(57)【要約】【課題】強軸まわりの断面二次モーメントおよび断面係数の対重量効率を従来の圧延Ｈ形鋼と同等以上としながら、さらに横方向(ウェブの板面に対し垂直方向）の座屈（横座屈）が起きにくい圧延Ｈ形鋼を得る。【解決手段】前記圧延Ｈ形鋼の鋼材の設計用降伏応力をＦ（Ｎ／ｍｍ２）とし、その圧延Ｈ形鋼の高さ寸法をＨとし、前記フランジの幅寸法をＢとした場合に下式（１）を満たし、全断面積をＡとした場合に前記フランジの幅寸法Ｂが下式（２）を満たし、前記フランジの厚さ寸法をｔｆとし、前記ウェブの厚さ寸法をｔｗとした場合に、それぞれ下式（３）、（４）を満たすことを特徴とする圧延Ｈ形鋼。    （Ｂ／Ｈ）≦０．７７      ・・・（１）    Ｂｍｉｎ＜Ｂ      ≦（β×Ｈ＋β√（Ｈ２−（１＋β×γ）×（Ｈ２−γ×Ａ）））／（１＋β×γ）      ・・・（２）    ｔｆ≧Ｂ／（２×β）      ・・・（３）    ｔｗ≧（Ｈ−２×ｔｆ）／γ      ・・・（４）【選択図】図２
2014109149.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
ウェブ及びフランジを有する圧延Ｈ形鋼であって、
前記圧延Ｈ形鋼の鋼材の設計用降伏応力をＦ（Ｎ／ｍｍ２）とし、その圧延Ｈ形鋼の高さ寸法をＨ（ｍｍ）とし、前記フランジの幅寸法をＢ（ｍｍ）とした場合に下式（１）を満たし、
全断面積をＡ（ｍｍ２）とした場合に前記フランジの幅寸法Ｂが下式（２）を満たし、前記フランジの厚さ寸法をｔｆ（ｍｍ）とし、前記ウェブの厚さ寸法をｔｗ（ｍｍ）とした場合に、それぞれ下式（３）、（４）を満たすことを特徴とする圧延Ｈ形鋼。
（Ｂ／Ｈ）≦０．７７      ・・・（１）
Ｂｍｉｎ＜Ｂ
≦（β×Ｈ＋β√（Ｈ２−（１＋β×γ）×（Ｈ２−γ×Ａ）））／（１＋β×γ）      ・・・（２）
ｔｆ≧Ｂ／（２×β）      ・・・（３）
ｔｗ≧（Ｈ−２×ｔｆ）／γ      ・・・（４）
ただし、Ｂｍｉｎ（ｍｍ）は下式(５)、βは下式（６）、γは下式（７）でそれぞれ定義する。
Ｂｍｉｎ＝０．１５Ｈ＋２９５（ただし、Ｈ≦１０８０の場合）、Ｂｍｉｎ＝４５７（ただし、Ｈ＞１０８０の場合）・・・（５）
β＝２１５／√（Ｆ）      ・・・（６）
γ＝１１００／√（Ｆ）      ・・・（７）
【請求項２】
梁として適用されることを特徴とする請求項１に記載の圧延Ｈ形鋼。
【請求項３】
両端側がブラケットを介して柱に接続される梁の中央部として適用されることを特徴とする請求項１に記載の圧延Ｈ形鋼。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、横座屈しにくく単位鋼重当たりの強軸断面性能が高い形状の圧延Ｈ形鋼に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来、圧延Ｈ形鋼としては、次の（１）〜（３）のような各種圧延Ｈ形鋼が知られている。
【０００３】
（１）フランジ幅厚比が１０以下でかつ、加工硬化を開始した後、６％までの歪範囲における加工硬化指数が０．２以上であり、６％以上の歪範囲における塑性変形応力の上昇勾配が、最大モーメントを生じる位置の近傍のモーメント勾配より大きいことにより、最大モーメントを生じる位置に発生した塑性域がその周囲に拡大する、耐震性に優れた圧延Ｈ形鋼（例えば、特許文献１参照）。
【０００４】
（２）薄肉ウェブ圧延Ｈ形鋼であって、ウェブ厚・フランジ厚比が０．５以下でかつ、圧延製造時のウェブ波打ち現象を防止するために、ウェブに所定間隔をおいて凹凸を形成した圧延Ｈ形鋼（例えば、特許文献２参照）。
【０００５】
（３）薄肉ウェブ圧延Ｈ形鋼であって、ウェブ厚・フランジ厚比が０．５以下でかつ、圧延製造時のウェブ波打ち現象を防止するために、ウェブの一側面のみの長手方向全長に少なくても１本の突条補強リブが設けられた圧延Ｈ形鋼（例えば、特許文献３参照）。
【０００６】
また、従来の圧延Ｈ形鋼に関する技術としては、次の（Ａ）〜（Ｃ）のような技術も知られている。
【０００７】
（Ａ）圧延製造時のウェブ波打ち現象を防止しつつ薄肉ウェブ圧延Ｈ形鋼を実現するために、ウェブ厚・フランジ厚比を、比較的小さい数値範囲（ウェブ厚・フランジ厚比の上限を０．５）で規定することも知られている（例えば、特許文献２や特許文献３参照）。
【０００８】
（Ｂ）小梁等弾性設計範囲内で使用する梁であって、強軸の断面性能の対重量効率を向上して軽量化するため、幅厚比を非特許文献１〜６の形鋼より大きい数値範囲で規定している（特許文献４参照）。
【０００９】
