(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
上フランジ及び下フランジと、これら上フランジ及び下フランジを連結するウェブとを有しかつ、前記上フランジ、前記下フランジ、及び前記ウェブの外周面が表面処理される圧延Ｈ形鋼を設計する方法であって、
材軸方向に垂直な断面で見た場合の断面形状における外周長Ｌｐで強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを除した値を表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐとし、前記断面形状の面積をＳとしたとき、下記（３５）式〜（３８）式を満足すると共に、前記上フランジから前記下フランジまでの高さ寸法Ｈが７００ｍｍ以上１５００ｍｍ以下であり、前記上フランジおよび前記下フランジの各々の幅寸法Ｗが前記高さ寸法Ｈの１／５以上かつ１／２以下であり、前記ウェブの板厚ｔｗが９ｍｍ以上３２ｍｍ以下であり、前記上フランジ及び前記下フランジの各々の板厚ｔｆが１２ｍｍ以上４０ｍｍ以下であるように、前記高さ寸法Ｈ、前記幅寸法Ｗ、前記板厚ｔｗ、および前記板厚ｔｆを設定する
ことを特徴とする、圧延Ｈ形鋼の設計方法。
【数２８】
0006451905.tif 000045
【請求項２】
前記圧延Ｈ形鋼が前記材軸方向に延びる梁として用いられかつ、前記圧延Ｈ形鋼の前記材軸方向の両端部が固定される条件、前記材軸方向の中間部において、前記圧延Ｈ形鋼の幅方向の横移動が拘束される条件、および、前記上フランジに上方から中間荷重が作用しかつ、前記材軸方向の両端部に端荷重が作用する条件下で、下記（１２）式〜（１６）式から算出される梁の弾性横座屈モーメントＭｃｒを用いて、前記梁に横座屈が発生しないように、前記高さ寸法Ｈ、前記幅寸法Ｗ、前記板厚ｔｗ、および前記板厚ｔｆを設定する
ことを特徴とする、請求項１に記載の圧延Ｈ形鋼の設計方法。
ただし、Ｖcr：梁の材軸方向の端部に作用するせん断力、Ｗcr：梁の材軸方向の中間部に作用する中間荷重、βおよびγ：荷重Ｖcr、Ｗcrによって下記（１）式及び（２）式から決まる係数、ｌ：梁の材軸方向の長さ、Ｅ：ヤング係数、Ｉ：下フランジの弱軸まわりの断面二次モーメント、Ｇ：せん断弾性係数、Ｊ：サン・ブナンのねじり定数、ｄｂ：上フランジと下フランジとの板厚中心間距離、ｙ：梁の材軸方向の基準となる一端部から梁の材軸方向の任意の点までの長さ、θｙ：横座屈によって梁に生じるねじり角、θ’ｙ：θｙの一階微分、θ”y：θｙの二階微分、a：積分のための助変数である。
【数２９】
0006451905.tif 000046
【数３０】
0006451905.tif 000047
【請求項３】
前記圧延Ｈ形鋼の全塑性モーメントＭｐを前記弾性横座屈モーメントＭｃｒで除した値の平方根が０．６以下になるように、前記高さ寸法Ｈ、前記幅寸法Ｗ、前記板厚ｔｗ、および前記板厚ｔｆを設定する
ことを特徴とする、請求項２に記載の圧延Ｈ形鋼の設計方法。
【請求項４】
上フランジ及び下フランジと；
これら上フランジ及び下フランジを連結するウェブと；
を備える圧延Ｈ形鋼であって、
前記上フランジ、前記下フランジ、及び前記ウェブの外周面が表面処理され；
前記上フランジから前記下フランジまでの高さ寸法Ｈが７００ｍｍ以上１５００ｍｍ以下であり；
前記上フランジおよび前記下フランジの各々の幅寸法Ｗが前記高さ寸法Ｈの１／５以上かつ１／２以下であり；
前記ウェブの板厚ｔｗが９ｍｍ以上３２ｍｍ以下であり；
前記上フランジ及び前記下フランジの各々の板厚ｔｆが１２ｍｍ以上４０ｍｍ以下であり； 
材軸方向に垂直な断面で見た場合の断面形状における外周長Ｌｐで強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを除した値を表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐとし、前記断面形状の面積をＳとしたとき、前記高さ寸法Ｈ、前記幅寸法Ｗ、前記板厚ｔｗ、および前記板厚ｔｆが下記（３５）式〜（３８）式を満足する；
ことを特徴とする圧延Ｈ形鋼。
【数３１】
0006451905.tif 000048
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、圧延Ｈ形鋼の設計方法および圧延Ｈ形鋼に関する。
本願は、２０１７年２月１７日に日本に出願された特願２０１７−０２８４６５号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
