JP6905738B2

JP6905738B2 - 柱梁接合構造物

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Publication number: JP6905738B2
Application number: JP2017084083A
Authority: JP
Inventors: 中島　教雄; 教雄中島; 中島　伸; 伸中島; 英樹加納
Original assignee: ナカジマ鋼管株式会社
Priority date: 2017-01-19
Filing date: 2017-04-21
Publication date: 2021-07-21
Anticipated expiration: 2037-04-21
Also published as: JP2018115541A

Description

本発明は、柱に梁を接合させるための柱梁接合構造物に関するものである。

従来、この種の柱梁接合構造物は、複数の鋼管を溶接結合することにより構成されており、その際に溶接結合として、例えば、通しダイアフラム方式、内ダイアフラム方式等の方式がある。
しかしながら、これら通しダイアフラム方式、内ダイアフラム方式によると、組立て工数（溶接箇所）が多く、且つ溶接長さが長くなるため、全体の作業が複雑化するという問題点があった。

そこで、このような問題点を解決したものとして、柱部と梁部との接続部分となる仕口部に熱間成形により成形した厚肉の短尺角形鋼管を採用したノンダイアフラム方式の柱梁接合構造物が提供されている（例えば、特許文献１）。すなわち、所定の板厚の長尺角形鋼管と、この長尺角形鋼管よりも板厚が厚く且つ仕口部を形成する長さの半成形短尺角形鋼管とを、それぞれ冷間成形で製造する。そして、半成形短尺角形鋼管を加熱炉において加熱した後、熱間成形して短尺角形鋼管を製造する。このようにして得た長尺角形鋼管と短尺角形鋼管とをアーク溶接等で溶接結合することで角形鋼管柱を得る。
このような熱間成形により得た厚肉の短尺角形鋼管を採用した柱梁接合構造物によると、組立て工数を削減できるとともに溶接長さを短くでき、全体の作業が簡略化できる。

特開２００３−２６８８７７号公報

しかしながら、特許文献１に示すような柱梁接合構造物は、ノンダイアフラム方式で構成されており、仕口部の内部に内蔵リブ或いは裏当て金等が設けられていない状態であることから、梁部の押し込みによる仕口部の変形を防止するために、仕口部のパネルの端面から梁部のフランジの上下面との間に所定長さの余長を設ける必要があり、梁部の高さ（フランジ間の高さ）が大きくなるにつれて、当該余長を長く設けなければならない。そのため、仕口部が大型化するという問題があった。
また、特許文献１に示すような柱梁接合構造物は、柱部を冷間ロール成形の角形鋼管により構成し、仕口部を熱間成形の角形鋼管により構成しているが、熱間成形の角形鋼管は、その隅角部分の外側曲率半径が、冷間ロール成形の角形鋼管における隅角部分の外側曲率半径より小さいため、柱部（冷間ロール成形の角形鋼管）と、仕口部（熱間成形の角形鋼管）とを溶接結合した際に、柱部の隅角部分と、仕口部の隅角部分とにズレ（食い違い）が生じ、溶接結合できないという問題があった。そのため、従来では、この柱部の隅角部分と仕口部の隅角部分とのズレ（食い違い）を解消するために、仕口部（熱間成形の角形鋼管）の隅角部分の外側曲率半径を、柱部（冷間ロール成形の角形鋼管）の隅角部分の外側曲率半径に合わせて大きくすることで対応していたが、仕口部（熱間成形の角形鋼管）の隅角部分の外側曲率半径を大きくすると、隅角部分をシャープに成形することができないという問題があった。

そこで、本発明は、梁部の押し込みによる仕口部の変形を防止しつつ、仕口部の小型化が可能であるとともに、仕口部の隅角部分をシャープに成形可能な柱梁接合構造物を提供することを目的とする。

