JP6827278B2 - How to design a beam-column joint structure - Google Patents
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Description
本発明は、柱梁接合構造の設計方法に関する。 The present invention relates to a method for designing a beam-column joint structure .
従来、鉄骨構造物の建物において柱梁接合構造が採用されている（例えば、特許文献１参照）。
特許文献１の柱梁接合構造では、ノンダイアフラム形式の鋼管柱、及びこの鋼管柱に直接接続された梁を備えている。鋼管柱は、梁が直接溶接される柱梁仕口部と、梁が接続されない非柱梁仕口部とからなる。柱梁仕口部の外径と非柱梁仕口部の外径とは、同径である。柱梁仕口部の肉厚は、非柱梁仕口部の肉厚よりも厚い。
柱梁接合構造をノンダイアフラム形式とすることで、柱梁接合構造を構成する部品点数が削減される。さらに、部品の加工数が低減されることで、柱梁接合構造の製造に要するコストが抑えられる。
Conventionally, a beam-column joint structure has been adopted in a steel-framed building (see, for example, Patent Document 1).
The beam-column joint structure of
By making the beam-column joint structure a non-diaphragm type, the number of parts constituting the beam-column joint structure can be reduced. Further, by reducing the number of processed parts, the cost required for manufacturing the beam-column joint structure can be suppressed.
特許文献１の柱に、鋼管柱に代えて、Ｈ形鋼やフランジ付き十字鉄骨等の柱鉄骨が用いられる場合がある。柱鉄骨のフランジの板厚等が規格外のとき等には、柱鉄骨を圧延ではなく、ウェブとフランジとを溶接して製造する。この場合、柱鉄骨のフランジに梁が溶接により接合される。
梁に荷重が作用すると、柱梁接合構造に曲げモーメントが作用する。この曲げモーメントにより、柱鉄骨のフランジに引っ張られる部分や圧縮される部分が生じる。柱鉄骨のウェブとフランジとを部分溶け込み溶接又は隅肉溶接で接合すると、接合部にウェブとフランジとが接合されていない切欠き状の不溶着部がある。梁に作用する荷重等により、この不溶着部から破断が生じる恐れがある。
As the column of
When a load acts on the beam, a bending moment acts on the beam-column joint structure. Due to this bending moment, a portion pulled or compressed by the flange of the column steel frame is generated. When the web of the column steel frame and the flange are joined by partial penetration welding or fillet welding, there is a notch-like non-welded portion in the joint where the web and the flange are not joined. There is a risk of breakage from this non-welded portion due to the load acting on the beam.
ウェブとフランジとの接合部に不溶着部が形成されないようにするために、ウェブとフランジとを完全溶け込み溶接等により全強接合することが行われている。この場合、接合部からき裂が生じにくくなる。
しかしながら、完全溶け込み溶接を用いると、部分溶け込み溶接又は隅肉溶接を用いた場合に比べて以下の点で製造に要するコストが増加する。すなわち、フランジにウェブを突き合せ溶接する部分に開先加工が必要になる。開先加工により生じた空間を溶接で埋め戻しするために、溶接金属がより多く必要になる。溶接後に超音波探傷試験等を行い、不溶着部が形成されていないことを確認する必要がある。
このように、完全溶け込み溶接を用いたことによるコストの増加が、ノンダイアフラム形式とすることによるコストの低減を相殺してしまうことがある。
In order to prevent a non-welded portion from being formed at the joint portion between the web and the flange, the web and the flange are fully welded by complete penetration welding or the like. In this case, cracks are less likely to occur from the joint.
However, when full penetration welding is used, the cost required for manufacturing increases in the following points as compared with the case where partial penetration welding or fillet welding is used. That is, groove processing is required at the portion where the web is butt-welded to the flange. More weld metal is needed to backfill the space created by the groove by welding. It is necessary to perform an ultrasonic flaw detection test after welding to confirm that no non-welded portion is formed.
As described above, the increase in cost due to the use of complete penetration welding may offset the cost reduction due to the non-diaphragm type.
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、必要な範囲に全強接合するとともに全強接合する範囲を狭くすることで製造に要するコストを抑えた柱梁接合構造を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of such a problem, and a beam-column joining structure in which the cost required for manufacturing is suppressed by narrowing the range of full-strength joining and full-strength joining within a necessary range. The purpose is to provide.
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は、鉄骨鉄筋コンクリート造又は鉄骨造の柱と、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、ウェブの端部とフランジとが互いに溶接されたフランジ付き十字鉄骨又はＨ形鋼製の柱鉄骨を備え、前記柱鉄骨における前記梁が接合された前記フランジと前記ウェブとは、前記柱鉄骨の前記フランジに引張応力が作用している範囲で全強接合され、前記全強接合されていない範囲は、前記全強接合以外の方法で接合されていることを特徴としている。
この発明によれば、柱鉄骨のフランジに引張応力が作用している範囲内で柱鉄骨のフランジとウェブとが全強接合されているため、この範囲内の柱鉄骨にウェブとフランジとの不溶着部が形成されない。フランジに引張応力が作用している範囲内は不溶着部から破断が生じやすいが、この範囲内に不溶着部が形成されないため、梁に荷重が作用したときに柱鉄骨のウェブとフランジとの溶接部から破断が生じにくくなる。残りの範囲における柱鉄骨のウェブとフランジとは、全強接合以外の方法で接合する。
In order to solve the above problems, the present invention proposes the following means.
The beam-column joint structure of the present invention is a non-diaphragm type beam-column joint structure including a steel-framed reinforced concrete or steel-framed column, a steel-framed beam, and a joint portion to which the beam is joined to the column. The column is provided with a cross-steel frame with a flange or an H-shaped steel column steel frame in which the end portion of the web and the flange are welded to each other, and the flange and the web to which the beam in the column steel frame is joined are It is characterized in that the full-strength bonding is performed in the range in which tensile stress acts on the flange of the column steel frame, and the range in which the full-strength bonding is not performed is joined by a method other than the full-strength bonding.
According to the present invention, since the flange of the column steel frame and the web are fully strongly joined within the range in which tensile stress is applied to the flange of the column steel frame, the web and the flange are not connected to the column steel frame within this range. No welded part is formed. Fracture is likely to occur from the non-welded portion within the range where tensile stress is applied to the flange, but since the non-welded portion is not formed within this range, when a load is applied to the beam, the web of the column steel frame and the flange Breakage is less likely to occur from the welded part. The web and flange of the column steel frame in the remaining range are joined by a method other than full-strength joining.
また、本発明の他の柱梁接合構造は、鉄骨鉄筋コンクリート造又は鉄骨造の柱と、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、ウェブの端部とフランジとが互いに溶接されたフランジ付き十字鉄骨又はＨ形鋼製の柱鉄骨を備え、前記柱鉄骨における前記梁が接合された前記フランジと前記ウェブとは、前記梁のせいの中心を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２ｙ）の式により得られる値以上の範囲で全強接合され、前記全強接合されていない範囲は、前記全強接合以外の方法で接合され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、ｔｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、σｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、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。
Further, the other beam-column joint structure of the present invention is a non-diaphragm type beam-column including a steel-framed reinforced concrete or steel-framed column, a steel-framed beam, and a joint portion to which the beam is joined to the column. In a joined structure, the column comprises a cruciform steel frame with a flange or an H-shaped steel column steel frame in which the end of the web and the flange are welded to each other, and the beam is joined to the flange in the column steel frame. The web is fully strongly joined in a range equal to or greater than the value obtained by the equation (H b + 2y) with the center of the beam as the center of the range, and the range not fully strongly joined is the total strength. It is characterized in that it is joined by a method other than joining.