【背景技術】
【０００２】
地震又は衝撃その他の激しい一時的な原因等による一時的な荷重に対して変形可能に抵抗するための、経済的かつ信頼性のある構造システムを提供することを目的として、特許文献１は鉄骨梁を開示している。【０００３】
特許文献１に開示された鉄骨梁では、鉄骨梁となる支持部材のウェブ内に配置される１つ以上の空所によって決定される多数の分散型領域の使用により、変形能力が高められる。この空所は、臨界応力に達したとき、分散型領域が非弾性的に変形することを保証するサイズと形状と構成のものであり、機械設備及び電線等が空所を通り抜けることができる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】日本国特開２００８−１７５０５６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
ここで、特許文献１に開示された鉄骨梁は、鉄骨梁となる支持部材のウェブ内に空所が形成されるため、例えば、ウェブの外周面が被覆又は塗装される場合、ウェブ内に形成された空所の分だけ、ウェブの塗装量、耐火被覆量又はめっき量などを減らすことができる。【０００６】
しかしながら、特許文献１に開示された鉄骨梁は、鉄骨梁となる支持部材のウェブ内に空所が形成されることで、ウェブ内の空所の部分に断面欠損が生じるため、ウェブの耐力及び剛性が低下する。そのため、特許文献１に開示された鉄骨梁では、鉄骨梁となる支持部材のウェブにおいて、局部座屈、せん断座屈又はクリップリング座屈等による局所的な破壊現象が生じやすくなるという問題点があった。【０００７】
本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであり、局部座屈による局所的な破壊現象等を抑制しながら、被覆又は塗装などの表面処理にかかる費用を低減させることが可能な圧延Ｈ形鋼の設計方法および圧延Ｈ形鋼の提供を目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
本発明は、上記課題を解決するために、以下を採用する。
（１）本発明の第１の態様に係る圧延Ｈ形鋼の設計方法は、上フランジ及び下フランジと、これら上フランジ及び下フランジを連結するウェブとを有しかつ、前記上フランジ、前記下フランジ、及び前記ウェブの外周面が表面処理される圧延Ｈ形鋼を設計する方法であって、材軸方向に垂直な断面で見た場合の断面形状における外周長Ｌｐで強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを除した値を表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐとし、前記断面形状の面積をＳとしたとき、下記（３５）式〜（３８）式を満足すると共に、前記上フランジから前記下フランジまでの高さ寸法Ｈが７００ｍｍ以上１５００ｍｍ以下であり、前記上フランジおよび前記下フランジの各々の幅寸法Ｗが前記高さ寸法Ｈの１／５以上かつ１／２以下であり、前記ウェブの板厚ｔｗが９ｍｍ以上３２ｍｍ以下であり、前記上フランジ及び前記下フランジの各々の板厚ｔｆが１２ｍｍ以上４０ｍｍ以下であるように、前記高さ寸法Ｈ、前記幅寸法Ｗ、前記板厚ｔｗ、および前記板厚ｔｆを設定する。
（２）上記（１）に記載の態様において、以下のように構成してもよい：前記圧延Ｈ形鋼が前記材軸方向に延びる梁として用いられかつ、前記圧延Ｈ形鋼の前記材軸方向の両端部が固定される条件、前記材軸方向の中間部において、前記圧延Ｈ形鋼の幅方向の横移動が拘束される条件、および、前記上フランジに上方から中間荷重が作用しかつ、前記材軸方向の両端部に端荷重が作用する条件下で、下記（１２）式〜（１６）式から算出される梁の弾性横座屈モーメントＭｃｒを用いて、前記梁に横座屈が発生しないように、前記高さ寸法Ｈ、前記幅寸法Ｗ、前記板厚ｔｗ、および前記板厚ｔｆを設定する。
ただし、Ｖcr：梁の材軸方向の端部に作用するせん断力、Ｗcr：梁の材軸方向の中間部に作用する中間荷重、βおよびγ：荷重Ｖcr、Ｗcrによって下記（１）式及び（２）式から決まる係数、ｌ：梁の材軸方向の長さ、Ｅ：ヤング係数、Ｉ：下フランジの弱軸まわりの断面二次モーメント、Ｇ：せん断弾性係数、Ｊ：サン・ブナンのねじり定数、ｄｂ：上フランジと下フランジとの板厚中心間距離、ｙ：梁の材軸方向の基準となる一端部から梁の材軸方向の任意の点までの長さ、θｙ：横座屈によって梁に生じるねじり角、θ’ｙ：θｙの一階微分、θ”y：θｙの二階微分、ａ：積分のための助変数である。