（Ｃ）前記以外にも、ＡＳＴＭ（米国工業規格：American Society for Testing and Materials）、ＢＳ（英国工業規格：British Standards）、ＥＮ（欧州規格：European Standard、EN）において、規格された圧延Ｈ形鋼がある（非特許文献１〜７参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１０】
【特許文献１】日本国特開２００２−８８９７４号公報
【特許文献２】日本国特開昭５９−１４１６５８号公報
【特許文献３】日本国特開昭６１−１６２６５８号公報
【特許文献４】日本国特許第４６７７０５９号公報
【非特許文献】
【００１１】
【非特許文献１】ＪＩＳ（日本工業規格：Japanese Industrial Standard）
【非特許文献２】ＡＳＴＭ（米国工業規格：American Society for Testing and Materials）
【非特許文献３】ＢＳ（英国規格  British Standards）
【非特許文献４】ＥＮ（欧州規格：European Standard、EN）
【非特許文献５】(HYPER BEAM カタログ)
【非特許文献６】(SHHカタログ(JFE))
【非特許文献７】ＢＳ  ＥＮ１９９３−１−１：２００５  Ｅｕｒｏｃｏｄｅ  ３：Ｄｅｓｉｇｎ  ｏｆ  ｓｔｅｅｌ  ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ  ｐｐ．５６−６１
【非特許文献８】ＡＩＳＣ３４１−１０ Ｓｅｉｓｍｉｃ  Ｐｒｏｖｉｓｉｏｎｓ  ｆｏｒＳｔｒｕｃｔｕｒａｌ  Ｓｔｅｅｌ  Ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ  ｐｐ．９．１−１４，２０１０．６
【非特許文献９】建築物の構造関係技術基準解説書編集委員会編，国土交通省住宅局建築指導課ほか監修：２００７年版建築物の構造関係技術基準解説書，ｐｐ．５９３−５９６，全国官報販売協同組合，２００７
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１２】
ところで、圧延Ｈ形鋼の強軸の断面二次モーメントＩｘ、断面係数Ｚｘ、降伏時の曲げモーメントＭｙは次式（８）〜（１０）でそれぞれ求められる。ただし、Ｈは圧延Ｈ形鋼の高さ寸法、Ｂは該圧延Ｈ形鋼のフランジの幅寸法、ｔｆは該フランジの厚さ寸法、ｔｗは圧延Ｈ形鋼のウェブの厚さ寸法、σｙは鋼材の降伏応力である。
Ｉｘ＝Ｂ×Ｈ３／１２−（Ｂ−ｔｗ）×（Ｈ−２ｔｆ）３／１２      ・・・（８）
Ｚｘ＝Ｉｘ／（Ｈ／２）      ・・・（９）
Ｍｙ＝Ｚｘ×σｙ      ・・・（１０）
【００１３】
また、曲げを受ける両端単純支持の部材の横座屈曲げモーメントの理論値Ｍｃｒは次式（１１）で求められる。ただし、Ｅ（２０５０００Ｎ／ｍｍ２）は鋼材のヤング係数、Ｉｗは断面の反りねじり定数、Ａは部材の断面積、ｌｂは部材の支点間長さ（横座屈長さ）、Ｇはせん断弾性係数、Ｊｔはサン・ブナンねじり定数である。
Ｍｃｒ＝ｒｙ√（π４×Ｅ２×Ｉｗ×Ａ／ｌｂ４＋π２×Ｅ×Ｇ×Ｊｔ×Ａ／ｌｂ２）
・・・（１１）
ここで、ｒｙは弱軸断面二次半径であり、次式（１２）で定義される。
ｒｙ＝√（Ｉｙ／Ａ）      ・・・（１２）
ここで、弱軸の断面二次モーメントＩｙは、次式（１３）で表される。
Ｉｙ＝Ｂ３×ｔｆ／６＋（Ｈ−２ｔｆ）×ｔｗ３／１２      ・・・（１３）
ここで、上記横座屈長さｌｂとは、例えば図１に示す大梁２が、柱１、小梁３、及び横座屈補剛材４によって支持される支点間隔のように、横方向の変位を拘束する部材による支持点（横補剛）の間隔を表す。
【００１４】
上式（８）〜（１０）より、圧延Ｈ形鋼は、一般に、高さＨが大きいほど強軸の断面二次モーメントＩｘ、断面係数Ｚｘは大きくなり、支持できる荷重はＨの二次関数で増加する。
一方、上式（１２），（１３）より、弱軸の断面二次モーメントＩｙは高さＨの１次関数であるため、弱軸断面二次半径ｒｙが強軸の性能に比べ相対的に小さくなる。
これにより、上式（１１）で求められる横座屈曲げモーメントＭｃｒの理論値は、上式（１０）で求められる強軸方向に曲げる際の降伏時の曲げモーメントＭｙに比べて相対的に小さくなるため、圧延Ｈ形鋼は横座屈（荷重の作用方向に対して直行方向の座屈）が生じやすくなるという課題がある。
【００１５】
ここで、上記横座屈とは、圧延Ｈ形鋼のような開断面部材が曲げ負荷を受けた時、ねじれを伴って圧縮側のフランジ等が曲げ負荷の作用する面外にはらみ出して座屈する現象である。圧延Ｈ形鋼に横座屈による変形が生じると、断面の幅厚比を十分小さくしてもその領域で局部座屈を誘起しやすく、梁全体の曲げ抵抗モーメントが劣化する。