本発明の解決しようとする課題は以上であり、次にこの課題を解決するための手段を説明する。

即ち、本発明の柱梁接合構造物は、冷間ロール成形の角形鋼管により構成される柱部と、熱間成形の角形鋼管により構成され、前記柱部と梁部との接続部分となるノンダイアフラム形式の仕口部と、を備え、前記柱部及び前記仕口部は、前記柱部の外径Ｂと仕口部の板厚ｔｐとの比が１０≦Ｂ／ｔｐ≦１５となるように成形され、前記柱部の隅角部分の外側曲率半径が前記柱部の板厚の２．０倍から３．０倍に成形され、前記仕口部の隅角部分の外側曲率半径が前記仕口部の板厚の１．５倍から２．５倍に成形され、前記柱部の端面が前記仕口部の端面に載置可能な程度に、前記仕口部の外径が前記柱部の外径より長く成形され、前記仕口部の両端部分には、前記柱部が溶接接合されるとともに、その両端部分の内側に、四角形状の補強板材が、前記仕口部の端面と面一となるように溶接接合されるものである。

本発明の柱梁接合構造物によれば、仕口部の両端部分の内側に補強板材を設けることで、梁部の押し込みによる仕口部の変形を防止することができ、仕口部の端面から梁部のフランジの上下面との間の高さ（仕口部の余長）を短くすることができる。そのため、梁部の押し込みによる仕口部の変形を防止しつつ、仕口部を小型化することができる。また、柱部の端面が仕口部の端面に載置可能な程度に、仕口部の外径が柱部の外径より長く成形されるため、柱部の隅角部分と仕口部の隅角部分とのズレ（食い違い）を解消するために、仕口部の隅角部分の外側曲率半径を、柱部の隅角部分の外側曲率半径に合わせて大きくする必要がない。そのため、仕口部の隅角部分をシャープに成形することができる。

本発明に係る柱梁接合構造物の要部の一部切り欠き斜視図である。本発明に係る柱梁接合構造物の要部の縦断正面図である。本発明に係る柱梁接合構造物の柱シャフトと仕口コアの組み合わせの適否図表である。本発明に係る柱梁接合構造物の柱シャフトと仕口コアとの重なりを示す平面図である。ＦＥＭ解析に用いた柱梁接合構造物の解析モデルを示す概要図である。（ａ）は、ＦＥＭ解析に用いたＧｅｎｅｒａｌＹｉｅｌｄ法の概要図、（ｂ）は、ＦＥＭ解析の結果により求められる荷重変形曲線である。図６及び表１における鋼管壁の理論耐力の値を求める際に用いる降伏メカニズムを示す概略図である。比較例１の全塑性耐力時におけるＭｉｓｅｓ応力図であり、（ａ）は外観、（ｂ）は内観を示す図である。比較例１の最終ステップ時（Ｒ＝１／１０ｒａｄ時）におけるＭｉｓｅｓ応力図であり、（ａ）は外観、（ｂ）は内観を示す図である。実施例１の全塑性耐力時におけるＭｉｓｅｓ応力図であり、（ａ）は外観、（ｂ）は内観を示す図である。実施例１の最終ステップ時（Ｒ＝１／１０ｒａｄ時）におけるＭｉｓｅｓ応力図であり、（ａ）は外観、（ｂ）は内観を示す図である。

以下、本発明の実施例を図面に基づき説明する。まず、本発明に係る柱梁接合構造物１０について説明する。なお、本発明は、以下に説明する柱梁接合構造物１０に限定されるものではない。

図１に示すように、柱梁接合構造物１０は、上下方向に延設される上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂ（「柱部」の一例）と、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの間に配設される仕口コア１２（「仕口部」の一例）と、仕口コア１２の四方に向く外側面にその一端部が固定され、水平方向に延びて設けられる梁１３（「梁部」の一例）と、から構成される。
梁１３は、Ｈ形鋼から形成され、対向する２枚の平板状のフランジ１３ａと、対向するフランジ１３ａの間に形成されるウェブ１３ｂと、から構成される。梁１３は、フランジ１３ａが上下方向に対向した位置となり、且つウェブ１３ｂの一端面が仕口コア１２のパネル１２ａに沿って当接するように、仕口コア１２に溶接接合される。

図１及び図２に示すように、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂは、ブレークダウン装置、フィンパス装置等の成形手段により冷間ロール成形した長尺の角形鋼管である。上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂは、その外径Ｂが２００ｍｍから５５０ｍｍであり、その板厚ｔｃが９ｍｍから２５ｍｍである。上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂは、その隅角部分１１ａの外側曲率半径が上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの板厚ｔｃの２．０倍から３．０倍となるように成形される。上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂは、切削加工装置等の加工手段によりその端部の外側部分を切削加工することで、所定角度の開先部１１ｂが形成される。上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂは、その端部に四角リング状の裏当て金１５が内嵌されて溶接１６により固定される。

