WO2020183587A1 - 溶接組立ｈ形鋼 - Google Patents

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WO2020183587A1
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buckling
section steel
welded
steel
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Inventor
沖　晃司
吉田　徹
Original Assignee
Ｊｆｅスチール株式会社
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    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E04—BUILDING
    • E04C—STRUCTURAL ELEMENTS; BUILDING MATERIALS
    • E04C3/00—Structural elongated elements designed for load-supporting
    • E04C3/30—Columns; Pillars; Struts
    • E04C3/32—Columns; Pillars; Struts of metal

Definitions

  • the present invention relates to welded assembled H-section steels, and more particularly to welded assembled H-section steels that can be suitably used for compression members such as columns.
  • H-section steel is widely used as a frame member in steel structures because it has excellent strength and rigidity per weight.
  • FIG. 1 is a schematic view showing the body surface shape of the H-shaped steel.
  • the H-shaped steel 100 is a steel material having an H-shaped cross section composed of two plates (flange 1) arranged in parallel and one plate (web 2) orthogonal to the flange 1.
  • the height in the cross section is referred to as a web height H (also referred to as “cross section”), and the width is referred to as a flange width B.
  • the thickness of the flange 1 is referred to as a flange thickness tf
  • the thickness of the web 2 is referred to as a web thickness tw.
  • the "cross section” refers to a cross section perpendicular to the longitudinal direction of the H-section steel.
  • FIG. 1 is a schematic view, and the ratios of width, height, depth, and plate thickness in FIG. 1 are different from the actual ones.
  • H-beams can be broadly divided into roll H-beams (RH-beams) manufactured by rolling and welded H-beams (BH-beams) manufactured by welding and assembling flanges and webs. it can.
  • RH-beams roll H-beams
  • BH-beams welded H-beams
  • roll H-section steels are widely used, and roll H-section steels having various cross-sectional shapes according to applications such as columns and beams are provided.
  • an H-section steel having an elongated cross-sectional shape in which the web height H is larger than the flange width B is used (for example, Patent Document 1).
  • an H-shaped steel for columns an H-shaped steel having a wide cross-sectional shape close to a square is used (for example, Patent Document 2). This is to improve the flexural rigidity around the weak axis and secure the necessary axial resistance force in the column which is a member that receives the axial force.
  • the welded-assembled H-section steel (BH-section steel) has no manufacturing restrictions, so a weld-assembled H-section steel having an arbitrary flange width B and web height H is manufactured. be able to.
  • the cross-sectional shape of the welded assembled H-section steel is also designed to be similar to that of the roll H-section steel.
  • the framework is designed on the premise that the roll H-shaped steel is used, and the roll H-shaped steel has a similar shape to the roll H-shaped steel in the place where the cross-sectional strength and rigidity are insufficient.
  • the design procedure of applying welded assembly H-beams is customarily used. Then, dimensions such as the plate thickness and web height of the welded assembled H-section steel are finely adjusted according to the design requirements.
  • Such design practices are also one of the reasons why the cross-sectional shape of general welded assembled H-section steels is similar to roll H-section steels.
  • the welded assembled H-section steel has a cross section similar to that of the roll H-section steel in which the flange width B is the web height H or less, although the degree of freedom in cross-section design is high unlike the roll H-section steel.
  • the actual condition is that it is shaped.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and utilizes the high degree of freedom in cross-sectional design of welded assembled H-section steels, has high buckling resistance, and exhibits high vertical bearing capacity even with a smaller amount of steel material. It is an object of the present invention to provide a welded assembled H-section steel that can be used.
  • the conventional H-section steel adopts a cross-sectional shape in which the bending torsional buckling strength is higher than the weak shaft buckling strength. Therefore, in a general design, it is sufficient to consider weak shaft buckling, and it is not necessary to consider bending and twist buckling.
  • the weak shaft buckling strength is higher than the bending torsional buckling strength depending on the conditions. Therefore, there is a problem that a bending twist buckling mode is induced simply by widening the flange width B.
  • the conditions under which bending, twisting, and buckling occur are not common in design practice and are not desirable because the design requires very complex calculations.
  • the bending torsional buckling strength can be made higher than the weak shaft buckling strength by designing the length in the longitudinal direction and the cross-sectional shape to satisfy specific conditions. As a result, it is possible to improve the buckling resistance around the weak axis by widening the flange width while preventing the occurrence of bending and twisting buckling.
  • FIG. 3 is a plot of the elastic buckling strength Ncr_wf around the weak axis at the buckling length of the H-shaped steel: 8000 mm with respect to the cross-sectional area of the H-shaped steel.
  • the curve a in FIG. 3 shows the elastic buckling strength in the cross-sectional shape of the conventional H-section steel (ASTM A6 W14 “x16”).
  • the curve b shows elastic buckling in the H-section steel having a web height H the same as that of the conventional H-section steel and having a wide cross-sectional shape in which the flange width B is 1.1 times the web height H. Shows strength.
  • the flange thickness tf is the same as that of the conventional H-section steel, and the web thickness tw is 1/2 of the flange thickness tf.
  • the buckling resistance around the weak axis can be improved by adopting a cross-sectional shape (wide cross-section) in which the flange width B is equal to or higher than the web height H.
  • FIG. 4 is a graph showing the relationship between the buckling length and the elastic buckling strength in the H-section steel.
  • the "buckling length” is the ratio of the web height H to the longitudinal length L (also referred to as "member length") of the H-section steel, L / H.
  • the curve a1 (solid line) in FIG. 4 shows the elastic buckling resistance around the weak axis of the conventional H-section steel
  • the curve a2 (broken line) shows the elastic bending and twisting resistance of the same conventional H-section steel.
  • the cross-sectional shape is designed so that the bending torsional buckling resistance is higher than the weak shaft buckling resistance. Therefore, in the conventional H-section steel, it is sufficient to consider weak shaft buckling, and it is not necessary to consider bending and torsional buckling.
  • the conventional H-section steel is a conventional H-section steel for columns having a cross-sectional shape of H-500 ⁇ 400 ⁇ 40 ⁇ 70 mm.
  • the notation of the cross-sectional shape is generally used in the present technical field, and the four numbers represent the web height H, the flange width B, the web thickness tw, and the flange thickness tf in order.