However, B c : the width of the flange of the column steel frame, t cf : the plate thickness of the flange of the column steel frame, t cw : the thickness of the web of the column steel frame, σ cfy : of the flange of the column steel frame. Yield strength, σ cwy : Yield strength of the web of the column steel frame, H b : Due to the beam, F c : Strength of the concrete of the column, d: Cover thickness of the concrete with respect to the flange of the column steel frame. That's right.
この発明によれば、梁に下方及び上方から荷重が作用しても、梁のせいの中心を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２ｙ）の式により得られる値の範囲内の柱鉄骨のフランジのみが、梁により引っ張られる。この柱鉄骨の材長方向において、柱鉄骨のフランジが引っ張られる範囲のフランジとウェブとを全強接合することで、この範囲内の柱鉄骨にウェブとフランジとの不溶着部が形成されない。残りの範囲における柱鉄骨のウェブとフランジとは、全強接合以外の方法で接合する。このため、梁に荷重が作用したときに柱鉄骨のウェブとフランジとの溶接部から破断が生じにくくなる。 According to the present invention, even if a load is applied to the beam from below and above, only the flange of the column steel frame within the range of the value obtained by the equation (H b + 2y) with the center of the beam as the center of the range. However, it is pulled by the beam. By fully joining the flange in the range where the flange of the column steel frame is pulled and the web in the material length direction of the column steel frame, a non-welded portion between the web and the flange is not formed in the column steel frame in this range. The web and flange of the column steel frame in the remaining range are joined by a method other than full-strength joining. Therefore, when a load is applied to the beam, the welded portion between the web and the flange of the column steel frame is less likely to break.
本発明の柱梁接合構造によれば、必要な範囲に全強接合するとともに全強接合する範囲を狭くすることで製造に要するコストを抑えることができる。 According to the beam-column joining structure of the present invention, the cost required for manufacturing can be suppressed by performing full-strength joining within a required range and narrowing the full-strength joining range.
（第１実施形態）
以下、本発明に係る柱梁接合構造の第１実施形態を、図１から図１０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。なお、柱１１は鉄骨鉄筋コンクリート造ではなく、後述する鉄筋１５及びコンクリート１６を備えない鉄骨造の柱であってもよい。
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。
(First Embodiment)
Hereinafter, the first embodiment of the beam-column joint structure according to the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 10.
As shown in FIG. 1, the column-beam
The
The main beam-
本実施形態では、図２及び図３に示すように、柱鉄骨１２は、ウェブ１４の端部とフランジ１３とが互いに溶接により接合されたフランジ付き十字鉄骨製である。ウェブ１４の端部とフランジ１３とは、図２に示す完全溶け込み溶接により形成された全強接合部（全強接合されている部分）１７、及び、図３、図４に示す部分溶け込み溶接又は隅肉溶接により形成された非全強接合部（全強接合以外の方法で接合されている部分）１８Ａ、１８Ｂで接合されている。
In the present embodiment, as shown in FIGS. 2 and 3, the
ここで言う完全溶け込み溶接とは、溶接継手部に開先を設けて母材（本発明では柱鉄骨のウェブ）の全断面を完全に溶接し、溶接のど厚が母材と同一かそれ以上となる全強接合（接合部の耐力が母材の耐力を下回らない接合）を形成することを意味する。部分溶け込み溶接とは、溶接継手部に部分的に開先を設け、母材断面の一部を溶接する溶接方法で、異形隅肉溶接等が例として挙げられる。隅肉溶接とは、開先を設けずに設置した直交する柱鉄骨のウェブ・フランジの隅部に、三角形状の断面をした溶接金属を置くものである。
部分溶け込み溶接及び隅肉溶接においては、柱鉄骨のウェブ・フランジ継手の断面内に溶接不溶着部が存在することを許容する溶接方法である。また、日本建築学会編、「日本建築学会建築工事標準仕様書・同解説 ＪＡＳＳ６ 鉄骨工事には、完全溶け込み溶接により形成された全強接合部には、内部欠陥がないことを超音波探傷試験等によって確認しなければならないことが記載されている。そのため、溶接仕様として突き合わせる母材との全断面が完全に溶接される場合でも、溶接後に超音波探傷試験等によって内部欠陥が無いことを確認しない場合には、その溶接部は非全強接合部に分類される。
In the term "complete penetration welding" as used herein, a groove is provided in the welded joint to completely weld the entire cross section of the base metal (web of the column steel frame in the present invention), and the weld throat thickness is equal to or greater than that of the base metal. It means forming a full-strength joint (a joint in which the proof stress of the joint does not fall below the proof stress of the base metal). Partial penetration welding is a welding method in which a groove is partially provided in a welded joint portion and a part of a cross section of the base metal is welded, and irregular fillet welding and the like can be mentioned as an example. Fillet welding involves placing weld metal with a triangular cross section at the corners of the web flanges of orthogonal column steel frames installed without a groove.
In partial penetration welding and fillet welding, it is a welding method that allows the presence of a weld non-welded portion in the cross section of the web-flange joint of the column steel frame. In addition, Architectural Institute of Japan ed., "Architectural Institute of Japan Standard Specifications for Building Construction / Explanation JASS6 In steel frame construction, ultrasonic flaw detection tests, etc., show that there are no internal defects in the strong joints formed by complete penetration welding, etc. Therefore, even if the entire cross section with the base metal to be matched is completely welded as a welding specification, it is confirmed by ultrasonic flaw detection test etc. that there are no internal defects after welding. If not, the weld is classified as a non-full strength joint.