（３）上記（２）に記載の態様において、前記圧延Ｈ形鋼の全塑性モーメントＭｐを前記弾性横座屈モーメントＭｃｒで除した値の平方根が０．６以下になるように、前記高さ寸法Ｈ、前記幅寸法Ｗ、前記板厚ｔｗ、および前記板厚ｔｆを設定してもよい。
【０００９】
【数１】
0006451905.tif 000002
【００１０】
【数２】
0006451905.tif 000003
【００１１】
【数３】
0006451905.tif 000004
【００１２】
（４）本発明の第２の態様に係る圧延Ｈ形鋼は、上フランジ及び下フランジと；これら上フランジ及び下フランジを連結するウェブと；を備える圧延Ｈ形鋼であって、前記上フランジ、前記下フランジ、及び前記ウェブの外周面が表面処理され；前記上フランジから前記下フランジまでの高さ寸法Ｈが７００ｍｍ以上１５００ｍｍ以下であり；前記上フランジおよび前記下フランジの各々の幅寸法Ｗが前記高さ寸法Ｈの１／５以上かつ１／２以下であり；前記ウェブの板厚ｔｗが９ｍｍ以上３２ｍｍ以下であり；前記上フランジ及び前記下フランジの各々の板厚ｔｆが１２ｍｍ以上４０ｍｍ以下であり；材軸方向に垂直な断面で見た場合の断面形状における外周長Ｌｐで強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを除した値を表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐとし、前記断面形状の面積をＳとしたとき、前記高さ寸法Ｈ、前記幅寸法Ｗ、前記板厚ｔｗ、および前記板厚ｔｆが上記（３５）式〜（３８）式を満足する。
【発明の効果】
【００１４】
本発明の上記各態様によれば、局部座屈による局所的な破壊現象等を抑制しながら、被覆又は塗装などの表面処理にかかる費用を低減させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】本発明の一実施形態に係る圧延Ｈ形鋼を示す斜視図である。
【図２Ａ】上記圧延Ｈ形鋼を示す正面図である。
【図２Ｂ】上記圧延Ｈ形鋼を示す側面図である。
【図３】上記圧延Ｈ形鋼の表面処理経済性を示す拡大正面図である。
【図４】従来のＨ形鋼における表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐと、Ｈ／Ｓとの関係を示すグラフである。
【図５】従来のＨ形鋼において、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐと、Ｈ／Ｓとの関係が「Ｉｘ／Ｌｐ＜７３０・ｅｘｐ（−４５・Ｈ／Ｓ）」となることを示すグラフである。
【図６】本発明の一実施形態に係る圧延Ｈ形鋼において、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐと、Ｈ／Ｓとの関係が「Ｉｘ／Ｌｐ≧７３０・ｅｘｐ（−４５・Ｈ／Ｓ）」となることを示すグラフである。
【図７】上記圧延Ｈ形鋼において、断面積Ｓと高さ寸法Ｈとの関係が「０．０１５≦Ｈ／Ｓ≦０．０６５」となることを示すグラフである。
【図８Ａ】上記圧延Ｈ形鋼を用いた梁の正面図であって、両端部が固定されて横移動が拘束された状態を示す図である。
【図８Ｂ】図８Ａに示す状態の側面図である。
【図９Ａ】上記圧延Ｈ形鋼を用いた梁の仮想変位の一例を示す側面図である。
【図９Ｂ】図９Ａに示す梁の仮想変位を示す底面図である。
【図９Ｃ】図９ＡのＡ−Ａ´線断面図である。
【図１０】従来の設計法と、本発明の設計法とにおいて、梁の形状、鋼材重量及び保有性能の推移を比較するグラフである。
【図１１Ａ】本発明の一実施形態に係る圧延Ｈ形鋼が用いられた梁において、中間荷重が等曲げとなる場合の等曲げモーメントを示す概略側面図である。
【図１１Ｂ】上記圧延Ｈ形鋼が用いられた梁において、中間荷重が等曲げとならない場合の逆対称モーメント等の一例を示す概略側面図である。
【図１１Ｃ】上記圧延Ｈ形鋼が用いられた梁において、中間荷重が等曲げとならない場合の逆対称モーメント等の他の例を示す概略側面図である。
【図１１Ｄ】上記圧延Ｈ形鋼が用いられた梁において、中間荷重が等曲げとならない場合の逆対称モーメント等の他の例を示す概略側面図である。
【図１２Ａ】上記圧延Ｈ形鋼が用いられた梁において、所定の級数によって近似されるθyを用いた計算結果を示すグラフである。