  • the curve b1 (solid line) and the curve b2 (broken line) in FIG. 4 show the elastic buckling resistance of the H-shaped steel having a wide cross-sectional shape by expanding the flange width B of the conventional H-shaped steel to 750 mm. It is a thing.
  • the curve b1 (solid line) shows the elastic buckling proof stress around the weak axis
  • the curve b2 (broken line) shows the elastic bending and twisting proof stress.
  • the other dimensions of the H-shaped steel having the wide cross-sectional shape were the same as those of the conventional H-shaped steel.
  • the weak shaft buckling proof stress is higher than the bending torsional buckling proof stress depending on the conditions. Therefore, there is a problem that a bending twist buckling mode is induced simply by widening the flange width B.
  • the elastic buckling proof stress shown in FIG. 4 was calculated using the following formula.
  • the elastic buckling strength around the weak axis was calculated by the same method as in 2 above.
  • G She
  • the present invention is based on the above findings, and its gist structure is as follows.
  • the welded assembled H-section steel of the present invention in welded assembled H-beams, it is possible to improve the weak shaft buckling strength by increasing the flange width while preventing the occurrence of the bending twist buckling mode which is not desirable in design. Therefore, the welded assembled H-section steel of the present invention can exhibit a high vertical bearing capacity with a smaller amount of steel material. Further, according to the present invention, the strength can be ensured even if the plate thickness of the web and the flange constituting the H-section steel is reduced. Therefore, according to the present invention, it is possible to reduce the amount of welding in the production of the welded assembled H-beam itself and the amount of welded joint portion connecting the welded assembled H-beams at the time of construction by reducing the plate thickness. Will be.
  • the ratio of flange width B to web height H (B / H) and the ratio of web thickness tw to flange thickness tf (tw) for those having a relatively wide cross-sectional shape It is a graph which shows the relationship with / tf). It is a graph which shows the relationship between the cross-sectional area of H-section steel, and elastic buckling strength. It is a graph which shows the relationship between the buckling length of H-section steel, and elastic buckling strength. It is a graph which shows the relationship between elastic buckling yield strength and welding volume.
  • the welded assembled H-section steel of the present invention is a welded assembled H-section steel in which the length L in the longitudinal direction and the cross-sectional shape satisfy the above-mentioned equations (1) to (9). The reasons for the limitation will be described below.
  • the elastic bending and twisting proof stress tends to converge to a constant value of A ⁇ G ⁇ J / (Ix + Iy) as the buckling length is increased.
  • the weak shaft buckling proof stress is inversely proportional to the square of the buckling length and decreases as the buckling length is increased. Therefore, as shown in FIG. 4, in an H-section steel having a wide cross-sectional shape, in a region where the buckling length is shorter than a specific threshold value (short column region), bending is performed more than weak shaft buckling. Twist buckling is likely to occur. On the contrary, in a region where the buckling length is longer than the threshold value (long column region), weak axial buckling is more likely to occur than bending and twist buckling.
  • the buckling strength Ncr_wf around the weak axis and the bending torsional buckling strength Ncr_ft are expressed by the following equations, respectively.
  • the ratio of Ncr_ft to Ncr_wf can be expressed as follows.
  • J is the torsional constant
  • Cw is the warping constant
  • G is the shear rigidity of the steel material
  • the ratio of Ncr_ft to Ncr_wf can be arranged as follows.
  • the range of the cross-sectional dimensions of the target H-section steel is as follows. H> 400 mm B> 400 mm H ⁇ B ⁇ ⁇ 1.6 B / 30 ⁇ tf ⁇ H / 4 tf / 3 ⁇ tw ⁇ min ⁇ tf, (1.5 x (B / H) -1.0) x tf) ⁇
  • tw satisfies both of the following two equations. tw ⁇ tf tw ⁇ (1.5 x (B / H) -1.0) x tf
  • A is the cross-sectional area of the welded assembled H-section steel and is expressed by the following equation.
  • Iy is the moment of inertia of area around the weak axis and is expressed by the following equation.
  • Ix is the moment of inertia of area around the strong axis and is expressed by the following equation.
  • Ix can be approximated by the following equation.
  • the error in the following approximation remains in the range of -2.0% to + 2.0% in the range of cross-sectional dimensions described above.
  • the convergence condition in the regression analysis is that the ratio of Ncr_ft to Ncr_wf is 1.02 or more.
  • the conditions derived by the regression analysis are as follows. ⁇ ⁇ (2.58 ⁇ ⁇ 1.12) + (17.2 ⁇ 2 ⁇ 52.8 ⁇ + 18.0) ⁇ ⁇
  • ⁇ 1.0 or more and 1.6 or less
  • the range in which ⁇ can be taken is 1.0 or more and 1.6 or less.
  • the column which is a member that receives the axial force, has a wide cross-sectional shape in order to improve the flexural rigidity around the weak axis and secure the required axial resistance force. Therefore, ⁇ is set to 1.0 or more.
  • ⁇ is set to 1.6 or less.
  • ⁇ 1/30 or more If ⁇ is excessively small, the risk of bending and twisting increases, and as a result, it becomes necessary to make the web thickness thicker than the flange. Therefore, ⁇ is set to 1/30 or more.
  • the buckling length ⁇ defined as L / H'is set to 10 or more.
  • H' Htf
  • ⁇ ⁇ 10 can be expressed as L ⁇ 10 ⁇ (H ⁇ tf).
  • the buckling behavior affects the design strength, so that the effect of the present invention is extremely large.
  • the welded assembled H-section steel of the present invention can exhibit a high vertical bearing capacity with a smaller amount of steel material. Further, according to the present invention, the strength can be ensured even if the plate thickness of the web and the flange constituting the H-section steel is reduced. Therefore, according to the present invention, it is possible to reduce the amount of welding in the production of the welded assembled H-beam itself and the amount of welded joint portion connecting the welded assembled H-beams at the time of construction by reducing the plate thickness. Will be.
  • the broken line a in FIG. 2 indicates the condition of the above equation (3). Further, the broken lines b and c in FIG. 2 represent the limitation of the upper limit of tw in the above equation (6). Therefore, in FIG. 2, the lower right region surrounded by the broken lines a to c is the region satisfying the condition of the present invention. As can be seen from FIG. 2, the conventional H-section steel standard does not satisfy the conditions of the present invention.
