JP5885911B2

JP5885911B2 - 鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の設計方法

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Publication number: JP5885911B2
Application number: JP2010147993A
Authority: JP
Inventors: 宇佐美　徹; 徹宇佐美; 洋文金子; 信雄中山; 丈士片山
Original assignee: Takenaka Corp
Current assignee: Takenaka Corp
Priority date: 2010-06-29
Filing date: 2010-06-29
Publication date: 2016-03-16
Anticipated expiration: 2030-06-29
Also published as: JP2012012788A

Description

本発明は、鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の設計方法に関する。

構造物に用いられる鉄骨梁は、地震力を受けると横座屈と呼ばれる変形、即ち、梁の一部がウェブ面外方向へ横移動すると同時にねじれを生じる変形が発生する場合がある。このため、通常、横座屈を拘束する目的で鉄骨梁間に、鋼材製の横座屈補剛材が設けられている。この横座屈補剛材の施工には、手間と費用が必要となる。

そこで、横座屈補剛材を簡単な構成とし、施工を容易とした技術が提案されている（特許文献１）。

即ち、図１１に示すように、特許文献１に記載の横座屈防止構造は、鉄骨梁２０に床スラブ８４が接合された構成において、所定間隔で、鉄骨梁２０と床スラブ８４を連結する横座屈防止プレート８０を取り付け、この横座屈防止プレート８０で鉄骨梁２０の横座屈を防止する。

具体的には、横座屈防止プレート８０は、一方の側面部が、鉄骨梁２０のウェブ２６の片方の壁面及び上下フランジ２２、２４間に一体的に取付けられ、上端部が、上フランジ２４の幅より広く形成され、上フランジ２４の上面よりも上方に突き出されて補強鉄筋定着部８２とされている。この補強鉄筋定着部８２には貫通孔９０が設けられ、貫通孔９０には床スラブ８４の補強鉄筋８６が挿入されている。補強鉄筋定着部８２は、補強鉄筋８６が定着された状態で床スラブ８４内に埋設される。

さらに、鉄骨梁２０のウェブ２６の他方の壁面及び上下フランジ２２、２４間には、上下フランジ２２、２４から突出しない幅に形成された補強プレート８８が一体的に取付けられている。また、鉄骨梁２０の上フランジ２４の上面には、所定間隔でスタッドボルト２８が取付けられ鉄骨梁２０と床スラブ８４を接合している。
これにより、横座屈防止プレート８０及び補強プレート８８が、横座屈補剛材として作用するので、鉄骨梁２０の横座屈が防止できる。

しかし、特許文献１の横座屈防止構造は、横座屈補剛材に換えて横座屈防止プレート８０及び補強プレート８８を鉄骨梁２０に取り付ける必要があり、簡単な構成とはいえず、施工の手間も大きい。

特開２００４−２１８３２１号公報

本発明は、上記事実に鑑み、鉄骨梁に横座屈補剛材を取付けなくても、鉄骨梁の横座屈を拘束できる鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁を提供することを目的とする。

請求項１に記載の発明に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の設計方法は、ウェブとフランジとで構成された鉄骨梁の両端部が柱に剛接合され、前記鉄骨梁に設けられた鉄筋コンクリートスラブが、前記鉄骨梁の横移動を拘束するのに必要とされるスタッド本数以上のスタッドで、前記フランジと接合される鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の設計方法において、
前記鉄骨梁の細長比が１５０〜２５０、前記鉄筋コンクリートスラブの板厚が１４０ｍｍ以上、又は前記鉄筋コンクリートスラブがデッキスラブの場合、デッキスラブの板厚が１３０ｍｍ以上、前記鉄筋コンクリートスラブの有効幅を柱幅、としたときの、下記（１）式で算出される前記鉄筋コンクリートスラブのねじり剛性を、下記（２）式で算出される前記鉄骨梁のねじり剛性の１０倍以上とし、前記鉄骨梁には横座屈を防止する横座屈補剛材を取り付けないことを特徴としている。