すなわち、柱鉄骨１２のフランジ１３とウェブ１４とが全強接合されている部分は、柱鉄骨１２のフランジ１３とウェブ１４とが完全溶け込み溶接により接合されている全強接合部１７である。一方で、柱鉄骨１２のフランジ１３とウェブ１４とが全強接合以外の方法で接合されている部分は、柱鉄骨１２のフランジ１３とウェブ１４とが部分溶け込み溶接又は隅肉溶接（非全強接合）により接合されている非全強接合部１８Ａ、１８Ｂである。
That is, the portion where the
図３に示す部分溶け込み溶接により形成された非全強接合部１８Ａは、例えばＳＡＷ（サブマージアーク溶接：Submerged Arc Welding）により形成された溶接金属部１８ａ、１８ｂをウェブ１４の端部に形成して構成されている。溶接金属部１８ａ、１８ｂは、ウェブ１４をウェブ１４の厚さ方向に挟むように形成されている。溶接金属部１８ａと溶接金属部１８ｂとの間には、フランジ１３とウェブ１４とが溶接されていないことで、切欠き状の不溶着部１８ｃが形成されている。
図４に示す隅肉溶接により形成された非全強接合部１８Ｂは、非全強接合部１８Ａと同様に溶接金属部１８ｄ、１８ｅを有して構成されている。溶接金属部１８ｄと溶接金属部１８ｅとの間には、フランジ１３とウェブ１４とが溶接されていないことで、切欠き状の不溶着部１８ｆが形成されている。
なお、非全強接合部１８Ａ及び非全強接合部１８Ｂを区別しないで呼ぶときには、非全強接合部１８と総称する。
In the non-full-strength
The non-full-strength
When the non-full-strength
一方で、完全溶け込み溶接により形成された全強接合部１７は、図示はしないが一対の溶接金属部が、間に不溶着部が形成されることなく一体化している。
柱鉄骨１２における梁２１が接合されたフランジ１３とウェブ１４とは、柱鉄骨１２の材長方向（長手方向）におけるある範囲で全強接合部１７で接合され、それ以外の範囲は非全強接合部１８で接合されている。この範囲の詳細については、後述する。
なお、柱鉄骨１２は、ウェブ１４の端部とフランジ１３とが互いに溶接されたＨ形鋼製であるとしてもよい。本明細書において、Ｈ形鋼にはＩ形鋼が含まれる。
On the other hand, in the full-strength
The
The
複数本の鉄筋１５は、図２に示す柱鉄骨１２の材長方向に見たときに、矩形の縁部の形状となる基準線上に配置されている。
コンクリート１６は、材長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形鋼製であり、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を含む）は、コンクリート１６により囲われている。
The plurality of reinforcing
The concrete 16 has a square or rectangular cross section orthogonal to the material length direction.
As shown in FIG. 1, the
The
なお、本明細書では、柱鉄骨１２のウェブ１４・フランジ１３の接合について、溶接接合することを前提としたが、接合部が全強接合されていれば溶接接合を用いなくてもよく、例えば接着接合や圧接接合、アモルファス接合などを用いてもよい。
In this specification, it is assumed that the
〔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５から図７に示す機構を仮定する。図５から図７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、１３３、下方に塑性ヒンジ１３２、１３４が形成されるとする。すなわち、柱鉄骨１２の梁２１が接合されたフランジ１３における梁２１の一対のフランジ２３が接続された部分に、一対の塑性ヒンジ１３１、１３３、１３２、１３４がそれぞれ形成されるとする。後述する塑性回転角度θ１、θ２が０（ｒａｄｉａｎ）の状態から図５から図７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６中にハッチングを付して示す。
[1. Collapse mechanism proposed in the present invention]
As the collapse mechanism of the main beam-column
With respect to the force with which the
When the
図５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７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。
As shown in FIG. 5, against the force (in this example below the
In general, the bearing capacity of concrete is larger than the proof stress of cone-shaped fracture. Therefore, the neutral shaft C1 satisfying the equilibrium condition in the cross section of the
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ｘは、梁２１の端部に曲げモーメントが作用したときの、梁２１の引張側のフランジ２３１の外表面から中立軸Ｃ１までの距離の梁せいＨｂに対する比である。変数ｙは、梁２１の上方のフランジ２３１の上方にある塑性ヒンジ１３１、塑性ヒンジ１３３間の柱鉄骨１２の材長方向の長さである。変数ｚは、梁２１の下方のフランジ２３２の下方にある塑性ヒンジ１３２、塑性ヒンジ１３４間の柱鉄骨１２の材長方向の長さである。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、（１）式及び（２）式を用いて（３）式及び（４）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。
This collapse mechanism assumes a state in which the
The variables used in this collapse mechanism are x, y, z (mm) shown in the figure. The variable x is a coefficient that determines the position of the neutral axis C1 with respect to the bending moment at the end of the
These variables x, with y, a z,
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、（５）式及び（６）式によって表わすことができる。
The plastic rotation angles θ 1 and θ 2 (radian) generated at the yield hinge line of the
〔２．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８に示す。図８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。
[2. Collapse bending moment]
The actual stress-strain characteristics of steel materials such as column steel frames 12 and
In the inelastic region R2, the stress becomes the maximum value at the maximum stress σ 2 . When the strain is larger than the strain corresponding to the maximum stress σ 2 , the stress is lower than the maximum stress σ 2 . The steel material breaks at strain ε 1 .
これに対して、本実施形態では極限解析の手法を用いて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９に線Ｌ１で示す剛塑性関係となるモデルを仮定している。図９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。
このモデルでは、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。このモデルでは、ひずみ硬化を考慮していない。
On the other hand, in the present embodiment, when the theoretical solution is obtained by using the method of extreme analysis, a model having a rigid-plastic relationship shown by line L1 in FIG. 9 is assumed as the stress-strain characteristics of the
In this model, the strain remains zero and the stress increases. When the stress becomes the yield stress σ 1 , the steel material yields. After the steel yields, the stress does not change and the strain increases. This model does not consider strain hardening.
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（７）式及び（８）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。
Next, the details of the collapse bending moment will be described.
The yield moment M 0 (N) per unit length of the yield hinge wire of the
Here, the plate thickness of the
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、（９）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、（１０）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、（１１）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、（１２）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。
The internal work Wcf due to the out-of-plane deformation of the
The internal work W RC1 due to the cone-shaped fracture that occurs in the cover concrete 16a around the
Here, the width of the
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（１３）式で与えられる。すなわち、内部仕事Ｗｃｆと、内部仕事Ｗｃｗと、内部仕事ＷＲＣ１と、内部仕事ＷＲＣ２との和が、接合部３１の崩壊曲げモーメントＭと、梁２１の端部の曲げモーメントに対する接合部３１の回転角度θとの積に等しいという（１３）式による第一方程式が導かれる。
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、（１４）式を連立して解くことで求められ、（１５）式から（１８）式によって与えられる。（１４）式は、崩壊曲げモーメントＭを変数ｘ、ｙ、ｚで偏微分した値がそれぞれ０に等しいことを表す方程式である。（１６）式から（１８）式により、変数ｘ、ｙ、ｚが求められる。
なお、全塑性曲げモーメントｊＭｐは、図９において鋼材が降伏したときの曲げモーメントを表し、接合部３１の全塑性耐力に相当する。基本的に、変数ｙは変数ｚよりも大きい。これは、前述のよう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ためである。コンクリート１６の強度Ｆｃが０である場合（柱１１が鉄筋１５及びコンクリート１６を備えない鉄骨造の柱の場合）には、変数ｙと変数ｚとが等しくなる。
According to the principle of virtual work, the collapse bending moment M (Nmm) for the
The total plastic bending moment j M p (N mm), which is the minimum value of the decay bending moment M, is obtained by solving equations (14) at the same time, and is given by equations (15) to (18). Equation (14) is an equation representing that the values obtained by partially differentiating the collapse bending moment M with respect to the variables x, y, and z are equal to 0, respectively. The variables x, y, and z can be obtained from the equations (16) to (18).
The total plastic bending moment jM p represents the bending moment when the steel material yields in FIG. 9, and corresponds to the total plastic proof stress of the
（１７）式に、（７）式、（８）式により与えられる降伏モーメントＭ０、単位長さあたりの降伏軸力Ｎ０ ｃを代入して整理すると、（１９）式が得られる。
なお、柱１１が鉄筋１５及びコンクリート１６を備えない鉄骨造の柱の場合には、（１９）式においてコンクリート１６の強度Ｆｃを０として計算すればよい。
By substituting the yield moment M 0 given by the equations (7) and (8) and the yield axial force N 0 c per unit length into the equation (17), the equation (19) is obtained.
