JP7778552B2

JP7778552B2 - 接合部評価方法

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Publication number: JP7778552B2
Application number: JP2021200015A
Authority: JP
Inventors: 達彦前田; 武史福原; 賢二山▲崎▼; 将児爰野
Original assignee: Takenaka Corp
Current assignee: Takenaka Corp
Priority date: 2021-12-09
Filing date: 2021-12-09
Publication date: 2025-12-02
Anticipated expiration: 2041-12-09
Also published as: JP2023085789A

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特許法第３０条第２項適用令和３年３月２５日一般社団法人日本鋼構造協会発行ＪＳＳＣ鋼構造論文集第２８巻第１０９号１１７頁～１２９頁にて公開

本発明は、接合部評価方法に関する。

下記特許文献１には、鋼管壁面外曲げの全塑性耐力を、降伏線理論から導出される式によって評価することが記載されている。

一方、下記特許文献２には、鋼管に梁接合用ブラケット（鉄骨梁）を接合した柱梁の接合構造が示されている。この接合構造では、鉄骨梁の幅が、鋼管の幅に対して大きい。

特開２０１８－１１５５４１号公報特開２０００－２５７１５９号公報

上記特許文献１に記載された降伏線理論では、鋼管において鉄骨梁が接合された辺が、亀甲状の降伏線を描いてはらみ出す場合の全塑性耐力を評価することができる。

一方、上記特許文献２のように、鉄骨梁の梁幅が大きい場合は、鋼管において鉄骨梁が接合された辺と交わる辺による拘束効果が生じるため、鋼管の変形が抑制され、降伏線が亀甲状に形成されないことがある。また、鉄骨梁が接合される鋼管の長さが短い場合は、鉄骨梁が接合された辺に降伏線が納まらず、亀甲状の降伏線を描かないことがある。

これらの場合、亀甲状の降伏線を描いてはらみ出すことを前提とした特許文献１に示されたような評価方法では、鋼管と鉄骨梁との接合部の構造特性を適切に評価することは難しい。

本発明は、上記事実を考慮して、鋼管と鉄骨梁との接合部の構造特性を適切に評価できる接合部評価方法を提供することを目的とする。

請求項１の接合部評価方法は、仕口板及び前記仕口板と直交する側面板で構成された角型鋼管と、前記仕口板に接合された鉄骨梁と、の接合部の構造特性を、前記鉄骨梁のフランジと側面板との重なり幅又は距離に応じた前記側面板の拘束効果及び前記角型鋼管の長さを用いて評価する。

請求項１の接合部評価方法では、角型鋼管における鉄骨梁が接合された仕口板と直交する側面板による拘束効果を用いて、角型鋼管と鉄骨梁との接合部の構造特性を評価する。これにより、角型鋼管の幅に対して鉄骨梁の幅が大きい場合でも、構造特性を適切に評価できる。

また、この接合部評価方法では、角型鋼管の長さを用いて、角型鋼管と鉄骨梁との接合部の構造特性を評価する。これにより、角型鋼管の長さが短い場合でも、構造特性を適切に評価できる。

請求項２の接合部評価方法は、仕口板及び前記仕口板と直交する側面板で構成された角型鋼管と、前記仕口板に接合された鉄骨梁と、の接合部の構造特性を、前記側面板による拘束効果及び前記角型鋼管の長さを用いて評価すると共に、前記鉄骨梁に引張力が作用した際の、下記３つの降伏モードにおけるそれぞれの塑性耐力から、前記構造特性としての塑性耐力を評価する。
降伏モード１：前記仕口板が面外に盛り上り形成される降伏線における上端部及び下端部の双方が前記仕口板内に形成される降伏モード。
降伏モード２：前記仕口板が面外に盛り上り形成される降伏線における上端部及び下端部の双方が前記仕口板内に形成されない降伏モード。
降伏モード３：前記仕口板が面外に盛り上り形成される降伏線における上端部及び下端部の一方が前記仕口板内に形成され、他方が前記仕口板内に形成されない降伏モード。