仕口コア１２は、加熱炉等の加熱手段により加熱され、成形ロール装置等の成形手段により熱間成形した短尺の角形鋼管である。仕口コア１２は、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂと梁１３との接続部であり、ノンダイアフラム形式により構成される。仕口コア１２は、その長手方向の長さＬが、溶接接合される梁１３の高さＤ（フランジ１３ａ間の高さ）より長くなるように成形される。仕口コア１２は、その外径Ｂｐが２７０ｍｍから５７０ｍｍであり、そのパネル１２ａの板厚ｔｐが１９ｍｍから５０ｍｍである。仕口コア１２は、その隅角部分１２ｂの外側曲率半径が仕口コア１２のパネル１２ａの板厚ｔｐの１．５倍から２．５倍に成形される。ここで、仕口コア１２の隅角部分１２ｂの外側曲率半径とは、図４（ａ）に示すように、仕口コア１２における隣り合う内側面と外側面を直交する辺と４５度の角度をなす線と隅角部分１２ｂの外側の交点での曲率半径をいう。

柱梁接合構造物１０においては、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂと、仕口コア１２と、が直線状に位置させるように形成される。具体的には、下側の柱シャフト１１Ｂの上端部に仕口コア１２の下端部が配置され、上側の柱シャフト１１Ａの下端部に仕口コア１２の上端部が配置される。そして、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの内部に位置させた裏当て金１５の外側面を仕口コア１２のパネル１２ａの端面１２ｃに当接させた状態で、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂと仕口コア１２とを外側から溶接１７により接合する。柱梁接合構造物１０においては、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの端面が仕口コア１２の端面１２ｃに載置可能となるように、仕口コア１２の外径Ｂｐが上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより所定の長さで長く設定されている。

仕口コア１２は、その両端部分の内側に補強板材１８が溶接接合される。補強板材１８は、仕口コア１２の内径と同程度の四角形状の金属平板である。補強板材１８は、その平面部分が仕口コア１２のパネル１２ａの端面１２ｃと面一となるように配置され、仕口コア１２の両側の開口部分を塞ぐように仕口コア１２の内面に溶接接合される。すなわち、補強板材１８は、内ダイアフラムとは異なるものであり、内ダイアフラムのように、仕口コア１２の内部であって、その平面部分が仕口コア１２に固定される梁１３のフランジ１３ａの平面部分と面一となるように配置されるものではなく、梁１３のフランジ１３ａの平面部分より仕口コア１２のパネル１２ａの端面１２ｃ側に配置される。仕口コア１２の両端部分の内側に補強板材１８を設けることで、梁１３の押し込みによる仕口コア１２のパネル１２ａの変形を防止することができ、仕口コア１２のパネル１２ａの端面１２ｃから梁１３のフランジ１３ａの上下面との間の高さＸ（仕口コア１２の余長）を短くすることができる。具体的には、仕口コア１２の両端部分の内側に補強板材１８を設けることで、仕口コア１２の余長を（上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂ）／４とすることができる。
補強板材１８を仕口コア１２に溶接接合する場合には、まず、補強板材１８をその平面部分が仕口コア１２のパネル１２ａの端面１２ｃと面一となるように、仕口コア１２の両側の開口部分に配置する。そして、補強板材１８を仕口コア１２の両側の開口部分に配置した状態で、パネル１２ａの端面１２ｃ側の端部と、補強板材１８の外側端部（上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂが設けられる側の端部）と、を所定の厚さで、仕口コア１２の幅方向に切削する。このようにパネル１２ａ及び補強板材１８を切削することで、補強板材１８の平面部分と、仕口コア１２のパネル１２ａの端面１２ｃとがより精度よく面一となり、裏当て金１５の取り付けを精度よく容易に行うことができる。