【図１２Ｂ】上記圧延Ｈ形鋼が用いられた梁において、フーリエ級数によって近似されるθyを用いた計算結果を示すグラフである。
【図１３】上記圧延Ｈ形鋼の実施例の評価に用いたモーメント勾配を示す概略側面図である。
【図１４】下記（３５）〜（３８）式を満たす種々の圧延Ｈ形鋼（本発明例）と、これら式を満たさない従来の圧延Ｈ形鋼とを示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
以下、図面を参照しながら、本発明の一実施形態に係る圧延Ｈ形鋼１（以下、単に「Ｈ形鋼１」とも言う）について説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については同一符号を付すことにより、それらの重複説明を省略する。
【００１７】
Ｈ形鋼１は、図１に示すように、主に、住宅、学校、事務所、病院施設、低層ビル、高層ビル、または超高層ビル等の建築物において、床構造、土間構造、又は骨組構造等の構造材となる。
Ｈ形鋼１は、熱間圧延等により一枚の鋼板から成形された圧延Ｈ形鋼（ロールＨ形鋼）である。すなわち、Ｈ形鋼１では、上フランジ２１、下フランジ２２、及びウェブ２３が一体的に形成されている。
なお、複数の鋼板を溶接することにより製作されたビルトＨ形鋼（上フランジ２１、下フランジ２２、及びウェブ２３が各別の鋼板として製作され、それらが互いに溶接接合されたビルトＨ形鋼）において、溶接部への繰返作用力による疲労き裂が生じた場合、またはＨ形鋼の溶接組立精度が悪い場合、設計法の適用精度が低下する虞がある。一方、圧延Ｈ形鋼の場合、フランジとウェブが一体となっているため（接合部が存在しないため）、疲労き裂の発生が想定されず、また寸法精度が高いことから、設計法の適用精度が高く保たれる。このような観点から、本発明は圧延Ｈ形鋼を対象とする。
【００１８】
Ｈ形鋼１は、例えば、建築物における鉄骨梁のように、材軸方向Ｙ（Ｈ形鋼１の長手方向）に延びる梁２として用いられる。Ｈ形鋼１は、図２Ａ及び図２Ｂに示すように、材軸方向Ｙに垂直な断面で見た場合の断面形状（材軸方向Ｙと直交する断面の断面形状）が略Ｈ形状であり、幅方向Ｘに延びる上フランジ２１及び下フランジ２２と、高さ方向Ｚに延びるウェブ２３とを備えている。
【００１９】
Ｈ形鋼１は、図２Ａに示すように、上下一対である上フランジ２１及び下フランジ２２が設けられると共に、これら上フランジ２１及び下フランジ２２をウェブ２３が連結している。すなわち、Ｈ形鋼１では、互いに対向する上フランジ２１及び下フランジ２２の幅方向Ｘの略中央に、ウェブ２３の上下端部が接続されている。
【００２０】
Ｈ形鋼１は、図２Ｂに示すように、全体が材軸方向Ｙに延びており、所定の長さｌを有する。そして、Ｈ形鋼１は、上フランジ２１の板厚の中心から下フランジ２２の板厚の中心までの高さ方向Ｚの距離が、上フランジ２１と下フランジ２２との板厚中心間距離ｄbとなる。
【００２１】
なお、板厚中心間距離ｄbは、上フランジ２１の上面から下フランジ２２の上面までの高さ方向Ｚの距離、又は上フランジ２１の下面から下フランジ２２の下面までの高さ方向Ｚの距離と、略同一のものとして取り扱うこともできる。また、板厚中心間距離ｄbは、上フランジ２１の下面から下フランジ２２の上面までの高さ方向Ｚの距離、又はＨ形鋼１の全体の高さ寸法Ｈと、略同一のものとして取り扱うこともできる。
【００２２】
Ｈ形鋼１は、図３に示すように、上フランジ２１及び下フランジ２２が幅方向Ｘに延びて形成されかつ、ウェブ２３が高さ方向Ｚに延びて形成されている。Ｈ形鋼１は、図心（その点を通る任意の軸に対する断面一次モーメントがゼロになる点（重心））を通りかつ幅方向Ｘに延びる強軸と、図心を通りかつ高さ方向Ｚに延びる弱軸との二本の主軸をもつ。そして、強軸まわりの断面二次モーメントがＩｘと定義され、弱軸まわりの断面二次モーメントがＩｙと定義される。
【００２３】
Ｈ形鋼１では、上フランジ２１、下フランジ２２及びウェブ２３の外周面２０（Ｈ形鋼１の表面）に、例えば、耐火被覆材の貼付、巻付け若しくは吹付け、耐火塗料若しくは耐食塗料の塗布、又はめっき等の表面処理が施される。すなわち、Ｈ形鋼１では、外周面２０上に、被覆材、塗料、またはめっきなどの表面処理材が設けられる。なお、Ｈ形鋼１は、上フランジ２１、下フランジ２２及びウェブ２３の外周面２０の全部に表面処理が施されていてもよいし、外周面２０の一部に表面処理が施されていてもよい。
【００２４】