請求項２の接合部評価方法では、角型鋼管の幅に対して鉄骨梁の幅が大きい場合や角型鋼管の長さが短い場合でも、塑性耐力を適切に評価できる。

請求項３の接合部評価方法は、仕口板及び前記仕口板と直交する側面板で構成された角型鋼管と、前記仕口板に接合された鉄骨梁と、の接合部の構造特性を、前記側面板による拘束効果及び前記角型鋼管の長さを用いて評価すると共に、前記鉄骨梁に引張力が作用した際の、下記３つの終局破壊モードにおけるそれぞれの最大耐力から、前記構造特性としての最大耐力を評価する。
終局破壊モード１：前記仕口板と前記側面板とのへき開破壊による終局破壊モード。
終局破壊モード２：前記仕口板の前記側面板に沿うせん断破壊による終局破壊モード。
終局破壊モード３：前記仕口板の前記鉄骨梁に沿うせん断破壊による終局破壊モード。

請求項３の接合部評価方法では、角型鋼管の幅に対して鉄骨梁の幅が大きい場合や角型鋼管の長さが短い場合でも、最大耐力を適切に評価できる。

請求項４の接合部評価方法は、仕口板及び前記仕口板と直交する側面板で構成された角型鋼管と、前記仕口板に接合された鉄骨梁と、の接合部の構造特性を、前記側面板による拘束効果及び前記角型鋼管の長さを用いて評価すると共に、前記構造特性は、前記鉄骨梁に引張力を作用させたときにおける前記接合部の初期剛性であり、前記鉄骨梁の幅をB_b、前記鉄骨梁が接合された部分の前記仕口板の幅をB_c、前記角型鋼管の長さをL_cとして、B_b/B_c及びL_c/B_cを用いて、前記初期剛性の推定式を導出する。

請求項４の接合部評価方法では、角型鋼管の幅に対して鉄骨梁の幅が大きい場合や角型鋼管の長さが短い場合でも、初期剛性を適切に評価できる。

本発明によると、鋼管と鉄骨梁との接合部の構造特性を適切に評価できる。

本発明の接合部評価方法が適用される角型鋼管が埋設された柱と鉄骨梁との接合部を示す斜視図である。本発明の接合部評価方法が適用される角型鋼管と鉄骨梁との接合部を示す斜視図である。本発明の接合部評価方法において、塑性耐力を評価する降伏モード１を示す仕口板の立面図及び側面板の半立面図である。本発明の接合部評価方法において、塑性耐力を評価する降伏モード２を示す仕口板の立面図及び側面板の半立面図である。本発明の接合部評価方法において、塑性耐力を評価する降伏モード３を示す仕口板の立面図及び側面板の半立面図である。本発明の接合部評価方法において、最大耐力を評価する終局破壊モード１を示す仕口板の立面図及び側面板の半立面図である。本発明の接合部評価方法において、最大耐力を評価する終局破壊モード２を示す仕口板の立面図及び側面板の半立面図である。本発明の接合部評価方法において、最大耐力を評価する終局破壊モード３を示す仕口板の立面図及び側面板の半立面図である。本発明の接合部評価方法において、初期剛性を評価する解析モデルを示す斜視図である。

以下、本開示の実施形態に係る接合部評価方法について、図面を参照しながら説明する。各図面において同一の符号を用いて示される構成要素は、同一の構成要素であることを意味する。但し、明細書中に特段の断りが無い限り、各構成要素は一つに限定されず、複数存在してもよい。

また、各図面において重複する構成及び符号については、説明を省略する場合がある。なお、本開示は以下の実施形態に限定されるものではなく、本開示の目的の範囲内において構成を省略する又は異なる構成と入れ替える等、適宜変更を加えて実施することができる。

＜接合部＞
図１Ａには、鉄筋コンクリート製（仕口部においては鉄骨鉄筋コンクリート製）の柱３０と鉄骨梁２４との接合部１０が示されている。接合部１０において、鉄骨梁２４は４本設けられている。それぞれの鉄骨梁２４は、平面視で矩形状の柱３０における、それぞれの側面に接合されている。鉄骨梁２４のうちの１本（鉄骨梁２４Ａ）は、他の鉄骨梁２４と異なる高さに配置されている。