  • the web cross-section ratio defined as the ratio of the web cross-section to the total cross-section is 20% or less.
  • the cross-sectional area can be effectively reduced. This is because the web is located on the neutral axis in weak shaft bending, so that the contribution of the web as a resistance factor to buckling is extremely low.
  • the size of the welded portion that joins the flange and the web can be reduced almost in proportion to the square of the reduction ratio.
  • the amount of welding in the production of welded assembled H-section steel can be further significantly reduced.
  • the welding amount is reduced, the welding heat input is also reduced, so that the strain and deformation caused by welding can be further reduced.
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the weak axis elastic buckling proof stress and the welding volume.
  • the curve a in FIG. 5 is the welding volume of the welded H-beam according to the size and size of the conventional H-beam (ASTM A6 W14 “x16”), and the curve b is the welded H-beam satisfying the conditions of the present invention (this).
  • the welding volume in the invention example is shown respectively.
  • the "welding volume” is the weld cross-sectional area / total cross-sectional area.
  • the web height H and the flange thickness tf are the same as those of the ASTM A6 W14 “x16” size H-section steel, and the flange width B is 1.1 of the web height H. Doubled.
  • the web thickness tw was selected so as to satisfy the conditions of the above formulas (1) to (7) and to have a web cross-sectional area ratio of 20% or less.
  • the buckling length was 8000 mm.
  • the welding volume can be reduced to about 1/2 or less by satisfying the above conditions.
  • the welded assembled H-shaped steel is preferably a welded assembled H-shaped steel made of a steel material having a yield point strength of 385 N / mm 2 or more.
  • the upper limit of the yield point strength is not particularly limited, but for example, the yield point strength may be 800 N / mm 2 or less.
  • the welded assembled H-section steel is preferably a welded assembled H-section steel made of a steel material having a carbon equivalent Ceq of 0.43 or less.
  • the lower limit of the Ceq is not particularly limited, but for example, the Ceq may be 0.3 or more.
  • the welded assembled H-shaped steel is more preferably a welded assembled H-shaped steel made of a steel material having a yield point strength of 385 N / mm 2 or more and a carbon equivalent Ceq of 0.43 or less.
  • Ceq (%) C + Mn / 6 + (Cr + Mo + V) / 5 + (Cu + Ni) / 15
  • the welded assembled H-section steel By forming the welded assembled H-section steel from a steel material having a yield point strength of 385 N / mm 2 or more, it is possible to further reduce the plate thickness while ensuring high strength. Further, by forming the welded assembled H-section steel from a steel material having a carbon equivalent Ceq of 0.43 or less, it is possible to construct a sound welded portion without welding cracks without preheating. As a result, the amount of steel used can be further reduced.
  • the amount of welding in the production of welded assembled H-section steel can be further significantly reduced. Further, if the welding amount is reduced, the welding heat input is also reduced, so that the strain and deformation caused by welding can be further reduced.
  • FIG. 6 is a graph showing the relationship between the buckling length ⁇ and the elastic buckling yield strength of the welded assembled H-section steel according to the embodiment of the present invention.
  • the curve b1 (solid line) in FIG. 6 shows the elastic buckling proof stress around the weak axis
  • the curve b2 shows the elastic bending and twisting proof stress.
  • the dimensions of the welded assembled H-section steel were H-500 ⁇ 580 ⁇ 30 ⁇ 36 mm.
  • the bending torsional buckling proof stress exceeds the weak shaft buckling proof stress.
  • Table 1 shows the total cross-sectional area, unit weight (weight per 1 m), and cross section 2 of the H-shaped steel having a conventional cross-sectional shape (conventional example) and the H-shaped steel satisfying the conditions of the present invention (example of the present invention). It shows the next moment.
  • H-section steels having the cross-sectional shapes shown in Table 1 were adopted as examples.
  • the cross-sectional shape of the H-shaped steel of the present invention example was determined to have a buckling resistance equal to or higher than that of the conventional H-shaped steel.
  • the buckling length was 8 m.
  • the unit weight of the H-shaped steel of the present invention example is about 0.78 times the unit weight of the H-shaped steel of the conventional example. That is, the cross-sectional shape of the H-shaped steel of the present invention example has achieved a weight reduction of about 22% even though it has a buckling resistance equal to or higher than that of the conventional H-shaped steel.
  • FIG. 7 is a schematic view showing a cross-sectional shape of the welded assembled H-section steel 100 according to the embodiment of the present invention.
  • the specific cross-sectional shape is H-500 ⁇ 580 ⁇ 30 ⁇ 36 mm.
  • the bending torsional buckling proof stress exceeds the weak shaft buckling proof stress (FIG. 6).
  • FIG. 8 is a schematic view showing a cross-sectional shape of the welded assembled H-section steel 100 according to another embodiment of the present invention.
  • the specific cross-sectional shape is H-500 ⁇ 550 ⁇ 22 ⁇ 36 mm.
  • Table 1 shows the total cross-sectional area, unit weight (weight per 1 m), and cross section 2 of an H-section steel having a conventional cross-sectional shape (conventional example) and an H-section steel satisfying the conditions of the present invention (example of the present invention). It shows the moment of inertia, welding cross-sectional area, etc.
  • H-section steels having the cross-sectional shapes shown in Table 1 were adopted as examples.
  • the cross-sectional shape of the H-section steel of the present invention was determined so as to have a buckling strength equal to or higher than that of the conventional H-section steel and to have a web cross-sectional area ratio of 20% or less.
  • the groove angle of the welded portion was set to 60 °.
  • the "welded cross-sectional area” in Table 2 is the total cross-sectional area of the welded portion of the welded assembled H-section steel. Assuming that the cross-sectional area of one welded portion is Aw, the welded cross-sectional area is 4 Aw because the welded assembled H-section steel has four welded portions. Here, Aw was calculated based on the specifications described in the "welding standard" of the Japan Federation of Construction Contractors. Further, the “welding ratio” in Table 2 is defined as the ratio of the welded cross-sectional area 4Aw to the cross-sectional area A of the welded assembled H-beam, 4Aw / A.