鉄筋コンクリートスラブのねじり剛性＝ｃＧ×ｃＪ …（１）
鉄骨梁のねじり剛性＝ｓＧ×ｓＪ …（２）
ここに
ｃＧ：鉄筋コンクリートスラブのせん断弾性係数
ｃＪ：鉄筋コンクリートスラブのサンブナンのねじり定数

Ｂｅ：鉄筋コンクリートスラブの有効幅（Ｂｅ＝柱幅）
ｔｃ：鉄筋コンクリートスラブ厚
（鉄筋コンクリートスラブではｔｃ＝１４０ｍｍ以上、
又はデッキスラブではｔｃ＝１３０ｍｍ以上）
ｓＧ：鉄骨梁のせん断弾性係数
ｓＪ：鉄骨梁のサンブナンのねじり定数

Ｈ：鉄骨梁の成
ｔｆ：フランジ厚
ｔｗ：ウェブ厚
Ｂ：鉄骨梁の幅

請求項１に記載の発明によれば、鉄骨梁の両端部が柱に剛接合され、鉄骨梁とスラブが鉄骨梁の横移動を拘束するのに必要とされるスタッド本数以上のスタッドで接合されている。
また、鉄骨梁の細長比が１５０〜２５０、鉄筋コンクリートスラブの板厚が１４０ｍｍ以上、又は鉄筋コンクリートスラブがデッキスラブの場合、デッキスラブの板厚が１３０ｍｍ以上、鉄筋コンクリートスラブの有効幅を柱幅、としたときの、鉄筋コンクリートスラブのねじり剛性が、鉄骨梁のねじり剛性の１０倍以上とされている。
これにより、鉄筋コンクリートスラブで鉄骨梁の回転変形が拘束され、鉄骨梁に横座屈補剛材を取付けなくても、鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の横座屈を拘束することができる。

請求項２に記載の発明は、請求項１に記載の鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の設計方法において、前記鉄骨梁のフランジの横移動を拘束するのに必要とされるスタッド本数は、完全合成梁として必要とされるスタッド本数の１／２以上であることを特徴としている。

完全合成梁として必要とされるスタッド本数の１／２以上で鉄骨梁と鉄筋コンクリートスラブを接合すれば、鉄骨梁のフランジの横移動を鉄筋コンクリートスラブで拘束することができることは、実験で確かめられている。本条件が満たされれば、鉄骨梁のフランジの横移動を拘束することができる。

本発明は、上記構成としてあるので、鉄骨梁に横座屈補剛材を取付けなくても、鉄骨梁の横座屈を拘束できる鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁を提供できる。

本発明の第１の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の基本構成を示す図である。本発明の第１の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の固有値解析のためのモデル化概要を示す図である。本発明の第１の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の固有値解析の試験体と解析結果を示す図である。本発明の第１の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の固有値解析の解析結果の一例を示す図である。本発明の第１の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の固有値解析の解析結果の一例を示す図である。本発明の第１の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の固有値解析の解析結果の一例を示す図である。本発明の第１の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の実証実験に用いた試験体の一例を示す図である。本発明の第１の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の実証実験の試験装置を示す図である。本発明の第２の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁のスラブの基本構成を示す図である。本発明の第３の実施の形態に係る鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の鉄骨梁の基本構成を示す図である。従来例の鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の基本構造を示す図である。

（第１の実施の形態）
図１に示すように、第１の実施の形態に係るスラブ付鉄骨梁１０は、柱１４の間に架け渡された鉄骨梁２０を有し、鉄骨梁２０の上フランジ２４にはスラブ１２が接合されている。

鉄骨梁２０は、梁成Ｗが１２００ｍｍ以下のＨ形鋼とされ、両端面が柱１４の側壁に固定されている。スラブ１２は、鉄筋コンクリート製の厚さＴが１４０ｍｍ以上とされ、鉄骨梁２０の上面に形成されている。なお、鉄筋の図示は省略している。

また、下記の式（１）、式（２）に示すように、スラブ１２のねじり剛性が、鉄骨梁２０のねじり剛性の１０倍以上とされている。

ここに

である。スラブの有効幅に関しては、合成梁としての算定（評価）時は、建築学会の指針に従った幅寸法で評価し、スラブのねじり剛性の評価に際しては、安全側に評価すべく、建築学会の指針で示された幅寸法より小さい柱幅寸法で評価した。