図１Ｂに示すように、それぞれの鉄骨梁２４は、角型鋼管２２に接合されている。この角型鋼管２２は、柱３０の「仕口部」に埋設された、鉄骨梁２４の接合用部材であり、柱３０の長手方向の全長に亘って埋設されたものではない。角型鋼管２２の内部には、柱３０に埋設された状態で、コンクリートが充填されている。角型鋼管２２は、ロール成形品でもよく、４枚の板材を溶接で組付けたものでもよい。

本明細書においては、この角型鋼管２２と鉄骨梁２４とで形成される部材を、仕口部材２０と称す。本発明の「接合部」とは、仕口部材２０における、角型鋼管２２と各鉄骨梁２４との接合部Ｊを示している。

接合部２０においては、他の鉄骨梁２４と高さが異なる鉄骨梁２４Ａと、鉄骨梁２４Ａと同軸上に配置された鉄骨梁２４Ｂとの間で軸力を伝達するために、鉄骨梁２４Ａ及び２４Ｂの梁幅が大きく形成されている。

具体的には、鉄骨梁２４Ａ及び２４Ｂ（以下、鉄骨梁２４と称す）は、図２Ａに示すように、鉄骨梁２４の軸方向から見て、角型鋼管２２における側面板２２Ｂと重なっている。側面板２２Ｂとは、角型鋼管２２において、鉄骨梁２４が接合された仕口板２２Ａと直交する板である。

なお、図２Ａは、鉄骨梁２４から角型鋼管２２に作用する引張力による角型鋼管２２の変形を模式的に示した図である。この図においては、鉄骨梁２４において、引張力を受けるフランジ板のみが図示されている。一方、鉄骨梁２４において、圧縮力を受けるフランジ板及びウェブは図示が省略されている。図２Ｂ、図２Ｃ、図３Ａ～図３Ｃについても同様である。

また、鉄骨梁２４の梁幅をB_b、角型鋼管２２の幅をB_c、側面板２２Ｂの厚みをt_cとすると、不等式(B_c-2t_c＜B_b≦B_c)が成立する。

つまり、鉄骨梁２４Ａ及び２４Ｂは、少なくとも、角型鋼管２２における側面板２２Ｂと「重ならない」梁より、梁幅が大きい。また、鉄骨梁２４Ａ及び２４Ｂは、梁幅が（B_c-2t_c）以下の梁より、梁幅が大きい。

このように、本発明の「接合部評価方法」が適用される接合部Ｊにおいては、角型鋼管２２の幅に対して鉄骨梁２４Ａ及び２４Ｂの梁幅が大きい。このような接合部Ｊにおいては、構造特性を評価する際に、角型鋼管２２において鉄骨梁２４Ａ及び２４Ｂが接合された辺（仕口板２２Ａ）と交わる辺（側面板２２Ｂ）による拘束効果を考慮することが好ましい。

また、接合部Ｊにおいては、鉄骨梁２４Ａ及び２４Ｂが接合される角型鋼管２２の長さが短い（柱３０の長さと比較して短い）。このような接合部Ｊにおいては、構造特性を評価する際に、角型鋼管２２の長さを考慮することが好ましい。

なお、角型鋼管２２は、必ずしも柱３０に埋設しなくてもよい。例えば、角型鋼管２２自体が柱（ＣＦＴ柱）を形成していてもよい。また、後述する本発明の「接合部評価方法」は、角型鋼管２２の長さに関わらず適用できる。

さらに、鉄骨梁２４Ａ及び２４Ｂは、角型鋼管２２における側面板２２Ｂと重なっていなくてもよいし、梁幅を（B_c-2t_c）以下としてもよい。つまり、後述する本発明の「接合部評価方法」は、角型鋼管２２に対する鉄骨梁２４の梁幅に関わらず適用できる。

＜接合部評価方法＞
本発明の「接合部評価方法」とは、一例として、角型鋼管２２と鉄骨梁２４との接合部Ｊの構造特性の評価方法である。「構造特性」とは、具体的に、鉄骨梁２４に引張力が作用した際の、接合部Ｊの「塑性耐力」、「最大耐力」及び「初期剛性」の何れかである。

本発明の「接合部評価方法」によると、角型鋼管２２の幅に対して鉄骨梁２４の幅が大きい場合でも、接合部Ｊの構造特性を適切に評価できる。また、角型鋼管２２の長さが短い場合でも、接合部Ｊの構造特性を適切に評価できる。