Ｈ形鋼１において、上フランジ２１の上下両面２１ａ及び左右両端面２１ｂと、下フランジ２２の上下両面２２ａ及び左右両端面２２ｂと、ウェブ２３の左右両側面２３ａとを併せた、断面形状における合計延長を、上フランジ２１、下フランジ２２及びウェブ２３の断面形状における外周長Ｌｐとする。そして、Ｈ形鋼１は、この外周長Ｌｐが大きくなると、耐火被覆材、塗料又はめっき等の使用量（表面処理材の使用量）も大きくなる。
なお、ウェブとフランジとが一体的に成形されたＨ形鋼１において、ウェブ２３と上フランジ２１及び下フランジ２２との接合点（４ヶ所）には、フィレットと呼ばれる曲線連結部２３ｂが存在する。外周長Ｌｐの算出に際しては、このフィレット２３ｂ（曲線連結部）を考慮しても良い。たとえば、Ｈ１０００×Ｗ３５０×ｔｗ１２×ｔｆ１９で表されるＨ形鋼１において、一ヶ所のフィレットを、曲率半径１８ｍｍの４分の１円として仮定して計算した場合の外周長Ｌｐは３３４５ｍｍである。一方、同じＨ形鋼において、フィレットが無い場合、すなわち曲線連結部が無く、ウェブとフランジが直角に連結すると仮定した場合の外周長Ｌｐは３３７６ｍｍと計算される。このように、フィレットの有無により計算される二種類の外周長Ｌｐの違いは１％程度であり、フィレットの有無が計算結果に及ぼす影響は十分に小さいことが分かる。フィレットの曲率半径は、対象とする圧延Ｈ形鋼においては、１２ｍｍから２０ｍｍ程度の範囲であることが一般的であるが、以下の説明ではフィレットの曲率半径を１８ｍｍとして計算することとする。
ここで、上記の「Ｈ１０００×Ｗ３５０×ｔｗ１２×ｔｆ１９で表されるＨ形鋼１」とは、後述の高さ寸法Ｈ、幅寸法Ｗ、ウェブ板厚ｔｗ、及びフランジ板厚ｔｆが、それぞれ、１０００ｍｍ、３５０ｍｍ、１２ｍｍ、１９ｍｍであるＨ形鋼１を指す。以後の説明においても同様である。
【００２５】
Ｈ形鋼１は、上フランジ２１から下フランジ２２までの高さ寸法Ｈ（上フランジ２１の上面から下フランジ２２の下面までの高さ方向Ｚの距離）が７００ｍｍ以上である。
【００２６】
Ｈ形鋼１は、上フランジ２１の左右両端面２１ｂ間の幅方向Ｘの距離、および、下フランジ２２の左右両端面２２ｂ間の幅方向Ｘの距離を、それぞれ、上フランジ２１の幅寸法Ｗ、および、下フランジ２２の幅寸法Ｗとし、これら幅寸法Ｗが高さ寸法Ｈの１／５以上、１／２以下である。
【００２７】
Ｈ形鋼１は、上フランジ２１及び下フランジ２２の各々が所定の板厚ｔｆ（高さ方向Ｚにおける、上下両面２１ａ間の距離、または上下両面２２ａ間の距離）を有するとともに、ウェブ２３が所定の板厚ｔｗ（幅方向Ｘにおける左右両側面２３ａ間の距離）を有する。なお、板厚ｔｗに対する板厚ｔｆの比を、板厚比ｔｗ／ｔｆとする。
Ｈ形鋼１では、このウェブ２３の板厚ｔｗが９ｍｍ以上３２ｍｍ以下であり、上フランジ２１及び下フランジ２２の板厚ｔｆが１２ｍｍ以上４０ｍｍ以下である。
【００２８】
ここで、Ｈ形鋼１は、例えば、図１に示す梁２として用いられる場合、高さ方向Ｚのたわみを抑制するため、高さ方向Ｚの曲げ剛性を向上させることが要求される。そして、Ｈ形鋼１は、高さ寸法Ｈを大きくすることで（高さ方向にＨ形鋼を延ばすことで）、強軸まわりの断面二次モーメントＩｘが高められるため、単位重量あたりの曲げ剛性を向上させて、Ｈ形鋼１の高さ方向Ｚの曲げ剛性を向上させることができる。
【００２９】
また、Ｈ形鋼１は、上フランジ２１、下フランジ２２及びウェブ２３の断面形状における外周長Ｌｐが大きくなると、塗装等の表面処理が施される外周面２０の表面積も大きくなる。この場合、耐火被覆材、塗料又はめっき等の表面処理材の使用量が大きくなり、塗装等の作業量も大きくなることで、表面処理に必要な費用が増大する。
そのため、外周長Ｌｐを小さくして外周面２０の表面積を小さくすることで、表面処理費用を低減させることが要求される。
【００３０】
一般的に、例えば、ＪＩＳ  Ｇ  ３１９２に規定される外法一定Ｈ形鋼（Ｈ９００×Ｗ４００×ｔｗ１９×ｔｆ２８で表されるＨ形鋼）は、１ｍあたりの鋼重が約３０４ｋｇ／ｍであり、１ｍあたりの表面積が約３．３６ｍ2である。また、例えば、この外法一定Ｈ形鋼の外周面を高価な耐火塗料又は耐冷塗料で塗装する場合、この材料単価は例えば１万円／ｍ2となる。
そこで、仮に、外法一定Ｈ形鋼の単価を１２万円／ｔｏｎとすると、材軸方向Ｙに長さ１０ｍの梁２においては、鋼材費用が約３６．５万円（１２万円／ｔｏｎ×０．３０４ｔｏｎ／ｍ×１０ｍ）となるのに対して、塗装材料費用が約３３．６万円（１万円／ｍ2×３．３６ｍ2／ｍ×１０ｍ）となる。すなわち、鋼材費用と塗装材料費用とを比較することにより、建築物等のトータルコストダウンのためには、Ｈ形鋼１の鋼重だけでなく、その外周面２０の表面積もバランスよく削減することが必要となることがわかる。