また、鉄骨梁２０の上フランジ２４とスラブ１２はスタッド２８で接合され、スタッド本数は、完全合成梁として必要とされるスタッド本数の１／２以上が使用されている。
なお、スタッド本数の表示手法として合成率を下記のごとく定義して使用した。即ち、合成率１．０を、日本建築学会で規定した全合成梁として必要とされるスタッド本数と同数のスタッド本数で接合されている場合とし、合成率０．５を、完全合成梁として必要とされるスタッド本数の１／２のスタッド本数で接合されている場合とした。

柱１４の間には、鉄骨梁２０と直交する方向に直交梁２１が架けられ、架構を構成している。このとき、鉄骨梁２０の間には、鉄骨梁２０の横座屈を防止する横座屈補剛材は架けられていない。

次に、第１の実施の形態に係るスラブ付鉄骨梁が、横座屈補剛材を取付けなくても鉄骨梁の横座屈を抑制できる理由について説明する。
鉄骨梁２０の横座屈を抑制するには、曲げモーメントを受けても鉄骨梁２０にスウェイ（横移動）及びねじれを生じさせないことが必要となる。鉄骨梁２０に接合されるスラブ１２には、条件により大きさは異なるが、それらを拘束する効果がある。即ち、スラブ１２により、鉄骨梁２０のスウェイ及びねじれを適切に拘束すれば、横座屈を抑制できる。

横座屈を伴う鉄骨梁２０は、一般にその塑性変形能力（塑性率）を無次元化した細長比λ_ｂで評価される。しかし、これをスラブ付鉄骨梁１０に適用するには、鉄骨梁２０に接合されたスラブ１２の座屈拘束を適切に評価した精度の高い座屈耐力式が求められている。

そこで、図２（Ａ）に示すように、スラブ付鉄骨梁１０をモデル化して、地震時において鉄骨梁２０に逆対称モーメントＭが作用した時の、横座屈に対するスラブ１２の座屈拘束効果について、実証実験及び固有値解析を行い検証した。固有値解析の結果を先に説明する。

スラブ付鉄骨梁１０の合成率を０．５以上とした。これは、他の実験等で合成率が０．５以上確保されれば、スラブ１２が上フランジのスウェイを拘束することが確認されているためである。従って、スラブ１２による拘束効果を有限のねじり剛性を有する回転バネ１８として評価し、固有値解析に基づく弾性横座屈耐力Ｍ_ｃｒを求めた。

鉄骨梁２０の塑性率（塑性変形能力）は、下記（３）式で表され、塑性変形能力の範囲内であることが要求される。

ここに

スラブ付鉄骨梁１０については、図２（Ｂ）に示す解析モデルを用いて、ＦＥＭ（有限要素法）による固有値解析を実施し、弾性横座屈耐力Ｍ_ｃｒを算定した。
鉄骨梁２０はシェル要素を用いてモデル化し、鉄骨梁２０の上フランジ２４のスウェイはスラブ１２により完全に拘束されているものとした。また、鉄骨梁２０の長さをＬとし、スラブ１２のねじり剛性として上フランジ２４に回転バネ１８を設けた。

対象とする鉄骨梁２０は、図３に示す断面形状の異なる試験体Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄの４種類とした。回転バネ１８は、それぞれの試験体２０のフランジ上面の軸方向に設けられたスタッド位置に設置した。水平バネ１９は、スラブ１２と鉄骨梁２０が剛接合されているという条件で計算した。

両端が固定支持とされている鉄骨梁２０の軸方向のねじり剛性ｓＫ_θは、下式（４）（５）で算出される。

ここに、

同様に、両端が固定支持とされており、一定幅を有するスラブ１２の軸方向のねじり剛性ｃＫ_θは、下式（６）（７）で算出される。ただし、スラブ１２の有効幅は比較的小さく、幅方向断面は変形しないものとする。