＜接合部評価方法－塑性耐力＞
接合部Ｊの塑性耐力を評価するためには、以下に示す降伏モード１、２、３のそれぞれの降伏モードにおいて、塑性耐力を評価する。

降伏モード１：図２Ａに示すように、仕口板２２Ａが面外に盛り上り形成される降伏線Ｋ１における上端部及び下端部の双方が、仕口板２２Ａ内に形成される降伏モード。降伏線Ｋ１は、亀甲状に形成される。

降伏モード２：図２Ｂに示すように、仕口板２２Ａが面外に盛り上り形成される降伏線Ｋ２における上端部及び下端部の双方が、仕口板２２Ａ内に形成されない降伏モード。角型鋼管２２が短い（鉄骨梁２４のフランジから角型鋼管２２の上下端までの距離が短い）ために、降伏線Ｋ２は亀甲状に形成されない。

降伏モード３：図２Ｃに示すように、仕口板２２Ａが面外に盛り上り形成される降伏線Ｋ３における上端部及び下端部の一方（本例では下端部）が仕口板２２Ａ内に形成され、他方（本例では上端部）が仕口板２２Ａ内に形成されない降伏モード。角型鋼管２２が短い（鉄骨梁２４のフランジから角型鋼管２２の上端までの距離が短い）ために、降伏線Ｋ３の上側は亀甲状に形成されない。

（凡例）
本明細書の各式において示される値が示すものは次の通りである。

M₀=t_c ²σ_cy/4 仕口板２２Ａの単位長さ当たりの面外曲げ全塑性モーメント
σ_cy 角型鋼管２２の降伏強度
σ_by 鉄骨梁２４において引張力を受けるフランジ板の降伏強度
σ_u 角型鋼管２２の引張強度
t_c 仕口板２２Ａ及び側面板２２Ｂの厚さ
t_f 鉄骨梁２４において引張力を受けるフランジ板の厚さ
t_r 溶接部を含めたフランジ板の厚さ
B_c 角型鋼管２２の幅
B_b フランジ板の幅
l_c フランジ板から角型鋼管２２の上端面及び下端面までの長さ
l'_c フランジ板から角型鋼管２２の下端面までの長さ（図２Ｃ参照）
m フランジ板の縁端と角型鋼管２２の端部までの距離
b_c B_c-2t_c
x₁ 降伏線Ｋ１における最大突出部と非突出部との上下方向に沿う距離
y₁ 降伏線Ｋ１における最大突出部と非突出部との横方向に沿う距離
y₂ 降伏線Ｋ２における最大突出部と非突出部との横方向に沿う距離
x₃ 降伏線Ｋ３における最大突出部と非突出部との上下方向に沿う距離
y₃ 降伏線Ｋ３における最大突出部と非突出部との横方向に沿う距離

（降伏モード１）
図２Ａに示す降伏モード１の塑性耐力Ｐ_１は、次の（１）式に示すように、外力Ｐと変位δによる仕事量と、仕口板２２Ａにおける降伏線Ｋの部分の面外曲げによる塑性変形と、鉄骨梁２４のフランジ板縁端部の軸方向引張による塑性変形から推定される内部エネルギーとのつり合いから求めることができる。

ここで、(１)式を展開してδを消すことで（２）式が導出される。また、（２）式の右辺の内部エネルギーを最小とするx₁の値は（３）式により得られる。この（３）式で得られるx₁を（２）式に代入することで、降伏モード１における塑性耐力Ｐ_１が算出される。

（降伏モード２）
図２Ｂに示す降伏モード２の塑性耐力Ｐ_２は、（４）式で示される。（２）式の右辺の内部エネルギーを最小とするy₂の値は（５）式により得られる。この（５）式で得られるy₂を（４）式に代入することで、降伏モード２における塑性耐力Ｐ_２が算出される。

（降伏モード３）
図２Ｃに示す降伏モード３の塑性耐力Ｐ_３は、（６）式で示される。（６）式の右辺の内部エネルギーを最小とするx₃の値は（７）式により得られる。この（７）式で得られるx₃を（６）式に代入することで、降伏モード３における塑性耐力Ｐ_３が算出される。