When the
前述のように、塑性ヒンジにより示した梁２１よりも上方の変数ｙの範囲、梁２１のせいの範囲、及び、梁２１よりも下方の変数ｚの範囲にそれぞれ対応する柱鉄骨１２のフランジ１３のみが、引っ張られたり圧縮されたりする。基本的に、変数ｙは変数ｚよりも大きい。梁２１のせいの中心Ｐ１から上方に（Ｈｂ／２＋ｙ）の式により得られる値の範囲、及び、中心Ｐ１から下方に（Ｈｂ／２＋ｚ）の式により得られる値の範囲よりも、中心Ｐ１を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２ｙ）の式により得られる値の範囲の方が広い。このため、梁２１に下方及び上方から荷重が作用しても、梁２１のせいの中心Ｐ１（図１０参照）を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２ｙ）の式により得られる値の範囲の柱鉄骨１２のフランジ１３のみが、梁２１により引っ張られることが分かる。
As described above, the
このため、図１０に示すように、この柱鉄骨１２の材長方向において、柱鉄骨１２のフランジ１３が梁２１により引っ張られる範囲を含む範囲Ｒ６において、柱鉄骨１２における梁２１が接合されたフランジ１３とウェブ１４とを全強接合部１７により接合する。なお、図１０においては柱１１の鉄筋１５、及びコンクリート１６を透過して示している。
範囲Ｒ６は、梁２１のせいの中心Ｐ１を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２Ｗ）の式により得られる値の範囲である。ただし、Ｗは（１９）式によるｙ以上である。柱鉄骨１２の材長方向において範囲Ｒ６以外の範囲Ｒ７、すなわち全強接合部１７で接合されていない範囲Ｒ７は、非全強接合部１８で接合される。
Therefore, as shown in FIG. 10, in the material length direction of the
The range R6 is a range of values obtained by the equation (H b + 2W) with the center P1 of the
本実施形態の柱梁接合構造１の設計方法では、柱鉄骨１２における梁２１が接合されたフランジ１３とウェブ１４とを全強接合する範囲を、梁２１のせいの中心Ｐ１を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２Ｗ）の式により得られる値の範囲に設定する。柱鉄骨１２における梁２１が接合されたフランジ１３とウェブ１４とを全強接合しない範囲を、全強接合以外の非全強接合するように設定する。
In the design method of the column-
前述のように、変数Ｗは、（１９）式による変数ｙ以上の値である。変数Ｗは、変数ｙよりも例えば５０ｍｍ以上長いことが好ましい。また、（Ｈｂ＋２Ｗ）の式により得られる値は、（Ｈｂ＋２ｙ）の式により得られる値の１．１倍以上１．２倍以下であることが好ましい。
アーク溶接の開始時には、アーク溶接に用いられるシールド内に外気が入ることがある。このため、アーク溶接の火花が安定しにくく、アーク溶接を開始した部分の耐力が安定しないので、アーク溶接の開始時には助走区間を設けることが好ましい。
全強接合部１７を形成した範囲Ｒ６には、ウェブ１４の端部等に予め開先加工が施されていることが好ましい。さらに、この範囲Ｒ６に対して超音波探傷試験等を行い、ウェブ１４とフランジ１３との不溶着部が形成されていないことを確認することが好ましい。
As described above, the variable W is a value equal to or greater than the variable y according to the equation (19). The variable W is preferably longer than the variable y, for example, by 50 mm or more. Further, the value obtained by the formula (H b + 2W) is preferably 1.1 times or more and 1.2 times or less the value obtained by the formula (H b + 2y).
At the start of arc welding, outside air may enter the shield used for arc welding. For this reason, the sparks of arc welding are difficult to stabilize, and the strength of the portion where arc welding is started is not stable. Therefore, it is preferable to provide a run-up section at the start of arc welding.
It is preferable that the end portion of the
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、梁２１に下方及び上方から荷重が作用しても、梁２１のせいの中心を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２ｙ）の式により得られる値の範囲内の柱鉄骨１２のフランジ１３のみが、梁２１により引っ張られる。この柱鉄骨１２の材長方向において、柱鉄骨１２のフランジ１３が引っ張られる範囲のフランジ１３とウェブ１４とを全強接合することで、この範囲の柱鉄骨１２にウェブ１４とフランジ１３との不溶着部が形成されない。残りの範囲における柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３とは、非全強接合する。このため、梁２１に荷重が作用したときに柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３との溶接部から破断が生じにくくなる。
したがって、柱梁接合構造１の必要な範囲に全強接合するとともに全強接合する範囲を狭くすることで、柱梁接合構造１の製造に要するコストを抑えることができる。
As described above, according to the design method of the beam-column
Therefore, the cost required for manufacturing the beam-
なお、柱鉄骨１２のフランジ１３に引張応力が作用している範囲でフランジ１３とウェブ１４とを全強接合し、フランジ１３とウェブ１４とが全強接合されていない範囲は、フランジ１３とウェブ１４とを全強接合以外の方法で接合してもよい。柱鉄骨１２のフランジ１３に引張応力が作用して柱鉄骨１２のウェブ１４に局部降伏が生じている範囲は、図５に示す範囲Ｒ９となる。すなわち、柱鉄骨１２の材長方向において、塑性ヒンジ１３１から中立軸Ｃ１までの範囲である。
柱鉄骨１２のフランジ１３に引張応力が作用している範囲内で柱鉄骨１２のフランジ１３とウェブ１４とが全強接合されているため、この範囲Ｒ９内の柱鉄骨１２にウェブ１４とフランジ１３との不溶着部が形成されない。フランジ１３に引張応力が作用している範囲Ｒ９内は不溶着部から破断が生じやすいが、この範囲Ｒ９内に不溶着部が形成されないため、梁２１に荷重が作用したときに柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３との溶接部から破断が生じにくくなる。
したがって、必要な範囲に全強接合するとともに全強接合する範囲を狭くすることで、柱梁接合構造１の製造に要するコストを抑えることができる。
It should be noted that the
Since the
Therefore, the cost required for manufacturing the beam-
（第２実施形態）
次に、本発明の第２実施形態について図１１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。
本実施形態では、第１実施形態のように極限解析の手法を用いて理論解を求めるとともに、使用頻度の高い柱梁接合構造１の厚さ等の諸元に限定すること等により、全強接合する範囲を容易に求められるようにしている。
(Second Embodiment)
Next, the second embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. 11, but the same parts as those of the embodiment are designated by the same reference numerals, the description thereof will be omitted, and only the differences will be described.
In this embodiment, as in the first embodiment, the theoretical solution is obtained by using the method of extreme analysis, and the total strength is limited to the specifications such as the thickness of the frequently used beam-column
具体的には、以下の(i)から(iii)の限定、及び(iv)の仮定をしている。
(i)柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏強さσｃｆｙと柱鉄骨１２のウェブ１４の降伏強さσｃｗｙとが等しい。
(ii)柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの２倍に対する柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃの比が３．０以上である。
(iii)柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗに対する柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの比が３．３３以下である。
(iv)かぶりコンクリートの影響を無視する（Ｆｃを０とする）。
Specifically, the following limitations (i) to (iii) and assumptions (iv) are made.