ここで、上記幅厚比とは、フランジの厚さ寸法ｔｆに対するフランジの片側幅寸法Ｂ／２の比（フランジ幅厚比）、及びウェブの厚さ寸法ｔｗに対するウェブの高さ寸法（Ｈ−２ｔｆ）の比（ウェブ幅厚比）のことであり、この値が大きい程、幅に対して板厚が薄く局部座屈しやすい。
【００１６】
図２は、横軸に強軸の断面二次半径ｒｘ、縦軸に弱軸の断面二次半径ｒｙをとり、前記非特許文献１〜６に記載されている各種の圧延Ｈ形鋼のうち、フランジの幅寸法Ｂ・圧延Ｈ形鋼の高さＨの比（Ｂ／Ｈ）が０．７７以下の全サイズをプロットしたグラフである（○印のプロット）。なお、×印は後述する本発明に係る圧延Ｈ形鋼をプロットしたものである。
この図２から、弱軸の断面二次半径ｒｙの性能範囲の最大値は、強軸の断面二次半径ｒｘの性能範囲の最大値の１／４倍程度と、強軸の断面二次半径ｒｘに比べ小さいことがわかる。また、無補剛の場合は、強軸の断面二次半径ｒｘの増加に伴い、弱軸の断面二次半径ｒｙがネックとなって横座屈で最大耐力が決まるため、該弱軸の断面二次半径ｒｙの性能範囲が大きくなければ、強軸性能を十分に発揮できない。
【００１７】
このような横座屈に対する耐力を向上させるには、横補剛を多数設けることが最も有効であるが、小梁及び横座屈補剛材の増加により鋼構造骨組全体重量が増加してしまう。そのため、横補剛を省略しながら横座屈を防ぐためには、弱軸まわりの断面性能を大きくすることが有効である。
しかしながら、前記特許文献１〜４に開示されているような圧延Ｈ形鋼は、該圧延Ｈ形鋼自体に横座屈を防ぐことを目的とした工夫は施されておらず、横座屈を防ぐ小梁及び横補剛部材を多く必要とするため、鋼構造骨組全体の重量が大きくなる上、コスト高となるという問題があった。
【００１８】
ところで、図３は、圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈを横軸、フランジの幅寸法Ｂを縦軸として、前記非特許文献１〜６に記載されている各種の圧延Ｈ形鋼の全サイズについて、フランジの幅寸法Ｂ・圧延Ｈ形鋼の高さＨの比（Ｂ／Ｈ）が０．７７以下の圧延Ｈ形鋼を○印で、後述する本発明に係る圧延Ｈ形鋼を×印でプロットして示したものである。
ここで、フランジの幅寸法Ｂ・圧延Ｈ形鋼の高さＨの比（Ｂ／Ｈ）が０．７７以下の範囲にある圧延Ｈ形鋼（圧延Ｈ形鋼におけるフランジの幅で、細幅系列または中幅系列の圧延Ｈ形鋼として日本国内で市販されているもの）は、主用途が梁に分類される。
一方、フランジの幅寸法Ｂ・圧延Ｈ形鋼の高さＨの比（Ｂ／Ｈ）が０．７７を超える範囲にある圧延Ｈ形鋼（圧延Ｈ形鋼におけるフランジの幅で、広幅系列の圧延Ｈ形鋼として市販されているもの）は、主用途が柱やブレースに分類できる（特許文献４参照）。
【００１９】
このとき、主用途が梁である、フランジの幅寸法Ｂ・圧延Ｈ形鋼の高さＨの比（Ｂ／Ｈ）が０．７７以下の範囲の圧延Ｈ形鋼に限定すれば、図３から、フランジの幅寸法Ｂは下式（１４）の範囲にあることがわかる。
Ｂ≦０．１５Ｈ＋２９５（ただし、Ｈ≦１０８０の場合）、Ｂ≦４５７（ただし、Ｈ＞１０８０の場合）      ・・・（１４）
【００２０】
フランジの幅寸法Ｂが上式（１４）で表されているのは、次の理由による。
（ａ）弱軸の断面二次半径は、上式（１２），（１３）より、フランジの幅寸法Ｂを大きくすることで向上できること。
（ｂ）強軸まわりの断面性能の対重量効率を向上させるには、フランジの幅寸法Ｂを大きくするよりも、圧延Ｈ形鋼の高さＨを大きくすることの効果が大きいこと。
（ｃ）圧延Ｈ形鋼の設計上の要求性能は、強軸まわりの断面性能で決まり、弱軸まわりの断面性能の不足は上式（１１）より、小梁及び横座屈補剛材を多く配置して横補剛間隔ｌｂを短くし、Ｍｃｒを大きくする考え方が一般的であること。
【００２１】
前記（ｃ）の理由から、圧延Ｈ形鋼は、横座屈を防ぐため、小梁及び横座屈補剛材による横補剛を多く用いるが、強軸まわりの断面性能の対重量効率を保ちながら弱軸まわりの断面二次半径が大きくできると、弱軸まわりの断面性能を向上させることができるため、これらの横補剛を省略あるいは減らすことができ、構造物全体のコスト低減に大きく寄与できる。さらに、構造物の軽量化による地震荷重の低減により、構造物の耐震性能の向上にも寄与することができる。
【００２２】
本発明は、強軸まわりの断面二次モーメントおよび断面係数の対重量効率を従来の圧延Ｈ形鋼と同等以上としながら、さらに横方向(ウェブの板面に対し垂直方向）の座屈（横座屈）が起きにくい圧延Ｈ形鋼を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００２３】
本発明者らは、鋭意研究した結果、圧延Ｈ形鋼のフランジの幅寸法の上下限を規定することにより、強軸まわりの断面性能を確保しながら、かつ横方向(ウェブの板面に対し垂直方向）の座屈を防ぎ得ることを見出した。