（接合部の塑性耐力）
接合部Ｊの塑性耐力Ｐ_pclは、上記の各モードにおける評価で算出した塑性耐力Ｐ_１、Ｐ_２、及びＰ_３を用いて、次の（８）式で示される。

なお、（８）式におけるＰ_sは、側面板２２Ｂの拘束効果による塑性耐力の増分であり、以下の（９）式で示される。（９）式におけるy_sは、角型鋼管２２の幅と鉄骨梁２４のフランジ板の幅との関係を示す値であり、（１０）式で示される。これらの（９）式及び（１０）式で得られる値を（８）式に代入することで、接合部Ｊの塑性耐力Ｐ_pclが算出される。

以上説明したように、接合部Ｊの塑性耐力Ｐ_pclは、(８)式に示すように、側面板２２Ｂによる拘束効果を用いて評価され、（４）式及び（６）式に示すように、角型鋼管２２の長さを用いて評価されている。

具体的には、（８）式では、側面板２２Ｂの拘束効果による塑性耐力の増分である値Ｐ_sを用いているため、接合部Ｊの塑性耐力Ｐ_pclは、側面板２２Ｂによる拘束効果を用いて評価されていると言える。

また、（４）式及び（６）式では、鉄骨梁２４におけるフランジ板から角型鋼管２２の上端面及び下端面までの長さl_cを用いているため、接合部Ｊの最大耐力Ｐ_mctは、角型鋼管２２の長さを用いて評価されていると言える。

このように、本発明の接合部評価方法によると、角型鋼管２２の幅に対して鉄骨梁２４の幅が大きい場合や角型鋼管２２の長さが短い場合でも、塑性耐力を適切に評価できる。

＜接合部評価方法－最大耐力＞
接合部Ｊの最大耐力を評価するためには、以下に示す終局破壊モード１、２、３のそれぞれの終局破壊モードにおいて、最大耐力を評価する。

終局破壊モード１：図３Ａに示すように、仕口板２２Ａと側面板２２Ｂとのへき開（分離）破壊による終局破壊モード。破断線Ｌ１は、仕口板２２Ａの両側の側面板２２Ｂに形成される引張破断線である。また、破断線Ｌ１は、側面板２２Ｂに、仕口板２２Ａに沿って上下方向に形成される。

終局破壊モード２：図３Ｂに示すように、仕口板２２Ａの側面板２２Ｂに沿うせん断破壊による終局破壊モード。破断線Ｌ２は、仕口板２２Ａに、鉄骨梁２４のフランジ板の両側に形成されるせん断破断線である。また、破断線Ｌ２は、仕口板２２Ａに、側面板２２Ｂに沿って上下方向に形成される。

終局破壊モード３：図３Ｃに示すように、仕口板２２Ａの鉄骨梁２４に沿うせん断破壊による終局破壊モード。破断線Ｌ３は、鉄骨梁２４のフランジ板の両側に形成されるせん断破断線である。また、破断線Ｌ３は、フランジ板両端部の縁に沿って形成される。

（終局破壊モード１）
図３Ａに示す終局破壊モード１の最大耐力Ｐ_１は、次の（１１）式に示すように、側面板２２Ｂの引張破断耐力から算出する。この式における(2t_c+t_r)は、図３Ａに示すように、引張応力の広がりを考慮した破断線Ｌ１の長さであり、t_cは側面板２２Ｂの板厚である。つまり、この式における(2t_c+t_r)t_cは、側面板２２Ｂの引張破断される断面積である。

（終局破壊モード２）
図３Ｂに示す終局破壊モード２の最大耐力Ｐ_２は、次の（１２）式に示すように、仕口板２２Ａのせん断破断耐力から算出する。この式における(2x_p+t_r)は、図３Ａに示すように、せん断応力の広がりを考慮した破断線Ｌ２の長さであり、t_cは仕口板２２Ａの板厚である。つまり、この式における(2x_p+t_r)t_cは、仕口板２２Ａのせん断破断される断面積である。

（終局破壊モード３）
図３Ｃに示す終局破壊モード３の最大耐力Ｐ_３は、次の（１３）式に示すように、仕口板２２Ａのせん断破断耐力から算出する。この式における{B_b+2(t_c+y_p+t_r)-B_c}は、図３Ｃに示す、せん断破断が考慮される鉄骨梁２４のフランジ板の幅方向端部の縁に沿う破断線Ｌ３の長さであり、t_cは仕口板２２Ａの板厚である。つまり、この式における{B_b+2(t_c+y_p+t_r)-B_c}t_cは、仕口板２２Ａのせん断破断される断面積である。