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Abstract

溶接組立Ｈ形鋼の断面設計自由度の高さを活かし、高い座屈耐力を有し、より少ない鋼材料でも高い鉛直支持力を発揮することのできる溶接組立Ｈ形鋼を提供する。 溶接組立Ｈ形鋼であって、長手方向長さ：L、ウェブ高さ：H、フランジ幅：B、フランジ厚：tf、ウェブ厚：tw、b/(H-tf)として定義されるβ、tf/Bとして定義されるγ、およびtw/tf として定義されるδが、下記（１）～（９）式を満たす、溶接組立Ｈ形鋼。 H ＞ 400 mm …(1) B ＞ 400 mm …(2) H ≦ B …(3) L ≧ 10×(H-tf) …(4) B/30 ≦ tf ≦ H/4 …(5) tf/3 ≦ tw ≦ min{tf, (1.5×(B/H)-1.0)×tf} …(6) 1.0 ≦ β ≦ 1.6 …(7) 1/30 ≦ γ…(8) δ≧(2.58β - 1.12) + (17.2β2 - 52.8β + 18.0)×γ…(9)

Description

溶接組立Ｈ形鋼
　本発明は、溶接組立Ｈ形鋼に関し、特に、柱などの圧縮部材用として好適に用いることができる溶接組立Ｈ形鋼に関する。
　Ｈ形鋼は、重量当たりの強度や剛性に優れているため、鉄骨造における骨組部材として広く用いられている。
　図１は、Ｈ形鋼の体表的な形状を示す模式図である。Ｈ形鋼１００は、平行に配置された２枚の板（フランジ１）と、フランジ１と直行する１枚の板（ウェブ２）とからなる断面がＨ型をした鋼材である。前記断面における高さをウェブ高さＨ（「断面せい」ともいう）、幅をフランジ幅Ｂと称する。また、フランジ１の厚さをフランジ厚ｔｆ、ウェブ２の厚さをウェブ厚ｔｗと称する。なお、「断面」とは、Ｈ形鋼の長手方向と垂直な断面を指すものとする。また、図１は模式図であり、図１中の横幅、高さ、奥行き、および板厚の比率は実際とは異なる。
　Ｈ形鋼は、圧延によって製造されるロールＨ形鋼（ＲＨ形鋼）と、フランジとウェブとを溶接組立して製造される溶接組立Ｈ形鋼（ＢＨ形鋼）とに大別することができる。特に、ロールＨ形鋼は広く用いられており、柱や梁などの用途に応じた様々な断面形状を有するロールＨ形鋼が提供されている。
　例えば、柱用ロールＨ形鋼としては、日本工業規格JIS G 3192に規定される広幅系列のＨ形鋼が挙げられる。また、英国規格（British Standard, BS）４－１においても、universal columns（ＵＣ）として柱用Ｈ形鋼が規格化されている。
　梁用ロールＨ形鋼としては、フランジ幅Ｂに比べてウェブ高さＨが大きい、細長い断面形状を有するＨ形鋼が用いられる（例えば、特許文献１）。これに対して、柱用ロールＨ形鋼としては、正方形に近い幅広の断面形状を有するＨ形鋼が用いられる（例えば、特許文献２）。これは、軸力を受ける部材である柱において、弱軸周りの曲げ剛性を向上させ、必要な軸方向抵抗力を確保するためである。
　このように、構造性能上は幅広の断面形状とすることが望ましいものの、実際には、幅広の断面形状を有するロールＨ形鋼を製造することは困難である。これは、ロールＨ形鋼の製造においては圧延によってフランジを形成するため、フランジ幅が大きくなると安定して成形を行うことが難しくなるためである。また、構造力学的な観点からは、フランジ幅が広くなるにつれ、弱軸周りの座屈に加え、曲げねじれ座屈のリスクも高まる。そのため、小型断面のＨ形鋼などの一部の例外を除き、通常の柱用ロールＨ形鋼においては、フランジ幅Ｂはウェブ高さＨ以下とされている。
　一方、ロールＨ形鋼とは異なり、溶接組立Ｈ形鋼（ＢＨ形鋼）においては製造上の制約がないため、任意のフランジ幅Ｂとウェブ高さＨを有する溶接組立Ｈ形鋼を製造することができる。しかし、上述した構造力学上の理由から、溶接組立Ｈ形鋼の断面形状についても、ロールＨ形鋼と類似の形状として設計されている。
　また、設計実務においては、ロールＨ形鋼を用いることを前提として骨組み設計を行い、断面耐力や剛性が足りない箇所に、ロールＨ形鋼に代えて、該ロールＨ形鋼と類似形状を有する溶接組立Ｈ形鋼を適用するという設計手順が慣習的に用いられている。そして、前記溶接組立Ｈ形鋼の板厚やウェブ高さなどの寸法が、設計要件に応じて微調整される。このような設計慣行も、一般的な溶接組立Ｈ形鋼の断面形状がロールＨ形鋼に類似している一因である。
特開２０１４－１０９１４９号公報 特開２０００－２３４３８３号公報
　上述したように、溶接組立Ｈ形鋼においては、ロールＨ形鋼と異なり断面設計の自由度が高いにもかかわらず、フランジ幅Ｂがウェブ高さＨ以下であるロールＨ形鋼と同様の断面形状とされているのが実状である。
　参考のため、柱用Ｈ形鋼の様々な規格のうち、比較的幅広の断面形状を有するものについて、ウェブ高さＨに対するフランジ幅Ｂの比（Ｂ／Ｈ）と、フランジ厚ｔｆに対するウェブ厚ｔｗの比（ｔｗ／ｔｆ）との関係を、図２に示す。なお、図２にプロットした規格は、以下のとおりである。
・ASTM A6（ASTM規格）
・JIS G3192（日本工業規格）
・JIS G3353（日本工業規格）
・BS 4-1（British Standards）
・AS/NZS 3679.1（Australian Standards）
・AS/NZS 3679.2（Australian Standards）
　その一方で、柱用Ｈ形鋼の分野においては、さらに高い座屈耐力を有し、より少ない鋼材料でも高い鉛直支持力を発揮することのできるＨ形鋼の開発が求められている。
　本発明は上記事情に鑑みてなされたものであり、溶接組立Ｈ形鋼の断面設計自由度の高さを活かし、高い座屈耐力を有し、より少ない鋼材料でも高い鉛直支持力を発揮することのできる溶接組立Ｈ形鋼を提供することを目的とする。