【００３１】
このため、Ｈ形鋼１では、材軸方向Ｙに対して垂直な断面の形状における外周長Ｌｐで強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを除した値である表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐを指標とする。この表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐが高められると、外周長Ｌｐに対して強軸まわりの断面二次モーメントＩｘが相対的に大きくなるため、表面処理費用を低減させながら、単位重量あたりの曲げ剛性を向上させることができる。
【００３２】
そして、Ｈ形鋼１は、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐに基づき、上述した高さ寸法Ｈ、幅寸法Ｗ、ウェブ板厚ｔｗ、及びフランジ板厚ｔｆが決定される。
【００３３】
Ｈ形鋼１は、上記のように、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐに基づいて決定された高さ寸法Ｈ、幅寸法Ｗ、ウェブ板厚ｔｗ、及びフランジ板厚ｔｆを有することで、強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを高めつつ、表面処理費用を低減させることができる。
【００３４】
具体的には、上述のように、Ｈ形鋼１では、高さ寸法Ｈが７００ｍｍ以上であり、幅寸法Ｗが高さ寸法Ｈの１／５以上かつ１／２以下であり、ウェブ２３の板厚ｔｗが９ｍｍ以上かつ３２ｍｍ以下であり、フランジの板厚ｔｆが１２ｍｍ以上かつ４０ｍｍ以下である。
さらに、Ｈ形鋼１の断面形状における断面積をＳとする（Ｈ形鋼１をその材軸方向Ｙに垂直な断面で見た場合における、上フランジ２１、下フランジ２２及びウェブ２３の断面積の合計をＳとする）と、Ｈ形鋼１は、断面積Ｓと高さ寸法Ｈとの関係で、上述した表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐが、下記（３５）式〜（３８）式により規定される関係を満足する。換言すれば、Ｈ形鋼１では、高さ寸法Ｈ、幅寸法Ｗ、板厚ｔｗ、及び板厚ｔｆが下記（３５）〜（３８）式を満足する。これにより、表面処理費用を低減させると同時に、単位重量あたりの曲げ剛性を向上させて、Ｈ形鋼１における高さ方向Ｚの過剰なたわみ変形を抑制することが可能となる。
【００３５】
【数４】
0006451905.tif 000005
【００３６】
Ｈ形鋼１の重要な性能指標は、曲げ剛性を支配する構造的指標である強軸まわりの断面二次モーメントＩｘと、曲げ耐力を支配する構造的指標である強軸まわりの断面係数Ｚｘと、経済性指標である鋼材重量（∝断面積Ｓ）と、同じく経済性指標である外周長Ｌｐの４つである。このとき、できるだけ小さな外周長Ｌｐで大きな強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを発揮できれば、その経済性が高いといえるので、図４〜図７において、その縦軸を表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐとしている。また、断面係数Ｚｘは、強軸まわりの断面二次モーメントＩｘとＨ形鋼１の高さ寸法Ｈとの関数として、すなわち、Ｚｘ＝Ｉｘ／（Ｈ／２）として表されることから、高さ寸法Ｈを構造的指標として利用することとし、図４〜図７において、その横軸を経済性指標である断面積Ｓで寸法Ｈを除したＨ／Ｓとしている。
【００３７】
ここで、従来のＨ形鋼は、図４〜図７において、△印、◇印、□印及び○印の各々として、既存の規格が全て示されている。
△印は、「ＡＳＴＭ  Ａ６／Ａ６Ｍ−１０ａ  Ａｎｎｅｘ  Ａ２  ｌｉｓｔｓ  ｔｈｅ  ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ  ｏｆ  ｓｏｍｅ  ｓｈａｐｅ  ｐｒｏｆｉｌｅｓ，ＡＳＴＭ  Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ」に示される従来のＨ形鋼を表す。
◇印は、「ＢＳ  ４−１Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ  ｓｔｅｅｌ  ｓｅｃｔｉｏｎｓ, Ｐａｒｔ１，Ｂｒｉｔｉｓｈ  Ｓｔａｎｄａｒｄ，（２００５）」に示される従来のＨ形鋼である。