なお、（１２）式におけるx_pは、（８）～（１０）式において塑性耐力P_pclを決定した降伏モード（降伏モード１～３の何れか）におけるxの値(x₁、x₃の何れか)とする。ただし降伏モード２によって塑性耐力が決定される場合、x_pはx₁とする。

また、（１３）式におけるy_pは、（８）～（１０）式において塑性耐力P_pclを決定した降伏モード（降伏モード１～３の何れか）におけるｙの値(y₁、y₂、y₃の何れか)とする。なお、y₁=2x₁ ²/B_c、y₃=2x₃ ²/B_cである。

なお、x_pは、xの値（x₁、x₂、x₃）を用いて、以下の（１４）式によって算出される。但し、x₁＝x₂とする。また、y_pは、yの値（y₁、y₂、y₃）を用いて、以下の（１５）式によって算出される。

接合部Ｊの最大耐力Ｐ_mctは、上記の各モードにおける評価で算出した最大耐力Ｐ_１、Ｐ_２、及びＰ_３を用いて、次の（１６）式で示される。

以上説明したように、接合部Ｊの最大耐力Ｐ_mctは、終局破壊モード１及び２に示すように、側面板２２Ｂによる拘束効果を用いて評価され、終局破壊モード２及び３に示すように、角型鋼管２２の長さを用いて評価されている。

具体的には、終局破壊モード１及び２は、側面板２２Ｂがあることにより生じる破壊モードであるため、接合部Ｊの最大耐力Ｐ_mctは、側面板２２Ｂによる拘束効果を用いて評価されていると言える。

また、終局破壊モード２及び３で用いられるx_p及びy_pは、角型鋼管２２の長さ以上とならない数値であるx1及びx3を用いて計算されているため、接合部Ｊの最大耐力Ｐ_mctは、角型鋼管２２の長さを用いて評価されていると言える。

このように、本発明の接合部評価方法では、角型鋼管２２の幅に対して鉄骨梁２４の幅が大きい場合や角型鋼管２２の長さが短い場合でも、最大耐力を適切に評価できる。

＜接合部評価方法－初期剛性＞
接合部Ｊの初期剛性を評価するためには、接合部Ｊの初期剛性の推定式を、有限要素法解析(ＦＥＭ解析)を用いて導出する。解析モデルとしては、図４に示す１／４対象モデルを用いる。つまり、角型鋼管２２を、仕口板２２Ａの幅方向中心線ＣＬ１及び側面板２２Ｂの幅方向中心線ＣＬ２で４つに分割したうちの１つを、有限要素法解析の解析対象とする。

解析パラメータとしては、角型鋼管２２の幅B_c、角型鋼管２２の幅厚比B_c/t_c、角型鋼管２２の幅に対する角型鋼管２２の長さL_c/B_c、角型鋼管２２の幅に対する鉄骨梁２４のフランジ幅B_b/B_c，フランジ幅厚比B_b/t_bの５種類を用いる。

これらのパラメータの設定手順としては、まずB_cを設定し、B_cを元に、B_c/t_c、L_c/B_c、B_b/B_cからt_c、L_c、B_bを設定する。さらに、設定したB_bを元に、B_b/t_bからt_bを設定する。

それぞれのパラメータは、B_c=100～900mmとして100mm刻みで９タイプ、(B_c/t_c)^-1=0.04～0.2として0.04刻みで５タイプ、L_c/B_c=1.0～3.0として1.0刻みで３タイプ、B_b/B_c=0.2～1.0として0.2刻みで５タイプ、(B_b/t_b)^-1=0.04～0.2として0.04刻みで５タイプ設定し、合計９×５×３×５×５=３３７５ケースのＦＥＭ解析を実施する。これにより、仕口部の初期剛性が解析値(K_fem)として得られる。

また、これらのパラメータと、初期剛性の解析値(Ｋ_fem)と、を用いて、初期剛性の推定値(K_cal)が以下の（１７）式のように導出される。（１７）式は、各パラメータを用いて、解析値(K_fem)にできるだけ近い推定値(Ｋ_cal)を算出するための式である。