(i) yield strength of the
(ii) The ratio of the width B c of the
The ratio of the thickness t cf of the
(iv) Ignore the influence of cover concrete (F c is 0).
なお、柱梁接合構造１の使用頻度の高い諸元に対してはかぶりコンクリートの影響は１０％程度であることが分かっている。
前述の（１９）式において、(i)の限定及び(iv)の仮定をして変形することで、（２０）式が得られる。
すなわち、変数ｙ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に対する柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの比、及び、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの２倍に対する柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃの比で表されることが分かる。
It is known that the influence of the cover concrete is about 10% on the specifications of the column-beam
Equation (20) can be obtained by modifying the above equation (19) with the limitation of (i) and the assumption of (iv).
That is, the variable y is the width B c of the
柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗに対する柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの比については、(iii)の限定における上限値の３．３３を（２０）式に代入する。柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの２倍に対する柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃの比については、(ii)の限定における下限値の３．０を（２０）式に代入する。すると、（２１）式が得られる。
（２０）式において、(ii)の限定である（Ｂｃ／（２ｔｃｆ））の式により得られる値の下限値の３．０、及び、(iii)の限定である（ｔｃｆ／ｔｃｗ）の式により得られる値の上限値の３．３３を（２０）式に代入することで、(ii)及び(iii)の限定における変数ｙの最大値が約０．７５Ｂｃと求まる。
The ratio of the thickness t cf of the
In equation (20), the lower limit of the value obtained by the equation (B c / (2t cf )), which is the limitation of (ii), is 3.0, and the limitation of (iii) is (t cf / t). the 3.33 upper limit value of the value obtained by the equation of cw) (20) by substituting the equation obtained and (ii) and a maximum value of about 0.75B c of the variable y in the limit of (iii).
すなわち、本実施形態における前述の全強接合部１７の範囲Ｒ６は、梁２１のせいの中心Ｐ１を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２Ｗ）の式により得られる値の範囲とした。ただし、Ｗは（２１）式によるｙ以上である。
That is, the range R6 of the above-mentioned full-strength
なお、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの２倍に対する柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃの比を２．０以上、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗに対する柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの比を４．０以下とした場合には、変数ｙの値は１．０Ｂｃとなる。柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの２倍に対する柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃの比を５．０以上、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗに対する柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔｃｆの比を２．５以下とした場合には、変数ｙの値は０．５Ｂｃとなる。
The ratio of the width B c of the
以上説明したように、本実施形態の柱梁接合構造１によれば、使用頻度の高い板厚等の諸元において、柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３とを全強接合する範囲が、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃ及び梁２１のせいＨｂだけで決まる。このため、柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３とを全強接合する範囲を容易に求めることができる。
なお、本実施形態で変数ｙを０．７５Ｂｃとした評価の精度を検証した図１１については、第３実施形態において説明を行う。
As described above, according to the beam-
Note that FIG. 11 the variable y in this embodiment to verify the accuracy of the evaluation that the 0.75B c may be described in the third embodiment.
（第３実施形態）
次に、本発明の第３実施形態について図１２から図２０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。
前述の第１実施形態及び第２実施形態では極限解析の手法を用いて理論解を求め、柱１１と梁２１との接合部３１における全塑性曲げモーメントｊＭｐの柱１１のウェブ１４の塑性化範囲に基づいて、全強接合部１７の範囲を設定した。ただし、接合部３１が降伏した後には鋼材のひずみ硬化によって塑性化範囲は拡大する場合がある。
本実施形態では、接合部３１が大きく変形して接合部３１の塑性化範囲が拡大した場合においても前述の全強接合部１７の範囲が十分であるための条件を検討する。本実施形態では、変数ｙに相当する塑性ひずみが分布している範囲を有限要素解析により求めた。
(Third Embodiment)
Next, the third embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. 12 to 20, but the same parts as those of the embodiment are designated by the same reference numerals, the description thereof will be omitted, and only the differences will be described. explain.
Sought theoretical solution using procedures ultimate analysis in the first embodiment and the second embodiment described above, the full plastic bending
In the present embodiment, the conditions for the above-mentioned full-strength
有限要素解析に用いた解析モデルを、図１２から図１４に示す。図１２の解析モデルは、柱梁接合構造１を表す１／４モデルである。この１／４モデルでは、第一の面Ｓ１及び第二の面Ｓ２を解析条件の対称面とした。
図１２の解析モデルは、柱梁接合構造１の柱１１が鉄骨造であってＨ形鋼製の柱鉄骨１２である場合を示している。
The analysis models used for the finite element analysis are shown in FIGS. 12 to 14. The analysis model of FIG. 12 is a 1/4 model representing the beam-column
The analysis model of FIG. 12 shows a case where the
有限要素解析の条件を以下に示す。
・解析モデルの要素は、８節点ソリッド要素とした。
・梁２１の端部が柱鉄骨１２に溶接された部分の溶接金属部の余盛り高さは、梁２１のフランジ２３の板厚の１／４とした。ただし、梁２１のフランジ２３の板厚が４０ｍｍ以上の場合は、余盛り高さを１０ｍｍとした。
・柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３との溶接金属部は、脚長及び余盛り高さともに１０ｍｍとした。
The conditions for finite element analysis are shown below.
-The elements of the analysis model were 8-node solid elements.
The extra height of the weld metal portion of the portion where the end portion of the
The weld metal portion between the
・柱鉄骨１２及び梁２１の材料特性には、建築構造用圧延鋼材であるＳＮ４９０の引張試験結果をモデル化した応力−ひずみ特性を用いた。図１５に柱鉄骨１２及び梁２１の要素に用いた応力−ひずみ特性を示す。図１５の横軸はひずみを表し、縦軸は応力を表す。一点鎖線Ｌ６は、引張試験結果の平均応力−平均ひずみを表す線である。実線Ｌ７は、引張試験結果の平均応力−平均ひずみをモデル化した線である。点線Ｌ８は、モデル化した平均応力−平均ひずみを、真応力−真ひずみに変換した線である。有限要素解析には、点線Ｌ８が表す平均応力−平均ひずみ特性を用いた。
-For the material properties of the
・各溶接金属部の材料特性には、ＹＧＷ１８ワイヤの引張試験結果をモデル化した応力−ひずみ特性を用いた。図１６に溶接金属部の要素に用いた応力−ひずみ特性を示す。図１６の横軸はひずみを表し、縦軸は応力を表す。一点鎖線Ｌ１１は、引張試験結果の平均応力−平均ひずみを表す線である。実線Ｌ１２は、引張試験結果の平均応力−平均ひずみをモデル化した線である。点線Ｌ１３は、モデル化した平均応力−平均ひずみを、真応力−真ひずみに変換した線である。有限要素解析には、点線Ｌ１３が表す平均応力−平均ひずみ特性を用いた。
・柱鉄骨１２及び梁２１の降伏強さを３８０ＭＰａ、引張強さを５１９ＭＰａとした。
・溶接金属部の降伏強さを５２６ＭＰａ、引張強さを６０６ＭＰａとした。
・荷重条件は、梁２１の柱鉄骨１２とは反対の端に荷重Ｆ（図１２参照）を作用させて、鉛直方向の一方向強制変位を与えた。
-For the material properties of each weld metal part, stress-strain characteristics modeled from the tensile test results of the YGW18 wire were used. FIG. 16 shows the stress-strain characteristics used for the elements of the weld metal part. The horizontal axis of FIG. 16 represents strain, and the vertical axis represents stress. The alternate long and short dash line L11 is a line representing the average stress-average strain of the tensile test results. The solid line L12 is a line that models the average stress-average strain of the tensile test results. The dotted line L13 is a line obtained by converting the modeled average stress-average strain into true stress-true strain. For the finite element analysis, the average stress-average strain characteristic represented by the dotted line L13 was used.