次に、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂ及び仕口コア１２の選定方法について説明する。
柱梁接合構造物１０に用いる上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂ及び仕口コア１２を選定するに際しては、まず、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂ及び仕口コア１２の外径Ｂｐを設定する。柱梁接合構造物１０においては、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの端面が仕口コア１２の端面１２ｃ上に載置されるように、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂ及び仕口コア１２の外径Ｂｐが設定される。具体的には、仕口コア１２の外径Ｂｐが上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより長くなるように設定され、外径２５０ｍｍから３５０ｍｍの上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂを用いて柱梁接合構造物１０を形成する場合には、その外径Ｂｐが上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより２０ｍｍ長い仕口コア１２を用い、外径４００ｍｍから５５０ｍｍの上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂを用いて柱梁接合構造物１０を形成する場合には、その外径Ｂｐが上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより２５ｍｍ長い仕口コア１２を用いる。

上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂ及び仕口コア１２の外径Ｂｐが設定されると、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの板厚ｔｃ及び仕口コア１２のパネル１２ａの板厚ｔｐが設定される。具体的には、図３の表に基づいて、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの板厚ｔｃと、仕口コア１２のパネル１２ａの板厚ｔｐとの組み合わせの適否を判断する。上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの板厚ｔｃと、仕口コア１２のパネル１２ａの板厚ｔｐとの組み合わせの適否は、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂと仕口コア１２の板厚ｔｐとの比が１０≦Ｂ／ｔｐ≦１５となる適用範囲に基づいて判断される。すなわち、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの板厚ｔｃと、仕口コア１２のパネル１２ａの板厚ｔｐとの組み合わせが、当該適用範囲内にあるか否かにより判断される。図３に示す表の〇印は、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの板厚ｔｃと、仕口コア１２のパネル１２ａの板厚ｔｐとの組み合わせが適用範囲内であることを示し、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂと、仕口コア１２との接合部に断面の食い違いが生じない組み合わせであることを意味する。一方、図３に示す表の×印は、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの板厚ｔｃと、仕口コア１２のパネル１２ａの板厚ｔｐとの組み合わせが適用範囲外であることを示し、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂと、仕口コア１２との接合部に断面の食い違いが生じる組み合わせであることを意味する。

具体的には、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂを２５０ｍｍ、仕口コア１２の外径Ｂｐを２７０ｍｍに設定した場合に、板厚ｔｃが９ｍｍの上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂと組み合わせ可能な仕口コア１２は、パネル１２ａの板厚ｔｐが１９ｍｍ、２２ｍｍ、２５ｍｍの仕口コア１２である。同様に、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂを２５０ｍｍ、仕口コア１２の外径Ｂｐを２７０ｍｍに設定した場合に、板厚ｔｃが１２ｍｍの上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂと組み合わせ可能な仕口コア１２は、パネル１２ａの板厚ｔｐが２２ｍｍ、２５ｍｍの仕口コア１２であり、パネル１２ａの板厚ｔｐが１９ｍｍの仕口コア１２は組み合わせ不可となる。
このように、仕口コア１２の外径Ｂｐを、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより長くなるように設定した上で、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの板厚ｔｃと、仕口コア１２のパネル１２ａの板厚ｔｐとの組み合わせを上記適用範囲内で設定することにより、柱梁接合構造物１０は、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂと仕口コア１２の板厚ｔｐとの比が１０≦Ｂ／ｔｐ≦１５となるように成形されるとともに、仕口コア１２の隅角部分１２ｂの外側曲率半径を上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの隅角部分１１ａの外側曲率半径に合わせて大きくすることなく、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの端面が仕口コア１２の端面１２ｃ上に載置されるように成形される。
具体的には、外径Ｂが４００ｍｍ、板厚ｔｃが１６ｍｍ又は１９ｍｍの上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂを用いる場合には、外径Ｂｐが柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより２５ｍｍ長い４２５ｍｍの仕口コア１２であって、パネル１２ａの板厚ｔｐが３２ｍｍから４０ｍｍのものを用いれば、図４（ａ）及び（ｂ）に示すように、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの端面が仕口コア１２の端面１２ｃ上に載置されるように成形される。また、外径Ｂが４５０ｍｍ、板厚ｔｃが２２ｍｍの上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂを用いる場合には、外径Ｂｐが柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより２５ｍｍ長い４７５ｍｍの仕口コア１２であって、パネル１２ａの板厚ｔｐが３６ｍｍから４５ｍｍのものを用いれば、図４（ｃ）に示すように、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの端面が仕口コア１２の端面１２ｃ上に載置されるように成形される。さらに、外径Ｂが５００ｍｍ、板厚ｔｃが２５ｍｍの上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂを用いる場合には、外径Ｂｐが柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより２５ｍｍ長い５２５ｍｍの仕口コア１２であって、パネル１２ａの板厚ｔｐが４０ｍｍから５０ｍｍのものを用いれば、図４（ｄ）に示すように、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの端面が仕口コア１２の端面１２ｃ上に載置されるように成形される。