（１７）式を導出するためには、まず、Ｋ_femと、パラメータやパラメータ比との間に一定の相関関係があるか否かを確認し、相関があるパラメータを用いた近似式でＫ_femを表す。その後、その近似式に使用する係数に対して、パラメータと相関関係を有するか否かを確認し、近似式を立てる。同様のことを繰り返すことで（１７）式が導出される。

以上説明したように、接合部Ｊの初期剛性Ｋ_calは、（１７）式に示すように、側面板２２Ｂによる拘束効果を用いて評価され、ＦＥＭ解析のパラメータに示すように、角型鋼管２２の長さを用いて評価されている。

具体的には、（１７）式にはBb/Bc(鉄骨梁２４の幅/角型鋼管２２の幅)が用いられているため、接合部Ｊの初期剛性Ｋ_calは、側面板２２Ｂによる拘束効果を用いて評価されていると言える。

また、ＦＥＭ解析のパラメータとして、角型鋼管２２の長さL_cが用いられているため、接合部Ｊの初期剛性Ｋ_calは、角型鋼管２２の長さを用いて評価されていると言える。

このように、本発明の接合部評価方法では、角型鋼管２２の幅に対して鉄骨梁２４の幅が大きい場合や角型鋼管２２の長さが短い場合でも、初期剛性を適切に評価できる。

２２角型鋼管
２２Ａ仕口板
２２Ｂ側面板
２４鉄骨梁
Ｊ接合部

Claims

仕口板及び前記仕口板と直交する側面板で構成された角型鋼管と、前記仕口板に接合された鉄骨梁と、の接合部の構造特性を、前記鉄骨梁のフランジと側面板との重なり幅又は距離に応じた前記側面板の拘束効果及び前記角型鋼管の長さを用いて評価する、接合部評価方法。
仕口板及び前記仕口板と直交する側面板で構成された角型鋼管と、前記仕口板に接合された鉄骨梁と、の接合部の構造特性を、前記側面板による拘束効果及び前記角型鋼管の長さを用いて評価すると共に、
前記鉄骨梁に引張力が作用した際の、下記３つの降伏モードにおけるそれぞれの塑性耐力から、前記構造特性としての塑性耐力を評価する、接合部評価方法。
降伏モード１：前記仕口板が面外に盛り上り形成される降伏線における上端部及び下端部の双方が前記仕口板内に形成される降伏モード。
降伏モード２：前記仕口板が面外に盛り上り形成される降伏線における上端部及び下端部の双方が前記仕口板内に形成されない降伏モード。
降伏モード３：前記仕口板が面外に盛り上り形成される降伏線における上端部及び下端部の一方が前記仕口板内に形成され、他方が前記仕口板内に形成されない降伏モード。
仕口板及び前記仕口板と直交する側面板で構成された角型鋼管と、前記仕口板に接合された鉄骨梁と、の接合部の構造特性を、前記側面板による拘束効果及び前記角型鋼管の長さを用いて評価すると共に、
前記鉄骨梁に引張力が作用した際の、下記３つの終局破壊モードにおけるそれぞれの最大耐力から、前記構造特性としての最大耐力を評価する、接合部評価方法。
終局破壊モード１：前記仕口板と前記側面板とのへき開破壊による終局破壊モード。
終局破壊モード２：前記仕口板の前記側面板に沿うせん断破壊による終局破壊モード。
終局破壊モード３：前記仕口板の前記鉄骨梁に沿うせん断破壊による終局破壊モード。
仕口板及び前記仕口板と直交する側面板で構成された角型鋼管と、前記仕口板に接合された鉄骨梁と、の接合部の構造特性を、前記側面板による拘束効果及び前記角型鋼管の長さを用いて評価すると共に、
前記構造特性は、前記鉄骨梁に引張力を作用させたときにおける前記接合部の初期剛性であり、
前記鉄骨梁の幅をB_b、前記鉄骨梁が接合された部分の前記仕口板の幅をB_c、前記角型鋼管の長さをL_cとして、B_b/B_c及びL_c/B_cを用いて、前記初期剛性の推定式を導出する、接合部評価方法。