The yield strength of the
The yield strength of the weld metal portion was set to 526 MPa, and the tensile strength was set to 606 MPa.
-As for the load condition, a load F (see FIG. 12) was applied to the end of the
解析モデルの解析変数の比の一覧を、表１に示す。柱鉄骨１２及び梁２１の寸法の諸元は、各比率が使用頻度の高い表１に示す値の組み合わせとなるように設定した。
すなわち、以下のように比の値を決めた。
・柱鉄骨１２のフランジ１３における板厚ｔｃｆに対する幅Ｂｃの比が、３．０以上８．０以下である。
・柱鉄骨１２のウェブ１４における板厚ｔｃｗに対する幅の比（幅厚比）が、柱鉄骨１２がフランジ付き十字鉄骨製の場合に１２．０以上である。
なお、柱鉄骨１２がＨ形鋼製の場合には、この比は２４．０以上である。
・柱鉄骨１２におけるフランジ１３の幅Ｂｃに対するせいＨｃの比が、１．７以上３．５以下である。
・柱鉄骨１２のせいＨｃに対する梁２１のせいＨｂの比が、０．７以上１．５以下である。
・柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃに対する梁２１のフランジ２３の幅Ｂｂの比が、０．５以上１．０以下である。
・柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗに対する梁２１のウェブ２４の板厚ｔｂｗの比が、０．５以上１．０以下である。
Table 1 shows a list of the ratios of the analysis variables of the analysis model. The dimensional specifications of the
That is, the ratio value was determined as follows.
The ratio of the width B c to the plate thickness t cf of the
The width ratio (width-thickness ratio) of the
When the
-The ratio of the cause H c to the width B c of the
The ratio of the
The ratio of the width B b of the
The ratio of the plate thickness t bw of the
具体的には、以下のように寸法を決めた。
・柱鉄骨１２のせいＨｃは、６００ｍｍの固定値とした。
・柱鉄骨１２におけるフランジ１３の幅Ｂｃに対するせいＨｃの比の変数により、柱鉄骨１２におけるフランジ１３の幅Ｂｃを決める。
・柱鉄骨１２のウェブ１４における板厚ｔｃｗに対する幅の比、及び、柱鉄骨１２のフランジ１３における板厚ｔｃｆに対する幅Ｂｃの比の変数により、ウェブ１４の板厚ｔｃｗ及びフランジ１３の板厚ｔｃｆを決める。
・柱鉄骨１２のせいＨｃに対する梁２１のせいＨｂの比、及び、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔｃｗに対する梁２１のウェブ２４の板厚ｔｂｗの比の変数により、梁２１のせいＨｂ及び梁２１のフランジ２３の幅Ｂｂを決める。
Specifically, the dimensions were determined as follows.
-The H c of the
-The width B c of the
- the ratio of the width to the thickness t cw in the
The
・柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃに対する梁２１のフランジ２３の幅Ｂｂの比の変数により、梁２１のウェブ２４の板厚ｔｂｗを決める。
・梁２１のフランジ２３の板厚ｔｂｆは、接合部３１の局所耐力に対して梁２１の曲げ耐力が１．２倍以上となるように決めた。
このとき、梁２１のフランジ２３における板厚ｔｂｆに対する幅Ｂｂの比がＦＤランクとなる場合には、ＦＤランクとＦＣランクの境界値となるように、梁２１のフランジ２３の板厚ｔｂｆを厚くする。また、梁２１のフランジ２３の板厚ｔｂｆが梁２１のウェブ２４の板厚ｔｂｗよりも薄くなる場合には、梁２１のフランジ２３の板厚ｔｂｆを梁２１のウェブ２４の板厚ｔｂｗと等しくする。
・柱鉄骨１２におけるウェブ１４の板厚ｔｃｗに対するフランジ１３の板厚ｔｃｆの比が３．３３を超える場合は、その解析ケースを除外した。除外した解析ケースは、使用頻度が低いケースである。
The plate thickness t bw of the
The plate thickness t bf of the
At this time, when the ratio of the width B b to the plate thickness t bf of the
-When the ratio of the plate thickness tcf of the
これらの手順によって決めた柱鉄骨１２及び梁２１の寸法の諸元の一覧を、表２及び表３に解析ケース１から解析ケース５６として示す。
なお、表２及び表３において、柱鉄骨１２のウェブ１４における板厚ｔｃｗに対する幅の比が１２．０のものは柱鉄骨１２がフランジ付き十字鉄骨製であり、３２．０のものは柱鉄骨１２がＨ形鋼製である。
A list of the specifications of the dimensions of the
In Tables 2 and 3, when the ratio of the width of the
表２及び表３に示した合計５６の解析ケースの有限要素解析を実施した。各解析ケースにおいて、図１３及び図１４に示す溶接金属部１９の溶接止端部１９ａの相当塑性ひずみを柱鉄骨１２の材長方向にわたり求めた。
図１７に、塑性ひずみを求めた結果の一例を解析ケース２（梁２１のせいＨｂは９００ｍｍ）の場合で示す。図１７の横軸は相当塑性ひずみを表し、縦軸は梁２１のせいの中心に対する位置を表す。なお、位置は上方を正とする。□印の線Ｌ１６は、柱梁接合構造１の接合部３１の降伏が始まったときの状態を表す。◇印の線Ｌ１７は、梁２１の端部が０．０２ｒａｄｉａｎ（約１．１５°）回転したときの状態を表す。
A finite element analysis of a total of 56 analysis cases shown in Tables 2 and 3 was performed. In each analysis case, the equivalent plastic strain of the
FIG. 17 shows an example of the result of obtaining the plastic strain in the case of analysis case 2 (H b due to the
接合部３１の降伏が始まったときとは、接合部３１の初期の回転角−曲げモーメントの傾きに対して、傾きが１／３まで低下したときの状態と定義する。梁２１の端部が０．０２ｒａｄｉａｎ回転した状態は、地震が起きたときに建築物に生じる最大の変位を意味する。
The time when the yield of the
線Ｌ１６及び線Ｌ１７のいずれにおいても、溶接止端部１９ａの相当塑性ひずみ、すなわち柱鉄骨１２のウェブ１４の塑性ひずみは、梁２１のフランジ２３の位置を中心に分布していることが分かった。
接合部３１の降伏が始まったときには、梁２１のせいの外側に約１０５ｍｍの範囲Ｘまで塑性ひずみが分布していることが分かった。一方で、梁２１の端部が０．０２ｒａｄｉａｎ回転した状態では、梁２１のせいの外側に約１５０ｍｍの範囲Ｘまで塑性ひずみが分布していることが分かった。
It was found that in both the wire L16 and the wire L17, the equivalent plastic strain of the
When the yield of the joint 31 started, it was found that the plastic strain was distributed to the outside of the
梁２１の端部が０．０２ｒａｄｉａｎ回転した状態における各解析ケースで、塑性ひずみが分布している範囲Ｘを求めた結果を図１８に示す。図１８の横軸は柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃを表し、縦軸は塑性ひずみが分布している範囲Ｘを表す。
塑性ひずみが分布している範囲Ｘは、柱鉄骨１２のフランジ１３における幅Ｂｃの１．１倍以下の範囲であることが分かった。
このため、本実施形態における前述の全強接合部１７の範囲Ｒ６は、梁２１のせいの中心Ｐ１を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２Ｗ）の式により得られる値の範囲とした。ただし、Ｗは１．１Ｂｃ以上である。すなわち、柱梁接合構造１の解析モデルにおいて、梁２１のせいの中心Ｐ１を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２Ｗ）の式により得られる値の範囲の溶接金属部１９を全強接合部１７とし、全強接合部１７以外の溶接金属部１９を非全強接合部１８とする。
FIG. 18 shows the results of finding the range X in which the plastic strain is distributed in each analysis case in the state where the end of the