【００２４】
また、ブラケットに接続される梁中央部として適用される圧延Ｈ形鋼は、例えば図４に示すように、全塑性曲げモーメントに達する梁端部に直接接合されるため、弱軸まわりの断面性能を高めることで梁端部が全塑性に達するまで横座屈を防ぐ効果を発揮する。なお、図４中、Ｍ１は梁端曲げモーメントのうち小さい方、Ｍ２は梁中央部の最大曲げモーメント、Ｍ３は梁端曲げモーメントの大きい方、Ｍｐは梁の全塑性曲げモーメントである。
さらに、前記梁中央部として適用される圧延Ｈ形鋼は、弾性設計範囲内で使用されることから、弾性限まで局部座屈しないための幅厚比制限までフランジを拡幅してもよく、これにより強軸まわりの性能を落とすことなく弱軸まわりの性能を高めることができる。
【００２５】
本発明の要旨とすることは以下の通りである。
（ａ）  ウェブ及びフランジを有する圧延Ｈ形鋼であって、前記圧延Ｈ形鋼の鋼材の設計用降伏応力をＦ（Ｎ／ｍｍ２）とし、その圧延Ｈ形鋼の高さ寸法をＨ（ｍｍ）とし、前記フランジの幅寸法をＢ（ｍｍ）とした場合に下式（１）を満たし、全断面積をＡとした場合に前記フランジの幅寸法Ｂが下式（２）を満たし、前記フランジの厚さ寸法をｔｆとし、前記ウェブの厚さ寸法をｔｗとした場合に、それぞれ下式（３）、（４）を満たすことを特徴とする圧延Ｈ形鋼。
（Ｂ／Ｈ）≦０．７７      ・・・（１）
Ｂｍｉｎ＜Ｂ
≦（β×Ｈ＋β√（Ｈ２−（１＋β×γ）×（Ｈ２−γ×Ａ）））／（１＋β×γ）      ・・・（２）
ｔｆ≧Ｂ／（２×β）      ・・・（３）
ｔｗ≧（Ｈ−２×ｔｆ）／γ      ・・・（４）
ただし、Ｂｍｉｎは下式(５)、βは下式（６）、γは下式（７）でそれぞれ定義する。
Ｂｍｉｎ＝０．１５Ｈ＋２９５（ただし、Ｈ≦１０８０の場合）、Ｂｍｉｎ＝４５７（ただし、Ｈ＞１０８０の場合）・・・（５）
β＝２１５／√（Ｆ）      ・・・（６）
γ＝１１００／√（Ｆ）      ・・・（７）
（ｂ）  梁として適用されることを特徴とする前記（ａ）に記載の圧延Ｈ形鋼。
（ｃ）  両端側がブラケットを介して柱に接続される梁の中央部として適用されることを特徴とする前記（ａ）に記載の圧延Ｈ形鋼。
【発明の効果】
【００２６】
本発明の圧延Ｈ形鋼によれば、設計用降伏応力Ｆが変化する素材を用いても、強軸性能が高く且つ横座屈に強い圧延Ｈ形鋼の断面形状を容易に規定することができる。
即ち、この圧延Ｈ形鋼は、該圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈと断面積Ａと、鋼材の設計用降伏応力Ｆと、フランジの幅寸法Ｂとの関係から、強軸性能が高く、また横座屈に強い圧延Ｈ形鋼の寸法を容易に設定することができる。
特に、本発明の圧延Ｈ形鋼は、米国、英国、欧州あるいは日本の主要国において規定されている従来の圧延Ｈ形鋼よりも、弱軸まわりの断面性能を大幅に向上させることができる。しかも、この圧延Ｈ形鋼の強軸まわりの断面性能の対重量効率は、前記主要国において対応する圧延Ｈ形鋼と同等以上とすることが可能である。
これにより、前記主要国を含む世界各国において、高性能の圧延Ｈ形鋼を容易に寸法設定して適用することができる。
【００２７】
また、本発明の圧延Ｈ形鋼は、横方向(ウェブの板面に対し垂直方向）の座屈を防ぐ効果があることから、単位重量は一定のまま、従来の圧延Ｈ形鋼より横座屈モーメントＭｃｒを大幅に向上することができる。さらに、横座屈に対する強度が強くなったことにより、従来の圧延Ｈ形鋼より横座屈長さを長くでき、横補剛用の小梁及び横座屈補剛材を省略することができることから、大幅なコスト削減を実現できるという顕著な効果を奏する。これにより、建物の軽量化・省資源化・施工省力化を実現することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２８】
【図１】本発明の圧延Ｈ形鋼を小梁として適用された状態を示す斜視図である。
【図２】本発明に係る圧延Ｈ形鋼と、ＡＳＴＭ、ＪＩＳ、ＥＮ、ＢＳの各規格に準ずる各種圧延Ｈ形鋼、およびハイパービームとにおける、強軸の断面二次半径ｒｘと弱軸の断面二次半径ｒｙとの関係を示すグラフである。
【図３】本発明に係る圧延Ｈ形鋼と、ＡＳＴＭ、ＪＩＳ、ＥＮ、ＢＳの各規格に準ずる各種圧延Ｈ形鋼、およびハイパービームとにおける、圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈとフランジの幅寸法Ｂと、本発明例におけるフランジの幅寸法Ｂの下限Ｂｍｉｎとの関係を示すグラフである。