□印は、「内法一定Ｈ形鋼、ＪＩＳハンドブック  鉄鋼II，日本規格協会，（２０１５）」に示される従来のＨ形鋼である。
○印は、「外法一定Ｈ形鋼、ＪＩＳハンドブック  鉄鋼II，日本規格協会，（２０１５）」に示される従来のＨ形鋼である。
【００３８】
これら従来のＨ形鋼は、図５に示すように、上記（３５）式〜（３７）式において、ｋ＜６．１とした範囲で、包絡的に同定される。すなわち、これら従来のＨ形鋼は、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐに基づく上記（３５）式〜（３７）式において、ｋ≧６．１を満たしていないことがわかった。これに対して、本実施形態に係るＨ形鋼１は、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐに基づく上記（３５）式〜（３７）式を考慮することで、構造的指標及び経済性指標を同時に考慮できる。
【００３９】
具体的には、従来技術においても表面処理費用を抑えながら、曲げ剛性を高めることが要求されていたが、従来設計法（後述の（１２）式を用いない設計法）では、図４に示すように、ｋを６．０超とすることは出来なかった。その理由は、上記要求を満たすようにした場合、横座屈耐力（耐震性）の設計値が実際の値よりも低く算出されてしまうため、横座屈耐力を低下させないための横座屈補剛材が必要となり、経済性が低下するためである。たとえば、ｋ≒６（ｋ＜６）となるＨ形鋼（Ｈ１１００×Ｗ３００×ｔｗ３２×ｔｆ４０）を対象に、上記の従来設計法で計算した場合の座屈補剛長さＬｂは、Ｈの４．６倍（１１００×４．６＝５０６０）と小さい。すなわち、従来設計法の範疇では、５ｍごとに横座屈補剛材を設置しなければならなかった。そして、ｋ≧６．１となる範囲ではさらにＬｂが相対的に小さくなる傾向にあることから、座屈補剛材の数量も増える傾向にある。このような理由から、従来技術では、ｋ＜６．１であった。
【００４０】
一方、本実施形態に係るＨ形鋼１は、上記（３５）式〜（３７）式において、ｋ≧６．１とすることで、構造的指標及び経済性指標を同時に考慮でき、表面処理費用を低減させると同時に、単位重量あたりの曲げ剛性を向上させることが可能となる。また、Ｈ形鋼１は、表面処理費用を確実に低減させると同時に、曲げ剛性を確実に向上させる観点から、図６に示すように、上記（３５）式〜（３７）式において、ｋ≧６．２又はｋ≧６．２５とすることが望ましく、さらに、ｋ≧６．３又はｋ≧６．４とすることがより望ましい。
【００４１】
また、Ｈ形鋼１は、横座屈が発生することによる耐力低下を回避しかつ、地震時のエネルギー吸収性能の低下を回避する観点、及び、圧延時にウェブが波うったりねじれたりすることを防止する観点から、Ｈ形鋼１の幅寸法Ｗは高さ寸法Ｈの１／５以上と設定すると共に、上記（３５）式〜（３７）式においてｋ≦８としている。例えば、Ｈ１２００×Ｗ１６０×ｔｗ７×ｔｆ１６で表されるＨ形鋼１の表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐは相対的に高く、すなわち図５におけるｋの値は相対的に大きく、ｋ＞８となるが、このＨ形鋼１においては、後述する本発明の設計法に基づく計算を行ったとしても十分に高い曲げ耐力を得ることができず（後述する実施例と同じ条件で計算した場合において、座屈補剛間隔ＬｂがＨの１５倍程度の長さより短い範囲で横座屈が生じて、強軸まわりの全塑性断面係数Ｚｘｐと鋼材Ｆ値との積で得られる全塑性モーメントＭｐに対する設計耐力の比が７５％程度に低下する）、十分な耐震性を確保できないおそれがある。このような検討に基づき、ｋ≦８の上限値を設けている。
例えば、Ｈ１５００×Ｗ３５０×ｔｗ１９×ｔｆ４０、Ｈ１５００×Ｗ４００×ｔｗ２２×ｔｆ４０、及びＨ１５００×Ｗ５００×ｔｗ１６×ｔｆ３６のＨ形鋼の場合、ｋ≒８（かつｋ＜８）であり、Ｆ＝３４５として、後述する実施例と同じ方法で計算すると、座屈補剛間隔ＬｂがＨ（＝１５００ｍｍ）の１５倍を超えるまで横座屈が生じないことが確認できる。
【００４２】
なお、図６では、Ｈ形鋼１の実施例を●印で例示列挙している。
ここで、実施例１は、高さ寸法Ｈ＝１１５０ｍｍ、幅寸法Ｗ＝３００ｍｍ、ウェブ板厚ｔｗ＝３２ｍｍ、フランジ板厚ｔｆ＝４０ｍｍであり、上記（３５）式〜（３８）を満たす（Ｈ１１５０×Ｗ３００×ｔｗ３２×ｔｆ４０）。