次に、本発明の効果をＦＥＭ解析によって確認したため、これについて以下の実施例で説明する。

以下の実施例においては、柱梁接合構造物１０における上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂを□−４００×４００×１６（Ｒ＝４０）、耐力３２４．５Ｎ／ｍｍ^２、引張強さ４００Ｎ／ｍｍ^２、Ｆ値２９５Ｎ／ｍｍ^２、Ｅ値２０５０００Ｎ／ｍｍ^２、ν値０．３、ＢＣＲ２９５の冷間ロール成形の角形鋼管で構成し、仕口コア１２のパネル１２ａを□−４２５×４２５×３２（Ｒ＝６４）、耐力３５７．５Ｎ／ｍｍ^２、引張強さ４９０Ｎ／ｍｍ^２、Ｆ値３２５Ｎ／ｍｍ^２、Ｅ値２０５０００Ｎ／ｍｍ^２、ν値０．３、ＳＨＣ４９０Ｃの熱間成形の角形鋼管で構成し、梁１３をＨ−４８８×３００×１１×３６、耐力２５８．５Ｎ／ｍｍ^２、引張強さ４００Ｎ／ｍｍ^２、Ｆ値２３５Ｎ／ｍｍ^２、Ｅ値２０５０００Ｎ／ｍｍ^２、ν値０．３、ＳＮ４００ＢのＨ形鋼で構成し、パネル１２ａの余長を（上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂ）／４としたノンダイアフラム方式の十字形架溝（試験体）についてＦＥＭ解析を行った。
さらに、仕口コア１２のパネル１２ａの上下端に補強板材１８を設置したものを実施例１とし、仕口コア１２のパネル１２ａの上下端に補強板材１８を設置しないものを比較例１としてＦＥＭ解析を行った。補強板材１８は、板厚１２ｍｍ、耐力３５７．５Ｎ／ｍｍ^２、引張強さ４９０Ｎ／ｍｍ^２、Ｆ値３２５Ｎ／ｍｍ^２、Ｅ値２０５０００Ｎ／ｍｍ^２、ν値０．３、ＳＮ４９０Ｂの板材で構成した。

図５に示すように、本実施例においては、上記試験体を１／２対称モデルでモデル化を行った。パネル１２ａ、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂ、梁１３の部材端部から部材中央までは８節点ソリッド要素（完全積分要素）でモデル化し、部材中央から部材先端までは２節点梁要素（線形材料要素）でモデル化した。梁要素とソリッド要素の接続は、接続位置で平面保持が成立するように、梁要素端接点を独立節点とし、ソリッド要素フェース節点を従属節点に設定した。拘束条件としては、ソリッド要素部は対称面で面外方向への変位を拘束し（Ｕ_ｚ＝０）、梁要素部は面外変位、面外方向への回転及び捩れ回転を拘束し（Ｕ_ｚ＝０、θ_ｘ＝０、θ_ｙ＝０）、加力点以外の梁要素先端は、材軸方向自由とするローラ支持を行う（梁１３：Ｕ_ｙ＝０、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂ：Ｕ_ｘ＝０）。解析は材料幾何学的非線形を考慮し、上部の柱シャフト１１Ａの先端位置での変位制御による増分解析とした（層間変形角で１／１０ｒａｄまで）。

図６及び表１に示すＦＥＭ解析結果における全塑性耐力は、ＧｅｎｅｒａｌＹｉｅｌｄ法（図６（ａ））によって算出した。

また、図６及び表１の鋼管壁の理論耐力の値は、以下の方法で求めた。

［補強板材１８無しの場合（比較例１）］
ノンダイアフラム方式の角形鋼管柱−Ｈ形断面梁の接合部における鋼管壁面外曲げに対して、鋼管壁に図７（ａ）に示される降伏メカニズムが形成されると仮定して、鋼管壁面外曲げの全塑性耐力_ｊＭ_ｐを降伏線理論から導出される式（１）及び式（２）より評価した。