ここに、

なお、スラブ１２は、本来幅方向に連続性があり、実際のねじり剛性はより高いと考えられる。しかし、スラブ１２は曲げ、ひび割れ、スタッドの抜け出し、フランジの面外曲げ変形による剛性の低下も考えられるため、安全サイドに算出すべく、スラブ１２の幅方向の連続性は考慮しないモデルとした。

図４にねじり剛性の算出結果の一例を示す。横軸は鉄骨梁２０の長さＬを１．０としたときの軸方向の距離の比であり、縦軸は、計算点のねじり剛性と、軸中央部（Ｌ／２）でのねじり剛性の比を示している。

実線７２はスラブ１２のねじり剛性特性である。軸中央部で最小となり、両端部で無限大となる非線形の分布となる。なお、鉄骨梁２０のねじり剛性特性もほぼ同じ傾向を示すので図示は省略した。
破線７４は回転バネ１８のねじり剛性特性を示している。後述するように、鉄骨梁２０の全長に渡り一定値の回転バネ１８でねじり剛性を付与した。

回転バネ１８のねじり剛性の値は、鉄骨梁２０の中央部（Ｌ／２）のねじり剛性（２×Ｇ×Ｊ／Ｌ）の値に倍率を乗じて変化させ、それぞれの値について固有値解析を実施した。このとき、鉄骨梁２０の両端は固定支持（弱軸回りの回転及びそりを拘束）とした。結果は、図３の弾性座屈耐力の欄に記載している。
また、梁端ピン支持についても固有値解析を実施した。ここに、梁端ピン支持とは、弱軸回りの回転及びそりが自由である支持をいう。

図５には、回転バネと梁のねじり剛性比と、横座屈耐力の関係を示している。横軸は、回転バネの剛性を鉄骨梁２０の中央部のねじり剛性で除した値であり、対数目盛で表示している。縦軸は、スラブ１２と鉄骨梁２０が固定された鉄骨梁と、固定されていない鉄骨梁の弾性横座屈耐力の比である。

結果から、試験体Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄにより値は異なるが、横軸が１０以上の範囲が鉄骨梁２０のスウェイと回転の両方が完全に拘束された条件での横座屈耐力Ｍ_ｃｒ２であり、値は１．８〜３．０程度と一定した大きな値となっている。一方、横軸が０．１以下の範囲が鉄骨梁２０のスウェイが固定され、回転が自由な条件での横座屈耐力Ｍ_ｃｒ１であり、値は１．５〜１．６程度と一定した小さな値となっている。また、横軸が０．１〜１０の間で横座屈耐力は大きく変化している。

なお、図中のプロットは、スラブの有効幅を文献（日本建築学会：鋼構造限界状態設計指針、同解説、２００９年）に基づき定め、上述した（４）式で求まる非線形のねじり剛性を回転バネとして設定した場合の解析結果である。

結果から、スラブ１２のねじり剛性が梁のねじり剛性の１０倍以上であれば、鉄骨梁２０のスウェイと回転の両方が完全に拘束された状態と等しくなる。即ち、鉄骨梁２０とスラブ１２が高い剛性で接合されるため、鉄骨梁２０の横座屈が抑制される。
なお、鉄骨梁２０の端部では、柱の回転拘束や反り拘束の影響が大きくなるため、梁上フランジの回転バネの影響が小さくなり、座屈耐力に大差は見られない。

図６は、塑性率と無次元化細長比の関係を示しており、横軸は無次元化細長比を、縦軸は塑性率を示している。
特性７６は、上述した（３）式で算出された塑性率であり、丸枠９２、９４、９６で囲まれたプロットが、後述する実証実験で求められた塑性率の実測値である。実証実験における塑性率は、最大耐力の９０％以下に耐力が低下しない繰返し振幅から求めた。

丸枠９２で囲まれた範囲は、両端部がピン接合で鉄骨梁２０とスラブ１２が固定されていない場合の結果であり、無次元化細長比は１．０前後となった。これは、文献（日本建築学会：鋼構造限界状態設計指針、同解説、２００９年）の塑性限界細長比０．９より大きく、変形能力が過小に評価されている。