　上記課題を解決するために検討を行った結果、本発明者等は、以下の知見を得た。
（１）Ｈ形鋼のフランジ幅を広くすることにより、ウェブ軸（弱軸）周りの耐座屈性能を向上させることができる。そこで、溶接組立Ｈ形鋼の断面設計自由度の高さを活かして、フランジ幅Ｂがウェブ高さＨ以上である断面形状（幅広断面）とすることにより、弱軸周りの耐座屈性能を向上させることができる。
（２）従来のＨ形鋼は、弱軸座屈強度よりも曲げねじれ座屈強度が高くなる断面形状が採用されている。そのため、一般的な設計においては、弱軸座屈を考慮すればよく、曲げねじれ座屈を考慮する必要はない。しかし、上記幅広断面を有するＨ形鋼においては、条件によっては曲げねじれ座屈強度よりも弱軸座屈強度が高くなる。そのため、単にフランジ幅Ｂを広げるのみでは、曲げねじれ座屈モードを誘発してしまうという問題がある。曲げねじれ座屈が生じる条件は、設計慣習上一般的ではないだけでなく、設計に非常に複雑な計算が必要となるため望ましくない。
（３）そこで、長手方向長さおよび断面形状が特定の条件を満たすように設計することにより、弱軸座屈強度より曲げねじれ座屈強度を高くすることができる。そしてその結果、曲げねじれ座屈の発生を防止しつつ、フランジ幅を広げることによる弱軸周りの耐座屈強度を向上させることができる。
　以下、上記知見を得るに到った検討の一例を示す。
　図３は、Ｈ形鋼の断面積に対して、該Ｈ形鋼の座屈長：８０００ｍｍにおける弱軸周りの弾性座屈強度Ncr_wfをプロットしたものである。図３における曲線ａは、従来のＨ形鋼（ASTM A6 W14”x16”）の断面形状における弾性座屈強度を示している。また、曲線ｂは、ウェブ高さＨを前記従来のＨ形鋼と同じであり、フランジ幅Ｂがウェブ高さＨの１．１倍である幅広の断面形状を有するＨ形鋼における弾性座屈強度を示している。前記幅広の断面形状においては、フランジ厚ｔｆを前記従来のＨ形鋼と同じとし、ウェブ厚ｔｗをフランジ厚ｔｆの１／２とした。
　なお、図３に示した前記弱軸周りの弾性座屈強度Ncr_wfは、下記の（Ａ）式を用いて算出した。
Ncr_wf = π2×E×Iy/Lcr2 …(A)
ここで、
E : 鋼材のヤング率
Iy : 弱軸周りの断面２次モーメント
　Iy = 2×b3×tf/12 + (h-2tf)×tw3/12
Lcr : 座屈長さ
　図３に示した例からも分かるように、フランジ幅Ｂがウェブ高さＨ以上である断面形状（幅広断面）とすることにより、弱軸周りの耐座屈性能を向上させることができる。
　一方、図４は、Ｈ形鋼における座屈長さと弾性座屈耐力との関係を示すグラフである。ここで、「座屈長さ」は、Ｈ形鋼の長手方向長さＬ（「部材長さ」ともいう）に対するウェブ高さＨの比、Ｌ／Ｈである。
　図４における曲線ａ１（実線）は従来のＨ形鋼における弱軸周りの弾性座屈耐力を、曲線ａ２（破線）は同じ従来のＨ形鋼における弾性曲げねじれ耐力を、それぞれ示している。このように、従来のＨ形鋼においては、弱軸座屈耐力よりも曲げねじれ座屈耐力が高くなるように断面形状が設計されている。したがって、従来のＨ形鋼では弱軸座屈を考慮すればよく、曲げねじれ座屈を考慮する必要はない。
　なお、ここで前記従来のＨ形鋼は、Ｈ－５００×４００×４０×７０ｍｍの断面形状を有する従来の柱用Ｈ形鋼とした。なお、前記断面形状の表記は本技術分野で一般的に用いられているものであり、４つの数字は順番に、ウェブ高さＨ、フランジ幅Ｂ、ウェブ厚ｔｗ、およびフランジ厚ｔｆを表す。
　一方、図４における曲線ｂ１（実線）および曲線ｂ２（破線）は、前記従来のＨ形鋼におけるフランジ幅Ｂを７５０ｍｍに拡大した、幅広の断面形状を有するＨ形鋼の弾性座屈耐力を示したものである。曲線ｂ１（実線）は弱軸周りの弾性座屈耐力を、曲線ｂ２（破線）は弾性曲げねじれ耐力を、それぞれ示している。なお、前記幅広の断面形状を有するＨ形鋼の他の寸法は、上記従来のＨ形鋼と同様とした。
　図４の例からも分かるように、幅広断面を有するＨ形鋼においては、条件によっては曲げねじれ座屈耐力よりも弱軸座屈耐力が高くなる。そのため、単にフランジ幅Ｂを広げるのみでは、曲げねじれ座屈モードを誘発してしまうという問題がある。
　図４に示した前記弾性座屈耐力は、下記の式を用いて算出した。なお、弱軸周りの弾性座屈強度は、上記２と同じ方法で算出した。
曲げねじれ弾性座屈耐力＝A×Fe
Fe = (π2E×Cw/Lcr2 + G×J)×I/(Ix + Iy)
ここで、
A : 断面積
　A = 2×B×tf + (H - 2×tf)×tw
Iy：弱軸周りの断面２次モーメント
　Iy = 2×b3×tf/12 + (h-2tf)×tw3/12
Ix：強軸周りの断面２次モーメント
　Ix = B×(H3 - (H - 2×tf)3)/12 + (H - 2×tf)3×tw/12
E：鋼材のヤング率
G：鋼材のせん断剛性
　G = E/(2*(1+ν))
ν：鋼材のポアソン比
Cw：ワーピング定数
　Cw = Iy×(H - tf)2/4
J：ねじり定数
　J = (2×B×tf3+ (H - tf)×tf3)/3
Lcr：座屈長さ
　本発明は前記知見に立脚するものであり、その要旨構成は次のとおりである。
１．溶接組立Ｈ形鋼であって、
　　長手方向長さ：L、
　　ウェブ高さ：H、
　　フランジ幅：B、
　　フランジ厚：tf、
　　ウェブ厚：tw、
　　b/(H-tf)として定義されるβ、
　　tf/Bとして定義されるγ、および
　　tw/tf として定義されるδが、
　下記（１）～（９）式を満たす、溶接組立Ｈ形鋼。
H ＞ 400 mm …(1)
B ＞ 400 mm …(2)
H ≦ B …(3)
L ≧ 10×(H-tf) …(4)
B/30 ≦ tf ≦ H/4 …(5)
tf/3 ≦ tw ≦ min{tf, (1.5×(B/H)-1.0)×tf} …(6)