条件（１）：ｘ＜ｌのとき

未知数ｘは次式の解による。

条件（２）：条件（１）を満足しない場合（ｘ≧ｌのとき）

未知数ｘ、ｙは、∂_ｊＭ_ｐ／∂_ｘ＝０、∂_ｊＭ_ｐ／∂_ｙ＝０の連立方程式の解による。
_ｃＭ₀：柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの鋼管壁の単位長さ当たりの面外曲げの全塑性モーメント（_ｃＭ₀＝ｔ_ｃ ^２・_ｃσ_ｙ／４）
_ｐＭ₀：パネル１２ａの鋼管壁の単位長さ当たりの面外曲げの全塑性モーメント（_ｐＭ₀＝ｔ_ｐ ^２・_ｐσ_ｙ／４）
ｈ_ｂ：（ｈ_ｂ＝Ｈ_ｂ−_ｒｔ）、Ｈは梁せい
ｂ_ｐ：（ｂ_ｐ＝Ｂ_ｐ−ｔ_ｐ）、Ｂ_ｐは仕口コア１２（パネル１２ａの角形鋼管）の外径
ｌ：仕口コア１２（パネル１２ａの角形鋼管）の余長
ｔ_ｃ、ｔ_ｐ、_ｂｔ_ｆ：柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの角形鋼管、パネル１２ａの角形鋼管、梁１３のフランジ１３ａの板厚
_ｒｔ：梁１３のフランジ１３ａの板厚と溶接余盛寸法の和
_ｃσ_ｙ、_ｐσ_ｙ、_ｂσ_ｙ：柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの角形鋼管、パネル１２ａの角形鋼管、梁１３のフランジ１３ａの降伏応力度

［補強板材１８有りの場合（実施例１）］
補強板材１８無しの場合（比較例１）と同様に、鋼管壁に図７（ｂ）に示される降伏メカニズムが形成されると仮定して、鋼管壁面外曲げの全塑性耐力_ｊＭ_ｐを降伏線理論から導出される式（１）及び式（３）より評価した。

条件（１）：ｘ＜ｌ’のときは、式（１）による。

条件（２）：条件（１）を満足しない場合（ｘ＝ｌ’のとき）

未知数ｙは、次式による。

なお、補強板材１８の拘束により、ｘ＞ｌ’にはならないと仮定した。
_ｓＭ₀：補強板材１８の単位長さ当たりの面外曲げの全塑性モーメント（_ｓＭ₀＝ｔ_ｓ ^２・_ｓσ_ｙ／４）
ｌ’：（ｌ’＝ｌ−ｔ_ｓ／２）
ｔ_ｓ：補強板材１８の板厚
_ｓσ_ｙ：補強板材１８の降伏応力度

表２に示すＦＥＭ解析結果における初期剛性は、同モデルでの線形解析による値である。また、表２の理論値は、柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの断面（□−４００×４００×１６）と梁１３の断面（Ｈ−４８８×３００×１１×１８）による平面骨組モデル（パネル１２ａは無視）による求解値である。

図８から図１１は、Ｍｉｓｅｓ応力度にて２３５Ｎ／ｍｍ^２以上の応力（卓越応力）が生じている範囲のみを模様で表示させた。

図６（ｂ）、図８から図１１に示すように、実施例１及び比較例１の荷重変形曲線はともに安定した紡錘形となり、上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂ及び仕口コア１２のパネル１２ａの局部座屈による耐力低下が生じることなく、十分な塑性変形能力を発揮することが確認できた。図６（ｂ）及び表１に示すように、実施例１のＦＥＭ解析結果における全塑性耐力は、比較例１と比較して１０％程度大きくなった。実施例１では補強板材１８を設けることで、比較例１に比べて上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂに生じる卓越応力の範囲が小さくなった。また、鋼管壁面外変形に関しても、実施例１は比較例１に比べて小さくなっており、補強板材１８による面外変形の拘束が確認できた。