【図４】圧延Ｈ形鋼の両端にブラケットを取付けて、該圧延Ｈ形鋼を梁中央部として適用した場合における、ブラケットと梁中央部との曲げモーメント分布例を示す図である。
【図５】非特許文献７に定義される、横座屈に関する細長比λＬＴと横座屈モーメントの低減率χＬＴを、非特許文献７に定義されるＩｍｐｅｒｆｅｃｔｉｏｎ  Ｆａｃｔｏｒ、αＬＴごとに示した曲線である。
【図６】圧延Ｈ形鋼の各部の代表寸法を示す図であって、その軸線方向と直交する部分で切断した断面図である。
【図７】本発明の圧延Ｈ形鋼を、両端側がブラケットを介して柱に接続される梁の中央部として適用された状態を示す斜視図である。
【発明を実施するための形態】
【００２９】
本発明の対象を圧延Ｈ形鋼としているのは、非特許文献７に示されるように、圧延Ｈ形鋼は溶接組立Ｈ形鋼より高い寸法精度を確保することがえきることから、高い耐座屈性能を有すると評価されているためである。表１には非特許文献７で定義されるＩｍｐｅｒｆｅｃｔｉｏｎ  Ｆａｃｔｏｒ、αＬＴを圧延Ｈ形鋼と溶接組立Ｈ形鋼について比較して示した。また、図５は各αＬＴに対する横座屈曲げモーメントの低減率χＬＴを、横座屈に関する細長比λＬＴを横軸にとって示した。ここで、χＬＴは下式（１５）で計算される。
χＬＴ＝１／（ΦＬＴ＋√（ΦＬＴ２−λＬＴ２））・・・（１５）
ただし、λＬＴは（１６）式、ΦＬＴは（１７）式で定義される。
λＬＴ＝√（Ｗｙ×ｆｙ／Ｍｃｒ）・・・（１６）
ΦＬＴ＝０．５（１＋αＬＴ（λＬＴ−０．２）＋λＬＴ２）・・・（１７）
ここでＷｙは、非特許文献７において部材の幅厚比に応じて定められる弾性断面係数（Ｚｘ）または塑性断面係数（Ｚｐｘ）である。
表１、図５から同一の形状及び材質の場合、圧延Ｈ形鋼は溶接組立Ｈ形鋼よりχＬＴが大きく、より大きな耐座屈性能を持つ。本発明が解決しようとする課題は、強軸性能が高く且つ横座屈に強いＨ形鋼を提供することであるため、本発明では対象を溶接組立Ｈ形鋼より耐座屈性能の高い圧延Ｈ形鋼に限定した。
【００３０】
【表１】
2014109149.tif 000003
【００３１】
[第１の実施形態]
図１は、本発明の圧延Ｈ形鋼の一実施の形態を示すもので、この実施の形態の圧延Ｈ形鋼は、鋼構造骨組の一部を形成する大梁２及び小梁３として適用されている場合を示している。
即ち、この鋼構造骨組は、複数の柱１と、これらの柱１間に架け渡された大梁２と、対向する一対の大梁２，２間に架け渡された該大梁２の横座屈に対して補剛する小梁３と、小梁３の中間部と大梁２との間に架け渡された該小梁３の横座屈に対して補剛する横座屈補剛材４とで構成されている。
また、図６は、この発明に係る圧延Ｈ形鋼の各部の代表寸法を示すものである。
図６中、符号Ｈは圧延Ｈ形鋼の高さ寸法（ｍｍ）を、符号Ｂは圧延Ｈ形鋼のフランジ６の幅寸法（ｍｍ）を、符号ｔｆはフランジ６の厚さ寸法（ｍｍ）を、符号ｔｗはウェブ７の厚さ寸法（ｍｍ）を、符号ｒはフランジ６とウェブ７との内隅部の曲率半径（ｍｍ）を、符号Ｘで示す一点鎖線は断面の強軸を、符号Ｙで示す一点鎖線は断面の弱軸をそれぞれ示している。
【００３２】
この実施の形態の圧延Ｈ形鋼においては、該圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈとフランジ６の幅寸法Ｂとの関係、および該フランジ６の幅寸法Ｂの範囲を定めている。
既に述べたように、本発明者らは、鋭意研究した結果、圧延Ｈ形鋼のフランジの幅寸法の上下限を規定することにより、強軸（Ｘ軸）まわりの断面性能を確保しながら、かつ横方向(ウェブの板面に対し垂直方向）の座屈を防ぎ得ることを見出した。
そのため、以下に述べるように、梁として適用することができる圧延Ｈ形鋼１の高さ寸法Ｈとフランジの幅寸法Ｂとの比（Ｂ／Ｈ）の範囲を規定すると共に、強軸（Ｘ軸）まわりの断面性能を確保しながら横座屈を防ぐことができるフランジの幅寸法Ｂの範囲を規定している。
【００３３】
まず、主用途を梁とするために、この実施の形態の圧延Ｈ形鋼は、該圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈとフランジ６の幅寸法Ｂとの関係が下記（１）式を満足する（特許文献４参照）。
（Ｂ／Ｈ）≦０．７７  ・・・（１）
【００３４】
圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈおよびフランジ６の幅寸法Ｂの関係を前記（１）式のように規定した理由は、従来製品における理由と同様である。