丸枠９４で囲まれた範囲は、両端部を固定し、鉄骨梁２０とスラブ１２が固定されていない場合であり、無次元化細長比は０．７前後となった。変形能力評価では、評価精度がやや改善されている。

丸枠９６で囲まれた範囲は、両端部を固定しかつスラブでスェイと回転の両方共に固定された場合の無次元化細長比λ_２である。無次元化細長比λ_２は０．４５前後、塑性率は３．４〜４．０の範囲となった。ピン接合の場合の無次元化細長比λ_０に比べて大幅に小さくなり、十分な塑性変形能力の発揮が期待される領域にある。また、実験結果との対応も良いものとなっている。即ち、この条件であれば、横座屈は生じないといえる。

次に、実証実験について概要を説明する。
実証実験は１／４．１〜１／５の縮尺モデルで行い、実験用のスラブ付鉄骨梁（試験体）に地震時を想定した水平力を付加し、横座屈の発生の有無を確認した。試験体は、上述した断面形状の異なる４種類とした。鉄骨梁は高さを２１０〜２７０ｍｍ、幅を８１〜８５ｍｍ、板厚を３．２〜４．５ｍｍとし、柱は一辺が１７５ｍｍのボックス鋼管で、板厚を９ｍｍとした。

図７に、縮尺モデルの一例であるスラブ付鉄骨梁３０を示す。スラブ付鉄骨梁３０は、柱３８に架け渡された鉄骨梁３２にスラブ３４が接合されている。鉄骨梁３２は、柱３８間の１スパン分がモデル化され、柱３８は、スラブを挟んで層の中間までがモデル化されている。また、柱３８の上端部と下端部には、後述する加力装置３９へ取付けるための貫通穴３７が開けられている。

柱３８には、梁３２と直交する方向に直交梁３６が設けられ、直交梁３６は、直交方向の梁スパンの中央までの長さとされている。
鉄骨梁３２には、スラブ３４がスタッドボルト４０で接合されている。スラブ３４の内部には鉄筋３３が背筋され、スラブ３４の柱３８側の両端は、梁３６とスタッドボルト４０で接合されている。

図８（Ａ）に、スラブ付鉄骨梁３０に水平方向の力を加える加力装置３９を示す。
加力装置３９が設けられた床５６には、スラブ付鉄骨梁３０の柱３８と同じ間隔で、基礎５８が立ち上げられている。基礎５８の上部には、取付孔が設けられたピン接合部５０が取付けられている。

また、上部の釣下用梁４７から、加力梁４６が吊りチェーン４５で吊り下げられている。加力梁４６は、剛性を高くされた梁で横方向に向けて配置されている。加力梁４６の下面には、基礎５８と対応する位置に、取付孔が設けられたピン接合部５１が下方へ向けて取付けられている。

加力梁４６の側面と対向する壁５７には、水平力を発生させるジャッキ４０の一端が取付けられ、加えられた力を計測するロードセル４２を介して、ジャッキ４０の他端が加力梁４６の側面に接続されている。

基礎５８と加力梁４６の間にはスラブ付鉄骨梁３０が配置され、スラブ付鉄骨梁３０の柱３８の上下端部に設けた貫通孔３７と、ピン接合部５０、５１の取付孔を一致させ、ピン接合としている。

また、スラブ１２に作用する長期荷重を想定して、試験体に加える曲げ応力度と長期荷重の作用下で加えられている曲げ応力度が一致するよう、柱３８間の梁２０の中心に集約させ、錘４８が載せられている。

これにより、加力梁４６にジャッキ４０で、ロードセル４２を介して水平力を加えることができる。このとき、ピン接合部５０は基礎５８で固定されたままで、ピン接合部５１が水平方向に移動する。この結果、柱３８が所定量だけ傾斜し、スラブ付鉄骨梁３０に水平方向の変形を加えることができる。

図８（Ｂ）に示すように、スラブ付鉄骨梁３０に加えた加力サイクルは、徐々に振幅を大きくするサイクルとした。即ち、この振幅は大きくなる方向に、部材角で０．５／１００、１．０／１００、１．５／１００、２．０／１００、３．０／１００、４．０／１００、５．０／１００とし、それぞれ２回ずつ繰り返し載荷して、最後に１方向へ載荷した。