1.0 ≦ β ≦ 1.6 …(7)
1/30 ≦ γ…(8)
δ≧(2.58β - 1.12) + (17.2β2 - 52.8β + 18.0)×γ…(9)
２．全断面積に対するウェブ断面積の比として定義されるウェブ断面積比が、２０％以下である、上記１に記載の溶接組立Ｈ形鋼。
３．降伏点強度３８５Ｎ／ｍｍ２以上、かつ炭素当量Ｃｅｑが０．４３以下である鋼材からなる、上記１または２に記載の溶接組立Ｈ形鋼。
　本発明によれば、溶接組立Ｈ形鋼において、設計上望ましくない曲げねじれ座屈モードの発現を防止しつつ、フランジ幅の拡大により弱軸座屈強度を向上させることができる。したがって、本発明の溶接組立Ｈ形鋼は、より少ない鋼材量で、高い鉛直支持力を発揮することができる。また、本発明によれば、Ｈ形鋼を構成するウェブおよびフランジの板厚を低減しても強度を確保することができる。したがって、本発明によれば、板厚の低減を通じて、溶接組立Ｈ形鋼自体の製造における溶接量や、施工時に溶接組立Ｈ形鋼同士を接続する溶接継手部分における溶接量を削減することも可能となる。
Ｈ形鋼の体表的な形状を示す模式図である。 柱用Ｈ形鋼の規格のうち、比較的幅広の断面形状を有するものについての、ウェブ高さＨに対するフランジ幅Ｂの比（Ｂ／Ｈ）と、フランジ厚ｔｆに対するウェブ厚ｔｗの比（ｔｗ／ｔｆ）との関係を示すグラフである。 Ｈ形鋼の断面積と弾性座屈強度との関係を示すグラフである。 Ｈ形鋼の座屈長さと弾性座屈耐力との関係を示すグラフである。 弾性座屈耐力と溶接ボリュームの関係を示すグラフである。 本発明の一実施形態における溶接組立Ｈ形鋼の、座屈長さと弾性座屈耐力との関係を示すグラフである。 本発明の一実施形態における溶接組立Ｈ形鋼の断面形状を示す模式図である。 本発明の他の実施形態における溶接組立Ｈ形鋼の断面形状を示す模式図である。
　次に、本発明を実施する方法について具体的に説明する。なお、以下の説明は、本発明の好適な実施態様を示すものであり、本発明は以下の説明によって何ら限定されるものではない。
［溶接組立Ｈ形鋼］
　本発明の溶接組立Ｈ形鋼は、長手方向長さＬと断面形状とが、上述した（１）～（９）式を満たす溶接組立Ｈ形鋼である。以下、その限定理由について説明する。
　上述したように、弾性曲げねじれ耐力は、座屈長さを大きくするに従ってA×G×J/(Ix+Iy)という一定値に収束する傾向を有している。これに対して、弱軸座屈耐力は座屈長さの２乗に反比例する形で、座屈長さを大きくするにしたがって減少する。そのため、図４に示したように、幅広の断面形状を有するＨ形鋼では、ある特定のしきい値よりも座屈長さが短い領域（短柱領域）では、弱軸座屈よりも曲げねじれ座屈が起こりやすくなる。反対に、前記しきい値よりも座屈長さが長い領域（長柱領域）では、曲げねじれ座屈よりも弱軸座屈が起こりやすくなる。
　そこで、上記の知見を踏まえ、フランジ幅を拡大することによって弱軸座屈強度を向上させることができ、かつ、設計上望ましくない曲げねじれ座屈が発生しない条件を導き出した。具体的な導出方法を以下に説明する。
　まず、弱軸周りの座屈強度Ncr_wfおよび曲げねじれ座屈強度Ncr_ftは、それぞれ以下の式で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000002
　したがって、Ncr_wfに対するNcr_ftの比は、次のように表すことができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000003
　なお、先に述べたようにＪはねじり定数、Cwはワーピング定数、Gは鋼材のせん断剛性であり、それぞれ以下の式で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000007
　よって、Ncr_wfに対するNcr_ftの比は次のように整理することができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000008
　ここで、対象とするＨ形鋼の断面寸法の範囲は以下のとおりとする。
H ＞ 400 mm
B ＞ 400 mm
H ≦ B
β ≦ 1.6
B/30 ≦ tf ≦ H/4
tf/3 ≦ tw ≦ min{tf, (1.5×(B/H)-1.0)×tf)}
　なお、ここで「min」は、後に続くブラケット内に列挙した値のうち、最小値を指す数学記号である。したがって、言い換えると、twは以下の２つの式の両者を満たす。
tw ≦ tf
tw ≦ (1.5×(B/H)-1.0)×tf
　Aは溶接組立Ｈ形鋼の断面積であり、次の式で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000009
　Iyは弱軸周りの断面２次モーメントであり、下記の式で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000010
　そして、Iyは次の式で近似することができる。下記近似における誤差は、上述した断面寸法の範囲において－０．４％から０．０％の範囲に留まる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000011
　Ixは強軸周りの断面２次モーメントであり、下記の式で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000012
　そして、Ixは次の式で近似することができる。下記近似における誤差は、上述した断面寸法の範囲において－２．０％から＋２．０％の範囲に留まる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000013