It was found that the range X in which the plastic strain was distributed was 1.1 times or less the width B c of the
Therefore, the range R6 of the above-mentioned full-strength
以上説明したように、本実施形態の柱梁接合構造１によれば、柱鉄骨１２がフランジ付き十字鉄骨又はＨ形鋼製であって使用頻度の高い厚さ等の諸元において、柱鉄骨１２の材長方向に対して梁２１のせいの中心を範囲の中心とした（Ｈｂ＋２．２Ｂｃ）の式により得られる値の範囲以下の範囲の柱鉄骨１２に塑性ひずみが分布する。柱鉄骨１２における塑性ひずみが分布する範囲のフランジ１３とウェブ１４とを全強接合することで、この範囲内の柱鉄骨１２にウェブ１４とフランジ１３との不溶着部が形成されない。残りの範囲における柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３とは、非全強接合で接合する。このため、梁２１に荷重が作用したときに柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３との溶接部から破断が生じにくくなる。
また、柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３とを全強接合する範囲が、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂｃ及び梁２１のせいＨｂだけで決まる。したがって、柱鉄骨１２のウェブ１４とフランジ１３とを全強接合する範囲を容易に求めることができる。
As described above, according to the column-beam
Further, the range in which the
なお、梁２１の端部が０．０３ｒａｄｉａｎ、０．０４ｒａｄｉａｎ回転した状態における、各解析ケースで塑性ひずみが分布している範囲Ｘを求めた結果を図１９、図２０にそれぞれ示す。
０．０３ｒａｄｉａｎ、０．０４ｒａｄｉａｎ回転した状態は、塑性ひずみが分布している範囲Ｘは、ともに柱鉄骨１２のフランジ１３における幅Ｂｃの１．２倍以下の範囲であることが分かった。
すなわち、梁２１の端部が回転した角度が大きくなっても、塑性ひずみが分布している範囲Ｘは幅Ｂｃの１．２倍以下の範囲で飽和すると考えらえる。この場合、梁２１のせいＨｂの中心を範囲の中心とした少なくとも（Ｈｂ＋２．４Ｂｃ）の式により得られる値の範囲で全強接合することで、充分大きな地震に対しても耐えられることが分かった。
The results of obtaining the range X in which the plastic strain is distributed in each analysis case in the state where the end portion of the
In the 0.03 radian and 0.04 radian rotation states, it was found that the range X in which the plastic strain was distributed was 1.2 times or less the width B c of the
That is, even if the angle at which the end of the
ここで第２実施形態の図１１について説明する。表２及び表３に示した解析ケースのうち、第２実施形態に該当する５６の解析ケースについて、塑性ひずみが分布している範囲Ｘを求めた。
塑性ひずみが分布している範囲Ｘは、柱鉄骨１２のフランジ１３における幅Ｂｃの０．７５倍以下の範囲であることが分かった。有限要素解析結果の降伏耐力時点の塑性化範囲を、もれなく安全側に評価できていることが分かった。
Here, FIG. 11 of the second embodiment will be described. Of the analysis cases shown in Tables 2 and 3, the range X in which the plastic strain is distributed was determined for 56 analysis cases corresponding to the second embodiment.
It was found that the range X in which the plastic strain is distributed is 0.75 times or less the width B c of the
以上、本発明の第１実施形態から第３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。 Although the first to third embodiments of the present invention have been described in detail with reference to the drawings, the specific configuration is not limited to this embodiment, and the configuration does not deviate from the gist of the present invention. Changes, combinations, deletions, etc. of are also included. Further, it goes without saying that each of the configurations shown in each embodiment can be used in combination as appropriate.
１ 柱梁接合構造
１１ 柱
１２ 柱鉄骨
１３、２３ フランジ
１３１、１３２、１３３、１３４ 塑性ヒンジ
１４、２４ ウェブ
２１ 梁
３１ 接合部
1 Column
Claims (2)
前記柱は、ウェブの端部とフランジとが互いに溶接されたフランジ付き十字鉄骨又はＨ形鋼製の柱鉄骨を備え、
前記柱鉄骨の前記梁が接合された前記フランジにおける前記梁の一対のフランジが接続された部分に、一対の塑性ヒンジがそれぞれ形成されるとし、
前記梁の端部に曲げモーメントが作用したときの、前記梁の引張側の前記フランジの外表面から中立軸までの距離の前記梁のせいに対する比を変数ｘとし、
前記梁の前記一対のフランジのうち、引張側の前記フランジに対応する前記一対の塑性ヒンジにおける前記柱鉄骨の材長方向の長さを変数ｙ、圧縮側の前記フランジに対応する前記一対の塑性ヒンジにおける前記材長方向の長さを変数ｚとし、
前記柱鉄骨の前記フランジの面外変形による内部仕事と、前記柱鉄骨の前記ウェブの局部降伏による内部仕事と、前記梁の引張側の前記フランジ周りのかぶりコンクリートに生じるコーン状破壊による内部仕事と、前記梁の圧縮側の前記フランジ周りに生じる内部の前記コンクリートの支圧破壊による内部仕事との和が、前記接合部の崩壊曲げモーメントと、前記梁の端部の曲げモーメントに対する前記接合部の回転角度との積に等しいという第１関係を導き、
前記崩壊曲げモーメントを前記変数ｘ、ｙ、ｚで偏微分した値がそれぞれ０に等しいことを表す第２関係、及び前記第１関係を連立させて、前記変数ｙを求め、
前記柱鉄骨における前記梁が接合された前記フランジと前記ウェブとを全強接合する範囲を、前記柱鉄骨の材長方向において、前記梁のせいの中心を範囲の中心とした（Ｈ ｂ ＋２ｙ）の式により得られる値以上の範囲であって、前記梁のせいの中心を範囲の中心とした（Ｈ ｂ ＋２ｙ）の式により得られる値の１．２倍の値以下の範囲に設定し、
前記柱鉄骨における前記梁が接合された前記フランジと前記ウェブとを全強接合しない範囲を、前記全強接合以外の方法で接合する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、Ｂ ｃ ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔ ｃｆ ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、ｔ ｃｗ ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σ ｃｆｙ ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、σ ｃｗｙ ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、Ｈ ｂ ：前記梁のせい、Ｆ ｃ ：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。
The pillars, Bei example the web end and flange and is welded cross steel or H-shaped steel pillars steel flanged to each other,
The portion where the pair of flanges is connected to the beam in the flanges the beam of the pillar steel is bonded, and a pair of plastic hinges are formed respectively,
The ratio of the distance from the outer surface of the flange on the tension side of the beam to the neutral axis when the bending moment acts on the end of the beam is defined as the variable x.