すなわち、圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈおよびフランジ６の幅寸法Ｂの比である辺（フランジ６の幅寸法）・高さ比Ｂ／Ｈが、０．７７以下であるかまたはそれを超えるかは、その用途による。つまり、この辺・高さ比Ｂ／Ｈが０．７７を超える広幅の場合には主に柱用として使用され、辺・高さ比Ｂ／Ｈが０．７７以下の中幅または小幅の場合には、主に梁用として使用されるので、このような実用上の指標をこの実施の形態でも採用している。
したがって、この実施の形態で対象としている圧延Ｈ形鋼は、辺・高さ比Ｂ／Ｈが０．７７以下に属する、主として梁用の圧延Ｈ形鋼である。
【００３５】
また、下記（２）式ではフランジ６の幅寸法Ｂ（ｍｍ）の上下限を規定している。
Ｂｍｉｎ＜Ｂ
≦（β×Ｈ＋β√（Ｈ２−（１＋β×γ）×（Ｈ２−γ×Ａ）））／（１＋β×γ）      ・・・（２）
ただし、前記（２）式中のＢｍｉｎ（ｍｍ）は下式(５)で定義する。
Ｂｍｉｎ＝０．１５Ｈ＋２９５（ただし、Ｈ≦１０８０の場合）、Ｂｍｉｎ＝４５７（ただし、Ｈ＞１０８０の場合）・・・（５）
【００３６】
この（２）式におけるフランジ６の幅寸法Ｂの下限値（左辺）は、ＡＳＴＭ、ＪＩＳ、ＥＮ、ＢＳの各規格に準ずる各種圧延Ｈ形鋼、およびハイパービームとにおける、圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈに対するフランジの幅寸法Ｂの上限であり、図３中の実線で表される。
【００３７】
一方、前記式（２）式におけるフランジ６の幅寸法Ｂの上限値（右辺）は、高さ寸法Ｈ、断面積Ａ、フランジ６の幅厚比β、ウェブ７の幅厚比γとして一義的に決まるフランジ６の幅寸法Ｂの寸法を導いたものである。
加えて、この実施形態の圧延Ｈ形鋼は、その弾性限まで局部座屈しない圧延Ｈ形鋼であり、梁部材の必要塑性変形能力は塑性率１．０以上である。これを実現するため、この実施形態における圧延Ｈ形鋼のフランジ６の幅寸法Ｂの上限値は、前記式（２）において、フランジ６の幅厚比Ｂ／（２×ｔｆ）の上限値、およびウェブ７の幅厚比（Ｈ−２×ｔｆ）／（ｔｗ）の上限値により規定している。
【００３８】
さらに、下記（３）式、（４）式では、フランジ６の厚さ寸法ｔｆ、およびウェブ７の厚さ寸法ｔｗの下限値を規定している。
ｔｆ≧Ｂ／（２×β）      ・・・（３）
ｔｗ≧（Ｈー２×ｔｆ）／γ      ・・・（４）
この（３）式におけるフランジ６の厚さ寸法ｔｆの下限値（右辺）は、フランジ６の幅寸法Ｂ、フランジ６の幅厚比βとして一義的に決まるフランジ６の厚さ寸法ｔｆの寸法を導いたものである。
この（４）式におけるウェブ７の厚さ寸法ｔｗの下限値（右辺）は、高さ寸法Ｈ、ウェブ７の幅厚比γとして一義的に決まるフランジ６の厚さ寸法ｔｆの寸法を導いたものである。
【００３９】
この実施形態における圧延Ｈ形鋼のフランジ幅厚比β、ウェブ幅厚比γは、特許文献４と同様の方法で規定する。
まず、圧延Ｈ形鋼のフランジ幅厚比Ｂ／（２×ｔｆ）については、表２に示すように、鋼材の設計用降伏応力Ｆが２３５（Ｎ／ｍｍ２）である場合、上限値が、ＡＩＳＣ設計基準では１６．５と規定され、ＢＳ設計基準では１６．２と規定される。また、欧州におけるＥＮ設計基準では１４．０と規定され、最も厳しい設計基準とされている。
このことから、この実施形態では、圧延Ｈ形鋼のフランジ幅厚比Ｂ／（２×ｔｆ）の上限値として１４．０を採用し、（Ｂ／２ｔｆ）＝Ｘ／√（Ｆ）の値が１４．０となるように、前記Ｘの値を求め、
（Ｂ／２ｔｆ）＝２１５／√（Ｆ）＝β      ・・・（６）
として設計用降伏応力Ｆを用いて一般化している。
【００４０】
また、圧延Ｈ形鋼のウェブ幅厚比（Ｈ−２×ｔｆ）／（ｔｗ）については、鋼材の設計用降伏応力Ｆが（２３５Ｎ／ｍｍ２）で、許容応力度設計する場合、表２に示すように、ＡＩＳＣ設計基準とＢＳ設計基準では規定されておらず、またＥＮ設計基準では１２４．０と規定されている。また、ＡＩＪ設計基準ではウェブ幅厚比上限は７１．０と規定され、最も厳しい設計基準とされている。
このことから、この実施形態では、ＡＩＪ設計基準に規定されているウェブ幅厚比（Ｈ−２×ｔｆ）／（ｔｗ）の７１．０を上限値として採用し、
（（Ｈ−２×ｔｆ）／ｔｗ）＝Ｙ／√（Ｆ）の値が７１．０なるように、前記Ｙの値を求めて、
（（Ｈ−２×ｔｆ）／ｔｗ）＝１１００／√（Ｆ）＝γ      ・・・（７）
と、設計用降伏応力Ｆ（Ｎ／ｍｍ２）を用いて一般化している。
【００４１】
【表２】
2014109149.tif 000004
【００４２】
ところで、圧延Ｈ形鋼を構成するフランジおよびウェブを板要素と考えて、その弾性局部座屈強度σｃｒと各国の規定値について検討すると、板の弾性局部座屈理論値は、次式（１８）で求められる。
σｃｒ＝ｋ×（π２×Ｅ）／（１２×（１−ν２））×（ｔ／ｂ）２  ・・・（１８）