　以上の式を用い、βおよびγを変数として回帰分析を行い、曲げねじれ座屈よりも弱軸座屈が優先して起こるδの条件を、回帰分析によって導出した。ここで、β、γ、およびδの定義は次の通りである。
β＝b/(H-tf)
γ＝tf/B
δ＝tw/tf
　なお、上述したようにIxおよびIyの評価には近似式を用いており、その誤差はIxの近似式において最も顕著でありその値は±２．０％である。そこで、前記誤差を考慮して、回帰分析における収束条件は、Ncr_wfに対するNcr_ftの比が１．０２以上とした。前記回帰分析によって導出された条件は次の式の通りである。
δ≧(2.58β - 1.12) + (17.2β2 - 52.8β + 18.0)×γ
β：１．０以上、１．６以下
　ここで、βの取りうる範囲は、１．０以上、１．６以下とする。上述したように、軸力を受ける部材である柱において、弱軸周りの曲げ剛性を向上させ、必要な軸方向抵抗力を確保するためには幅広の断面形状とすることが望ましい。そのため、βを１．０以上とする。一方、βを過度に大きくすると、曲げねじれ座屈のリスクが高まることに加えて、フランジの局部的な座屈も発生しやすくなる。さらに、βが過度に大きいと、細長い断面形状となり、Ｈ形鋼が取り扱いづらくなる。そのため、βは１．６以下とする。
γ：１／３０以上
　過度にγが小さいと、曲げ捩れの危険が増し、その結果、ウェブ厚をフランジよりも厚くする必要が生じる。そのため、γは１／３０以上とする。
　また、上述した式（Ncr_ft / Ncr_wf）から分かるように、Cw・A/[Iy×(Ix+Iy)]を1.0以上とすることで、Ｌおよびα（＝　Ｌ／Ｈ’）に依存することなく、曲げねじれ座屈強度を弱軸座屈強度より高くすることができる。しかし、ねじり剛性（ＧＪ）の寄与を考慮しないことにおいて不合理が生じる。本発明の溶接組立Ｈ形鋼は、柱やトラス部材の端部などにおける応力が集中する箇所ではなく、柱やトラス部材の一般部に適用することを想定している。また、特に全体座屈挙動が部材設計に影響するような比較的長細い部材を対象としている。以上の理由から、Ｌ／Ｈ’として定義される座屈長さαを１０以上とする。ここでH’＝Ｈ－tfであるので、α≧１０は、Ｌ　≧　１０×（Ｈ－tf）と表すことができる。αが１０以上となる範囲では、座屈挙動が設計強度に影響するため、本発明の効果が極めて大きい。
　以上の条件を整理すると、下記（１）～（９）式となる。
H ＞ 400 mm …(1)
B ＞ 400 mm …(2)
H ≦ B …(3)
L ≧ 10×(H-tf) …(4)
B/30 ≦ tf ≦ H/4 …(5)
tf/3 ≦ tw ≦ min{tf, (1.5×(B/H)-1.0)×tf} …(6)
1.0 ≦ β ≦ 1.6 …(7)
1/30 ≦ γ…(8)
δ≧(2.58β - 1.12) + (17.2β2 - 52.8β + 18.0)×γ…(9)
　以上の条件を満たすことにより、溶接組立Ｈ形鋼において、設計上望ましくない曲げねじれ座屈モードの発現を防止しつつ、フランジ幅の拡大により弱軸座屈強度を向上させることができる。したがって、本発明の溶接組立Ｈ形鋼は、より少ない鋼材量で、高い鉛直支持力を発揮することができる。また、本発明によれば、Ｈ形鋼を構成するウェブおよびフランジの板厚を低減しても強度を確保することができる。したがって、本発明によれば、板厚の低減を通じて、溶接組立Ｈ形鋼自体の製造における溶接量や、施工時に溶接組立Ｈ形鋼同士を接続する溶接継手部分における溶接量を削減することも可能となる。
　なお、図２における破線ａは、上記（３）式の条件を示している。また、図２における破線ｂおよびｃは上記（６）式におけるｔｗの上限の限定を表している。したがって、図２において、破線ａ～ｃに囲まれた右下の領域が本発明の条件を満たす領域である。図２から分かるように、従来のＨ形鋼の規格は、本発明の条件を満たさない。
　さらに、本発明においては、全断面積に対するウェブ断面積の比として定義されるウェブ断面積比を２０％以下とすることが好ましい。ウェブ厚を低減することにより、断面積を効果的に低減できる。これは、弱軸曲げにおいてはウェブが中立軸に位置するため、ウェブの、座屈に対する抵抗要素としての寄与が極めて低いためである。
　また、ウェブ厚を低減することにより、フランジとウェブとを接合する溶接部のサイズを、低減比の２乗にほぼ比例して低減することができる。そしてその結果、溶接組立Ｈ形鋼の製造における溶接量をさらに大幅に削減することができる。また、溶接量を削減すれば溶接入熱も減少するため、溶接に起因するひずみや変形をさらに低減することもできる。
　図５は、弱軸弾性座屈耐力と溶接ボリュームの関係を示すグラフである。図５における曲線ａは従来のＨ形鋼（ASTM A6 W14”x16”）の寸法サイズに即した溶接Ｈ形鋼の溶接ボリュームを、曲線ｂは本発明の条件を満たす溶接組立Ｈ形鋼（本発明例）における溶接ボリュームを、それぞれ示す。ここで、「溶接ボリューム」は、溶接断面積／全断面積とする。
　本発明例における断面形状は、具体的には、ウェブ高さＨおよびフランジ厚ｔｆを前記ASTM A6 W14”x16”サイズのＨ形鋼と同等とし、フランジ幅Ｂをウェブ高さＨの１．１倍とした。ウェブ厚ｔｗは、上記（１）～（７）式の条件を満たし、かつウェブ断面積比が２０％以下となるよう選択した。座屈長さは８０００ｍｍとした。
　図５の結果からも分かるように、上記条件を満たすことにより、溶接ボリュームを１／２程度またはそれ以下に低減することができる。