Of the pair of flanges of the beam, the length of the column steel frame in the material length direction of the pair of plastic hinges corresponding to the flanges on the tension side is a variable y, and the pair of plastics corresponding to the flanges on the compression side. The length of the hinge in the material length direction is defined as the variable z .
Internal work due to out-of-plane deformation of the flange of the pillar steel frame, internal work due to local yielding of the web of the pillar steel frame, and internal work due to cone-shaped fracture occurring in the cover concrete around the flange on the tension side of the beam. The sum of the internal work caused by the bearing pressure fracture of the concrete inside around the flange on the compression side of the beam is the collapse bending moment of the joint and the bending moment of the end of the beam of the joint. Derived the first relation that it is equal to the product of the rotation angle,
The variable y is obtained by combining the second relation indicating that the values obtained by partially differentiating the collapse bending moment with respect to the variables x, y, and z are equal to 0, and the first relation .
The range in which the flange to which the beam is joined in the column steel frame and the web are fully joined is set to the center of the range due to the beam in the material length direction of the column steel frame (H b + 2y). The range is equal to or greater than the value obtained by the equation of (H b + 2y), and is set to a range of 1.2 times or less the value obtained by the equation of (H b + 2y) with the center of the beam as the center of the range .
A method for designing a beam-column joint structure, characterized in that a range in which the flange to which the beam is joined and the web in the column steel frame are not fully joined is set to be joined by a method other than the full-strength joining. ..
However, B c : the width of the flange of the column steel frame, t cf : the plate thickness of the flange of the column steel frame, t cw : the thickness of the web of the column steel frame, σ cfy : of the flange of the column steel frame. Yield strength, σ cwy : Yield strength of the web of the column steel frame, H b : Due to the beam, F c : Strength of the concrete of the column, d: Cover thickness of the concrete with respect to the flange of the column steel frame. That's right.
前記柱は、ウェブの端部とフランジとが互いに溶接されたフランジ付き十字鉄骨又はＨ形鋼製の柱鉄骨を備え、
前記柱鉄骨の前記梁が接合された前記フランジにおける前記梁の一対のフランジが接続された部分に、一対の塑性ヒンジがそれぞれ形成されるとし、
前記梁の端部に曲げモーメントが作用したときの、前記梁の引張側の前記フランジの外表面から中立軸までの距離の前記梁のせいに対する比を変数ｘとし、
前記梁の前記一対のフランジのうち、引張側の前記フランジに対応する前記一対の塑性ヒンジにおける前記柱鉄骨の材長方向の長さを変数ｙ、圧縮側の前記フランジに対応する前記一対の塑性ヒンジにおける前記材長方向の長さを変数ｚとし、
前記柱鉄骨の前記フランジの面外変形による内部仕事と、前記柱鉄骨の前記ウェブの局部降伏による内部仕事と、前記梁の引張側の前記フランジ周りのかぶりコンクリートに生じるコーン状破壊による内部仕事と、前記梁の圧縮側の前記フランジ周りに生じる内部の前記コンクリートの支圧破壊による内部仕事との和が、前記接合部の崩壊曲げモーメントと、前記梁の端部の曲げモーメントに対する前記接合部の回転角度との積に等しいという第１関係を導き、
前記崩壊曲げモーメントを前記変数ｘ、ｙ、ｚで偏微分した値がそれぞれ０に等しいことを表す第２関係、及び前記第１関係を連立させて、前記変数ｙを求め、
前記柱鉄骨における前記梁が接合された前記フランジと前記ウェブとを全強接合する範囲を、前記柱鉄骨の材長方向において、前記梁のせいの中心を範囲の中心とした（Ｈ ｂ ＋２ｙ）の式により得られる値以上の範囲であって、前記梁のせいの中心を範囲の中心とした（Ｈ ｂ ＋２．４Ｂ ｃ ）の式により得られる値以下の範囲に設定し、
前記柱鉄骨における前記梁が接合された前記フランジと前記ウェブとを全強接合しない範囲を、前記全強接合以外の方法で接合する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、Ｂ ｃ ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔ ｃｆ ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、ｔ ｃｗ ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σ ｃｆｙ ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、σ ｃｗｙ ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、Ｈ ｂ ：前記梁のせい、Ｆ ｃ ：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。
The pillars, Bei example the web end and flange and is welded cross steel or H-shaped steel pillars steel flanged to each other,
The portion where the pair of flanges is connected to the beam in the flanges the beam of the pillar steel is bonded, and a pair of plastic hinges are formed respectively,
The ratio of the distance from the outer surface of the flange on the tension side of the beam to the neutral axis when the bending moment acts on the end of the beam is defined as the variable x.
Of the pair of flanges of the beam, the length of the column steel frame in the material length direction of the pair of plastic hinges corresponding to the flanges on the tension side is a variable y, and the pair of plastics corresponding to the flanges on the compression side. The length of the hinge in the material length direction is defined as the variable z .
Internal work due to out-of-plane deformation of the flange of the pillar steel frame, internal work due to local yielding of the web of the pillar steel frame, and internal work due to cone-shaped fracture occurring in the cover concrete around the flange on the tension side of the beam. The sum of the internal work caused by the bearing pressure fracture of the concrete inside around the flange on the compression side of the beam is the collapse bending moment of the joint and the bending moment of the end of the beam of the joint. Derived the first relation that it is equal to the product of the rotation angle,
The variable y is obtained by combining the second relation indicating that the values obtained by partially differentiating the collapse bending moment with respect to the variables x, y, and z are equal to 0, and the first relation .
The range in which the flange to which the beam is joined in the column steel frame and the web are fully joined is set to the center of the range due to the beam in the material length direction of the column steel frame (H b + 2y). The range is equal to or greater than the value obtained by the equation of (H b + 2.4 B c ) with the center of the beam as the center of the range, and is set to the range equal to or less than the value obtained by the equation of (H b + 2.4 B c ) .
A method for designing a beam-column joint structure, characterized in that a range in which the flange to which the beam is joined and the web in the column steel frame are not fully joined is set to be joined by a method other than the full-strength joining. ..
However, B c : the width of the flange of the column steel frame, t cf : the plate thickness of the flange of the column steel frame, t cw : the thickness of the web of the column steel frame, σ cfy : of the flange of the column steel frame. Yield strength, σ cwy : Yield strength of the web of the column steel frame, H b : Due to the beam, F c : Strength of the concrete of the column, d: Cover thickness of the concrete with respect to the flange of the column steel frame. That's right.
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