実施例１及び比較例１のＦＥＭ解析結果と理論値との比較では、誤差が５％から１０％程度であり、且つ理論値がＦＥＭ解析結果に対して下回る形となった。図６（ｂ）及び表１の鋼管壁の理論耐力の値を求めた上記方法では、比較例１のように上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの影響を考慮した鋼管壁面外曲げの耐力式を示しており、合わせて実施例１のように補強板材１８の影響を考慮した鋼管壁面外曲げの耐力式も示しているが、上記方法で示す鋼管壁面外曲げの耐力式より求まる理論耐力は、実施例１及び比較例１のＦＥＭ解析結果に対して大きく逸脱することなく安全側に評価することを確認できた。

表２に示すように、実施例１のＦＥＭ解析結果における初期剛性は、比較例１と比較して１０％程大きくなった。これは、補強板材１８による面外変形の拘束効果で剛性が大きくなったためである。実施例１及び比較例１のＦＥＭ解析結果と理論値との比較では、比較例１は理論値の８４％、実施例１は理論値の９３％に低下する結果となった。本実施例ではノンダイアフラム方式の場合の結果のみを示しているが、実施例１及び比較例１の解析の妥当性を確認するために、事前に行った従来方式（パネル１２ａを上下の柱シャフト１１Ａ、１１Ｂと同断面とした通しダイアフラム（ＰＬ−２２）方式）の架構のＦＥＭ解析結果で、初期剛性は３５．６×１０^３（ｋＮ／ｒａｄ）であった。従って、実施例１の初期剛性の低下は、建物の構造計算上は無視できると考えられ、建物の構造計算におけるモデル化で梁端に曲げバネを付加する等の剛性調整は必要なしと判断できた。一方、比較例１は梁端に曲げバネを付加する等の剛性調整が必要である。

以上のように、柱梁接合構造物１０においては、仕口コア１２の両端部分の内側に補強板材１８を設けることで、梁１３の押し込みによる仕口コア１２のパネル１２ａの変形を防止することができ、仕口コア１２のパネル１２ａの端面１２ｃから梁１３のフランジ１３ａの上下面との間の高さＸ（仕口コア１２の余長）を短くすることができる。すなわち、仕口コア１２の両端部分の内側に補強板材１８を設けることで、剛性と、半剛性との中間の特性を得ることができる。また、仕口コア１２のパネル１２ａの厚さを薄くすることができる。このようなことから、梁１３の押し込みによる仕口コア１２の変形を防止しつつ、仕口コア１２を小型化することができる。また、柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの端面が仕口コア１２の端面に載置可能な程度に、仕口コア１２の外径Ｂｐが柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの外径Ｂより長く成形されるため、柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの隅角部分１１ａと仕口コア１２の隅角部分１２ｂとのズレ（食い違い）を解消するために、仕口コア１２の隅角部分１２ｂの外側曲率半径を、柱シャフト１１Ａ、１１Ｂの隅角部分１１ａの外側曲率半径に合わせて大きくする必要がない。そのため、仕口コア１２の隅角部分１２ｂをシャープに成形することができる。

１０柱梁接合構造物
１１Ａ、１１Ｂ柱シャフト（柱部）
１２仕口コア（仕口部）
１８補強板材

Claims

冷間ロール成形の角形鋼管により構成される柱部と、
熱間成形の角形鋼管により構成され、前記柱部と梁部との接続部分となるノンダイアフラム形式の仕口部と、
を備え、
前記柱部及び前記仕口部は、
前記柱部の外径Ｂと仕口部の板厚ｔｐとの比が１０≦Ｂ／ｔｐ≦１５となるように成形され、
前記柱部の隅角部分の外側曲率半径が前記柱部の板厚の２．０倍から３．０倍に成形され、
前記仕口部の隅角部分の外側曲率半径が前記仕口部の板厚の１．５倍から２．５倍に成形され、
前記柱部の端面が前記仕口部の端面に載置可能な程度に、前記仕口部の外径が前記柱部の外径より長く成形され、
前記仕口部の両端部分には、前記柱部が溶接接合されるとともに、その両端部分の内側に、四角形状の補強板材が、前記仕口部の端面と面一となるように溶接接合されること
を特徴とする柱梁接合構造物。