　さらに、上記溶接組立Ｈ形鋼は、降伏点強度が３８５Ｎ／ｍｍ２以上である鋼材からなる溶接組立Ｈ形鋼とすることが好ましい。なお、前記降伏点強度の上限は特に限定されないが、例えば、前記降伏点強度は８００Ｎ／ｍｍ２以下であってよい。また、上記溶接組立Ｈ形鋼は、炭素当量Ｃｅｑが０．４３以下である鋼材からなる溶接組立Ｈ形鋼とすることが好ましい。なお、前記Ｃｅｑの下限は特に限定されないが、例えば、前記Ｃｅｑは０．３以上であってよい。そして、上記溶接組立Ｈ形鋼は、降伏点強度が３８５Ｎ／ｍｍ２以上、かつ炭素当量Ｃｅｑが０．４３以下である鋼材からなる溶接組立Ｈ形鋼とすることがより好ましい。
　なお、ここで炭素当量Ｃｅｑは、下記の式で定義されるものとする。式中の元素記号は、それぞれ鋼材中における各元素の含有量（質量％）を指す。
Ceq(%) = C + Mn/6 + (Cr + Mo + V)/5 + (Cu + Ni)/15
　降伏点強度が３８５Ｎ／ｍｍ２以上である鋼材により溶接組立Ｈ形鋼を構成することにより、高い強度を確保しつつ、板厚をさらに低減することが可能となる。また、炭素当量Ｃｅｑが０．４３以下である鋼材で溶接組立Ｈ形鋼を構成することにより、予熱を行わなくとも溶接割れのない健全な溶接部を構築することが可能である。そしてその結果、使用鋼材量をさらに低減することができる。
　また、板厚を低減することにより、溶接組立Ｈ形鋼の製造における溶接量をさらに大幅に削減することができる。また、溶接量を削減すれば溶接入熱も減少するため、溶接に起因するひずみや変形をさらに低減することもできる。
　次に、いくつかの具体例を通じて、本発明の効果についてさらに具体的に説明する。
（実施例１）
　図６は、本発明の一実施形態における溶接組立Ｈ形鋼の、座屈長さαと弾性座屈耐力との関係を示すグラフである。図６における曲線ｂ１（実線）は弱軸周りの弾性座屈耐力を、曲線ｂ２（破線）は弾性曲げねじれ耐力を、それぞれ示している。ここで前記溶接組立Ｈ形鋼の寸法は、Ｈ－５００×５８０×３０×３６ｍｍとした。
　図６からも分かるように、本発明の条件を満たす溶接組立Ｈ形鋼においては、曲げねじれ座屈耐力が弱軸座屈耐力を上回る。
　表１は、従来の断面形状を有するＨ形鋼（従来例）と、本発明の条件を満たすＨ形鋼（本発明例）について、全断面積、単位重量（１ｍ当たりの重量）、断面２次モーメントを示したものである。従来例および本発明例としては、それぞれ表１に示す断面形状を有するＨ形鋼を例として採用した。本発明例のＨ形鋼の断面形状は、従来例のＨ形鋼と同等以上の座屈耐力を有するように決定した。また、座屈長さは８ｍとした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
　表１に示したように、本発明例のＨ形鋼の単位重量は、従来例のＨ形鋼の単位重量の約０．７８倍である。すなわち、本発明例のＨ形鋼の断面形状は、従来例のＨ形鋼と同等以上の座屈耐力を有するにもかかわらず、約２２％もの軽量化が達成されている。
（実施例２）
　図７は、本発明の一実施形態における溶接組立Ｈ形鋼１００の断面形状を示す模式図である。具体的な断面形状は、Ｈ－５００×５８０×３０×３６ｍｍとする。既に説明したとおり、本発明の条件を満たす溶接組立Ｈ形鋼においては、曲げねじれ座屈耐力が弱軸座屈耐力を上回る（図６）。
　図８は、本発明の他の実施形態における溶接組立Ｈ形鋼１００の断面形状を示す模式図である。具体的な断面形状は、Ｈ－５００×５５０×２２×３６ｍｍとする。
　表１は、従来の断面形状を有するＨ形鋼（従来例）と、本発明の条件を満たすＨ形鋼（本発明例）について、全断面積、単位重量（１ｍ当たりの重量）、断面２次モーメント、溶接断面積などを示したものである。従来例および本発明例としては、それぞれ表１に示す断面形状を有するＨ形鋼を例として採用した。本発明例のＨ形鋼の断面形状は、従来例のＨ形鋼と同等以上の座屈耐力を有し、かつウェブ断面積比が２０％以下となるように決定した。また、溶接部の開先角度は６０°とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
　表２における「溶接断面積」は、溶接組立Ｈ形鋼の溶接部の合計断面積である。溶接部１カ所の断面積をＡｗとすると、溶接組立Ｈ形鋼には４つの溶接部があるため、溶接断面積は４Ａｗとなる。ここで、Ａｗは、日本建設業連合会の「溶接標準」に記載された諸元に基づいて算出した。また、表２における「溶接比率」は、溶接組立Ｈ形鋼の断面積Ａに対する溶接断面積４Ａｗの比、４Ａｗ／Ａとして定義される。
１００　　Ｈ形鋼（溶接組立Ｈ形鋼）
　　１　　フランジ
　　２　　ウェブ

Claims (3)

  1. 　溶接組立Ｈ形鋼であって、
    　　長手方向長さ：L、
    　　ウェブ高さ：H、
    　　フランジ幅：B、
    　　フランジ厚：tf、
    　　ウェブ厚：tw、
    　　B/(H-tf)として定義されるβ、
    　　tf/Bとして定義されるγ、および
    　　tw/tf として定義されるδが、
    　下記（１）～（９）式を満たす、溶接組立Ｈ形鋼。
    H ＞ 400 mm …(1)
    B ＞ 400 mm …(2)
    H ≦ B …(3)
    L ≧ 10×(H-tf) …(4)
    B/30 ≦ tf ≦ H/4 …(5)
    tf/3 ≦ tw ≦ min{tf, (1.5×(B/H)-1.0)×tf} …(6)
    1.0 ≦ β ≦ 1.6 …(7)
    1/30 ≦ γ…(8)
    δ≧(2.58β - 1.12) + (17.2β2 - 52.8β + 18.0)×γ…(9)
  2. 　全断面積に対するウェブ断面積の比として定義されるウェブ断面積比が、２０％以下である、請求項１に記載の溶接組立Ｈ形鋼。
  3. 　降伏点強度が３８５Ｎ／ｍｍ２以上、かつ炭素当量Ｃｅｑが０．４３以下である鋼材からなる、請求項１または２に記載の溶接組立Ｈ形鋼。
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