屈モーメントＭｅを下式によって算出することを特徴とする床構造に用いる鉄骨梁の設計方法。
Design method of steel beam to be used for floor structures and calculates the elastic Lateral Buckling moment M e of the steel beam by the following equation.
前記鉄骨梁の弱軸に関する細長比λｙがＡ＜λｙであり、かつ全塑性モーメントＭｐと下式によって与えられる弾性横座屈モーメントＭｅの比の平方根√（Ｍｐ/Ｍｅ）で与えられる前記鉄骨梁の横座屈細長比λｂ＝√（Ｍｐ/Ｍｅ）がλｂ≦０．５に設定されていることを特徴とする床構造。
ただし、
Ａ：建築物の構造関係技術基準解説書で示される、鉄骨梁全長にわたって均等間隔で横補剛を設ける場合において、横座屈補剛が不要である鉄骨梁の弱軸に関する細長比の上限を定める係数
The slenderness ratio lambda y about the weak axis of the steel beam is A <λ y, and the ratio of the square root √ of the full plastic moment M p given by the following equation and the elastic Lateral Buckling moment M e (M p / M e ) A floor structure characterized in that a lateral buckling slenderness ratio λ b = √ (M p / M e ) of the given steel beam is set to λ b ≦ 0.5.
However,
A: The upper limit of the slenderness ratio for the weak axis of a steel beam that does not require lateral buckling is determined in the case where lateral stiffening is provided at equal intervals over the entire length of the steel beam, as indicated in the structural technical reference manual for the building coefficient
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Cited By (9)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2021006787A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021006789A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021006786A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021006788A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating displacement |
| JP2021006962A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021006790A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021006791A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021055464A (en) * | 2019-10-01 | 2021-04-08 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Steel beam with floor slab and reinforcement method thereof |
| CN114737728A (en) * | 2022-04-28 | 2022-07-12 | 中电诚达医药工程设计(河北)有限公司 | Factory building large area tuber pipe well building structure |
-
2017
- 2017-09-20 JP JP2017180310A patent/JP6699639B2/en active Active
Cited By (18)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP7211281B2 (en) | 2019-06-28 | 2023-01-24 | 日本製鉄株式会社 | Buckling stress estimation device, buckling stress estimation method, and buckling stress estimation program |
| JP2021006786A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP7211284B2 (en) | 2019-06-28 | 2023-01-24 | 日本製鉄株式会社 | Displacement estimation device, displacement estimation method, and displacement estimation program |
| JP7211286B2 (en) | 2019-06-28 | 2023-01-24 | 日本製鉄株式会社 | Buckling stress estimation device, buckling stress estimation method, and buckling stress estimation program |
| JP2021006962A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021006790A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021006791A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP7211285B2 (en) | 2019-06-28 | 2023-01-24 | 日本製鉄株式会社 | Buckling stress estimation device, buckling stress estimation method, and buckling stress estimation program |
| JP7211282B2 (en) | 2019-06-28 | 2023-01-24 | 日本製鉄株式会社 | Buckling stress estimation device, buckling stress estimation method, and buckling stress estimation program |
| JP2021006789A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP2021006788A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating displacement |
| JP7211287B2 (en) | 2019-06-28 | 2023-01-24 | 日本製鉄株式会社 | Buckling stress estimation device, buckling stress estimation method, and buckling stress estimation program |
| JP2021006787A (en) * | 2019-06-28 | 2021-01-21 | 日本製鉄株式会社 | Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity |
| JP7211283B2 (en) | 2019-06-28 | 2023-01-24 | 日本製鉄株式会社 | Buckling stress estimation device, buckling stress estimation method, and buckling stress estimation program |
| JP2021055464A (en) * | 2019-10-01 | 2021-04-08 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Steel beam with floor slab and reinforcement method thereof |
| JP7234084B2 (en) | 2019-10-01 | 2023-03-07 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Steel beam with floor slab and its reinforcement method |
| CN114737728B (en) * | 2022-04-28 | 2024-04-09 | 中电诚达医药工程设计(河北)有限公司 | Building structure of large-area air duct well of factory building |
| CN114737728A (en) * | 2022-04-28 | 2022-07-12 | 中电诚达医药工程设计(河北)有限公司 | Factory building large area tuber pipe well building structure |
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