（第２の実施の形態）
第２の実施の形態のスラブ付鉄骨梁５２は、第１の実施の形態におけるスラブ付鉄骨梁１０のスラブをデッキスラブ１６としている。

即ち、図９に示すように、スラブ付鉄骨梁５２は、鉄骨梁２０の上にデッキプレート５４が敷設され、その上にコンクリート１７が打設されている。このとき、コンクリートの厚さＤは１３０ｍｍ以上とされている。

これにより、スラブ付鉄骨梁５２が地震力を受けても、デッキプレート５４で補剛されたデッキスラブ１６が横座屈を拘束するため、横座屈補剛材を架け渡さなくてもスラブ付鉄骨梁５２の横座屈が拘束される。
他の構成は、第１の実施の形態と同じであり、説明は省略する。

（第３の実施の形態）
第３の実施の形態のスラブ付鉄骨梁６０は、第１の実施の形態におけるスラブ付鉄骨梁１０の鉄骨梁２０をコンクリート６４で補剛したものである。
即ち、図１０に示すように、スラブ付鉄骨梁６０の鉄骨梁２０のウェブ６６の両側に、スタッド７０が取付けられ、ウェブ６６の両側にコンクリート６４がフランジ６８の幅で充填されている。

これにより、コンクリート６４で補剛された鉄骨梁２０が、梁２０に伝播される微振動を抑制する。
また、地震力を受けたときは、スラブ１２（図示せず）が横座屈を拘束するため、横座屈補剛材を架け渡さなくてもスラブ付鉄骨梁６０の横座屈が拘束される。
他の構成は、第２の実施の形態と同じであり、説明は省略する。

１０スラブ付鉄骨梁
１２スラブ
１４柱
２０鉄骨梁
２２下フランジ
２４上フランジ
２８スタッド

Claims

ウェブとフランジとで構成された鉄骨梁の両端部が柱に剛接合され、
前記鉄骨梁に設けられた鉄筋コンクリートスラブが、前記鉄骨梁の横移動を拘束するのに必要とされるスタッド本数以上のスタッドで、前記フランジと接合される鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の設計方法において、
前記鉄骨梁の細長比が１５０〜２５０、
前記鉄筋コンクリートスラブの板厚が１４０ｍｍ以上、又は前記鉄筋コンクリートスラブがデッキスラブの場合、デッキスラブの板厚が１３０ｍｍ以上、
前記鉄筋コンクリートスラブの有効幅を柱幅、としたときの、下記（１）式で算出される前記鉄筋コンクリートスラブのねじり剛性を、下記（２）式で算出される前記鉄骨梁のねじり剛性の１０倍以上とし、前記鉄骨梁には横座屈を防止する横座屈補剛材を取り付けない、
鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の設計方法。

鉄筋コンクリートスラブのねじり剛性＝ｃＧ×ｃＪ …（１）
鉄骨梁のねじり剛性＝ｓＧ×ｓＪ …（２）
ここに
ｃＧ：鉄筋コンクリートスラブのせん断弾性係数
ｃＪ：鉄筋コンクリートスラブのサンブナンのねじり定数

Ｂｅ：鉄筋コンクリートスラブの有効幅（Ｂｅ＝柱幅）
ｔｃ：鉄筋コンクリートスラブ厚
（鉄筋コンクリートスラブではｔｃ＝１４０ｍｍ以上、
又はデッキスラブの場合にはｔｃ＝１３０ｍｍ以上）

ｓＧ：鉄骨梁のせん断弾性係数
ｓＪ：鉄骨梁のサンブナンのねじり定数

Ｈ：鉄骨梁の成
ｔｆ：フランジ厚
ｔｗ：ウェブ厚
Ｂ：鉄骨梁の幅
前記鉄骨梁のフランジの横移動を拘束するのに必要とされるスタッド本数を、完全合成梁として必要とされるスタッド本数の１／２以上とした、
請求項１に記載の鉄筋コンクリートスラブ付鉄骨梁の設計方法。