ここで、ｋは座屈係数、Ｅ（２０５０００Ｎ／ｍｍ２）はヤング係数、ν（０．３）はポアソン比、ｔは板厚、ｂは板幅である。
【００４３】
圧延Ｈ形鋼では、そのフランジが３辺単純支持・１片自由の長方形板（座屈係数ｋ＝０．４２５）、ウェブが周辺単純支持の長方形板（座屈係数ｋ＝４．００）と理想化した場合、これら板要素が降伏応力に達するまで局部座屈を起こさないためには、弾性局部座屈強度σｃｒ＝Ｆとおいて、前記式（１８）を下記のように単純化することができる。
３辺単純支持・１片自由の場合（フランジの場合）では、板厚ｔ＝ｔｆ、板幅ｂ＝Ｂ／２であるから、（Ｂ／２ｔｆ）＝２８１／√（Ｆ）となり、これから、上記表２中に記載の１８．３を理論値として得ることができる。
また、周辺単純支持の場合（ウェブの場合）では、板厚ｔ＝ｔｗ、板幅ｂ＝Ｈ−２×ｔｆであるから、（（Ｈ−２×ｔｆ）／ｔｗ）＝８６１／√（Ｆ）となり、これから、上記表２中に記載の５６．２を理論値として得ることができる。
【００４４】
ここで、圧延Ｈ形鋼は、横座屈・曲げねじり座屈が発生しやすい断面形状を有する。特に、フランジは、梁の耐力を確保するためにもっとも重要な部位である。
このことから、フランジ幅厚比は弾性局部座屈限界よりやや厳しく設定し、３辺単純支持・１片自由の場合（フランジの場合）は、許容応力度設計において１４．０であることから、（Ｂ／２ｔｆ）＝Ｘ／√（Ｆ）の値が１４．０となるように、前記Ｘの値を求め、
（Ｂ／２ｔｆ）＝２１５／√（Ｆ）＝β      ・・・（６）
として設計用降伏応力Ｆを用いて一般化している。
【００４５】
また、圧延Ｈ形鋼を用いた梁では、作用せん断力がウェブ７の全塑性せん断耐力を超えない限り、せん断力による全塑性モーメントの低下は無視できることが分かっている。そのため、ウェブ７については、弾性局部座屈よりもやや緩やかになるよう、下記のようにしている。
周辺単純支持の場合（ウェブの場合）では、許容応力度設計において７１．０であることからして、（（Ｈ−２×ｔｆ）／ｔｗ）＝Ｙ／√（Ｆ）の値が７１．０なるように、前記Ｙの値を求めて、
（（Ｈ−２×ｔｆ）／ｔｗ）＝１１００／√（Ｆ）＝γ      ・・・（７）
と、設計用降伏応力Ｆ（Ｎ／ｍｍ２）を用いて一般化している。
【００４６】
したがって、前記のフランジ６の幅である辺の長さ寸法Ｂとフランジ厚ｔｆとの関係を、
Ｂ／（２×ｔｆ）＝２１５／√（Ｆ）＝β・・・（６）
と規定することにより、フランジ幅厚比Ｂ／（２×ｔｆ）を規定している諸国において、新たな断面形状の圧延Ｈ形鋼で、その強軸まわりの断面性能の対鋼重効率を保ちながら、弱軸まわりの性能を大きくできる圧延Ｈ形鋼で、寸法設定も容易な圧延Ｈ形鋼を提供することができる。
【００４７】
前記構成を有する圧延Ｈ形鋼は、設計用降伏応力Ｆが変化する素材を用いても、圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈとフランジの厚さ寸法ｔｆとウェブの厚さ寸法ｔｗと断面積Ａと、鋼材の設計用降伏応力Ｆ（Ｎ／ｍｍ２）と、フランジ６の幅寸法Ｂから、梁として適用することができ、且つ強軸性能が高く横座屈に強い圧延Ｈ形鋼の寸法をきわめて容易に設定することができる。
特に、本発明の圧延Ｈ形鋼は、米国、英国、欧州あるいは日本の主要国において規定されている従来の圧延Ｈ形鋼よりも、弱軸まわりの断面性能を大幅に向上させることができる。その上、この圧延Ｈ形鋼の強軸まわりの断面性能の対重量効率は、前記主要国において対応する圧延Ｈ形鋼と同等以上とすることが可能である。
これにより、前記主要国を含む世界各国において、高性能の圧延Ｈ形鋼を容易に寸法設定して適用することができる。
【００４８】
また、従来と同じ高さ寸法Ｈ、断面積Ａであっても、フランジの幅寸法Ｂを本発明で規定する範囲内の寸法とすることで、弾性限まで局部座屈による耐力劣化を生じることなく、従来例と同等以上の強軸まわりの断面性能を保ちながら、弱軸まわりの断面性能を高め、横座屈長さｌｂを長くすることができる。
【００４９】
[第２の実施形態]
前記実施の形態においては、本発明の圧延Ｈ形鋼が、大梁及び小梁全長に適用されている場合について述べているが、本発明の圧延Ｈ形鋼は、図７に示すような、両端側がブラケット７，７を介して柱１に接続される梁の中央部８として適用することができる。
この場合においても、圧延Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈとフランジの厚さ寸法ｔｆとウェブの厚さ寸法ｔｗと断面積Ａと、鋼材の設計用降伏応力Ｆと、フランジの幅寸法Ｂから、強軸性能が高く、また横座屈に強い圧延Ｈ形鋼の寸法をきわめて容易に設定することができる。
【００５０】
本発明の圧延Ｈ形鋼がこのように梁中央部として適用される場合、全塑性曲げモーメントに達する梁端部（ブラケット）に直接接合される（図４参照）ため、弱軸まわりの断面性能を高めることで梁端部が全塑性に達するまで横座屈を防ぐ効果を発揮することができる。
また、前記梁中央部として適用される場合は、弾性設計範囲内で使用されることから、弾性限まで局部座屈しないための幅厚比制限までフランジを拡幅してもよく、これにより強軸まわりの性能を落とすことなく弱軸まわりの性能を高めることが可能となる。
さらに、本発明によれば、図２に示す通り、従来例のＢ／Ｈ≦０．７７の全ての圧延Ｈ形鋼断面に対し、強軸性能は同等でありながら、弱軸の性能を従来例より向上させることができる。これにより、小梁３及び横座屈補剛材４を減らすことができる。例えば図１の小梁３の部材長を１２（ｍ）、Ｆ＝３２５（ＭＰａ）、ＡＩＪの設計で均等補剛とした場合、小梁３の断面寸法を表３中の従来例Ａ３とすると、横座屈補剛材が１箇所の場合の横座屈長さは必要最小横補剛間隔の５．４３（ｍ）以上とする必要があり、部材長さ１２（ｍ）に横座屈補剛材を１箇所設けた場合の横補剛間隔６ｍを超えるため横座屈補剛材４が２箇所以上必要となる。ところが本発明例Ｂ３とすると、最小横補剛間隔は８．３０（ｍ）となり、横座屈補剛材４の設置は１箇所でよく、鋼材量を減らすことができる。
【実施例】
【００５１】
本発明の効果を確認するため、本発明に係る圧延Ｈ形鋼（以下「本発明例」という。）と、本発明に依らない圧延Ｈ形鋼（以下「比較例」という。）について、強軸性能、弱軸性能、最大横補剛間隔（横補剛材無しで渡せる最大長さ）を比較する実験を行った。
この比較実験では、各種寸法に設定された比較例Ａ１〜Ａ７と、これらの各比較例Ａ１〜Ａ７と対応する寸法に設定された本発明例Ｂ１〜Ｂ７とを用い、ＡＩＳＣでは設計用降伏応力Ｆ＝３４４．７５（ＭＰａ）、ＡＩＪではＦ＝３２５（ＭＰａ）の場合について、各種性能を測定した。そして、測定した各値について、Ｂ１／Ａ１、Ｂ２／Ａ２、Ｂ３／Ａ３、Ｂ４／Ａ４、Ｂ５／Ａ５、Ｂ６／Ａ６、Ｂ７／Ａ７のそれぞれの比として、同寸法における性能を比較した。
結果を表３−１及び表３−２に示す。また、表３−１及び表３−２中の本発明例Ｂ１〜Ｂ７は、図２中に示す本発明例Ｂ１〜Ｂ７の各プロット点とそれぞれ対応している。
【００５２】
【表３−１】
2014109149.tif 000005
【００５３】
【表３−２】
2014109149.tif 000006
【００５４】
なお、表３−１中の※１、表３−２中の※２，※３についての説明は以下の通りである。
※１  ＡＩＳＣではＦ＝６．８９５（ｋｓｉ）＝３４４．７５（ＭＰａ）、ＡＩＪではＦ＝３２５（ＭＰａ）としている。
※２  ＡＩＳＣ Ｕｎｂｒａｃｅｄ  Ｌｅｎｇｔｈ：非特許文献８におけるＭｏｄｅｒａｔｅｌｙ  Ｄｕｃｔｉｌｅ  Ｍｅｍｂｅｒｓの最大横補剛間隔Ｌｂ
※３  ＡＩＪ Ｕｎｂｒａｃｅｄ  Ｌｅｎｇｔｈ：非特許文献９において、梁の横補剛による変形性能確保（保有耐力横補剛）に記載のｉｉ）横補剛間隔の設定方法、はり全長にわたって均等間隔で横補剛を設ける方法に従い、ｎ＝１として最大横補剛間隔を計算。
また、前記最大横補剛間隔については、非特許文献８及び非特許文献９に基づいて規定している。
【００５５】
表３−１及び表３−２に示すように、本発明例の場合は、どの寸法においても、従来例に比べて単位鋼重を同等以下、強軸断面性能Ｉｘ、Ｚｘ、ｒｘを同等以上に保ちながら、弱軸断面性能Ｉｙ、Ｚｙ、ｒｙを２０〜１５０％向上している。これにより、強軸の耐力や剛性を保ちながら横座屈に強い断面形状となり、表３に示すように最小横補剛間隔を３０〜６０％長くできる。
【産業上の利用可能性】
【００５６】
本発明によれば、米国、英国、あるいは欧州並びに日本を含む主要先進諸国において規格されている圧延Ｈ形鋼と、強軸まわりの断面二次モーメントおよび断面係数の対重量効率を従来の圧延Ｈ形鋼と同等以上としながら、さらに従来の圧延Ｈ形鋼よりも、横方向(ウェブの板面に対し垂直方向）の座屈が起きにくい圧延Ｈ形鋼を提供することができる。
【符号の説明】
【００５７】
１    柱
２    大梁
３    小梁（圧延Ｈ形鋼）
４    横座屈補剛材
５    フランジ
６    ウェブ
７    ブラケット
８    梁中央部（圧延Ｈ形鋼）
【図１】
2014109149.tif 000007
【図２】
2014109149.tif 000008
【図３】
2014109149.tif 000009
【図４】
2014109149.tif 000010
【図５】
2014109149.tif 000011
【図６】
2014109149.tif 000012
【図７】
2014109149.tif 000013