実施例２は、高さ寸法Ｈ＝１１００ｍｍ、幅寸法Ｗ＝２８０ｍｍ、ウェブ板厚ｔｗ＝１６ｍｍ、フランジ板厚ｔｆ＝３０ｍｍであり、上記（３５）式〜（３８）を満たす（Ｈ１１００×Ｗ２８０×ｔｗ１６×ｔｆ３０）。
実施例３は、高さ寸法Ｈ＝１０００ｍｍ、幅寸法Ｗ＝２５０ｍｍ、ウェブ板厚ｔｗ＝１２ｍｍ、フランジ板厚ｔｆ＝１６ｍｍであり、上記（３５）式〜（３８）を満たす（Ｈ１０００×Ｗ２５０×ｔｗ１２×ｔｆ１６）。
実施例４は、高さ寸法Ｈ＝９５０ｍｍ、幅寸法Ｗ＝２５０ｍｍ、ウェブ板厚ｔｗ＝１１ｍｍ、フランジ板厚ｔｆ＝２５ｍｍであり、上記（３５）式〜（３８）を満たす（Ｈ９５０×Ｗ２５０×ｔｗ１１×ｔｆ２５）。
実施例５は、高さ寸法Ｈ＝８５０ｍｍ、幅寸法Ｗ＝２００ｍｍ、ウェブ板厚ｔｗ＝１０ｍｍ、フランジ板厚ｔｆ＝１６ｍｍであり、上記（３５）式〜（３７）を満たす（Ｈ８５０×Ｗ２００×ｔｗ１０×ｔｆ１６）。
【００４３】
また、Ｈ形鋼１は、図７に示すように、上記（３５）式において、Ｈ／Ｓ≧０．０１５とし、また、Ｉｘ／Ｌｐ≧５０とすることが望ましい。Ｈ／Ｓの値が０．０１５未満の場合、例えばフランジ板厚が６０ｍｍを超える特殊な超極厚Ｈ形鋼を用いることになり、本発明の適用対象である建築物の床構造等に利用されることが難しいためである。また、かかる場合、Ｈが５００ｍｍ以下と小さくなり、建築物の柱用途となるため、本発明の対象外となる。
また、Ｉｘ／Ｌｐの下限は例えば３５であってもよいが、Ｉｘ／Ｌｐが５０を下回ると表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐが小さくなり過ぎるため、表面処理費用を低減させると同時に曲げ剛性を向上させる観点からは、Ｉｘ／Ｌｐの下限は５０であることが好ましい。
なお、Ｈ／Ｓの上限値は、０．０６５（Ｈ／Ｓ≦０．０６５）であることが好ましく、０．０６０（Ｈ／Ｓ≦０．０６０）であることがより好ましい。
【００４４】
ここで、表面処理費用を低減させると同時に曲げ剛性を向上させる観点からは、上述のように高さ寸法Ｈを大きくすればよい（Ｈ形鋼を高さ方向に延ばせばよい）。しかしながら、梁２においては、図８Ａ、図８Ｂ、及び図９Ａ〜図９Ｃに示すように、材軸方向Ｙ及び高さ方向Ｚの構面に対してウェブ２３が面外変形することで、横座屈が発生する。そして、従来の建築基準法による梁２の設計法（従来設計法）のもとでは、地震時の水平荷重が作用した梁２の両端部２ａ，２ａにおいて、又は、梁２の中間部２ｂで負曲げのモーメントが発生する部分において、梁２に発生する横座屈を十分に考慮する必要があるため、高さ寸法Ｈを安易に大きくすることはできない。
【００４５】
図１０は、表１に示す計算結果をグラフ化したものである。表１のＡ列からＩ列は各Ｈ形鋼の断面諸元を示している。Ａ列には断面積Ｓを、Ｂ列には性能比較の基本とするＨ形鋼であるＨ９００×Ｗ４００×ｔｗ２２×ｔｆ４０の断面積に対するその他のＨ形鋼の断面積の比率を示している。Ｃ列には外周長Ｌｐを、Ｄ列には上記基本とするＨ形鋼（Ｈ９００×Ｗ４００×ｔｗ２２×ｔｆ４０）の外周長Ｌｐに対するその他のＨ形鋼の外周長の比率を示している。Ｅ列には強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを、Ｆ列には上記基本とするＨ形鋼の断面二次モーメントＩｘに対するその他のＨ形鋼の断面二次モーメントの比率を示している。Ｇ列には強軸まわりの全塑性断面係数Ｚｘｐを、Ｈ列には鋼材Ｆ値を、Ｉ列にはＺｘｐとＦとの積で得られる全塑性モーメントＭｐをそれぞれ示している。
なお、ここでは、全塑性モーメントＭｐの値がほぼ同じになるように断面寸法を設定しているため、Ｇ列、Ｉ列の値はほぼ同じになっている。また、Ｊ列には後述する本発明の設計法に基づき計算した設計耐力Ｍｃｎ（本発明に基づく計算結果）を、Ｋ列にはＨ９００×Ｗ４００×ｔｗ２２×ｔｆ４０の全塑性モーメントＭｐ（表１においては、この値をＭｐｏと定義）に対する各Ｈ形鋼の設計耐力Ｍｃｎの比を、Ｌ列には従来設計法に基づき計算した設計耐力Ｍｃｃ（従来技術に基づく計算結果）を、Ｍ列には全塑性モーメントＭｐｏに対する各Ｈ形鋼の設計耐力Ｍｃｃの比を、それぞれ示している。
【００４６】
上記従来設計法は、日本建築学会の鋼構造限界状態設計指針・同解説に示されるＨ形断面の計算に基づき、耐力係数を１．０として計算したものである。
一方、本発明の設計法とは、同書に示される弾性横座屈モーメントの導出式を後述する下記（１２）式に置き換えて、従来設計法と同様に耐力係数を１．０として計算したものである。なお、本発明の設計法において下記（１２）式を利用する際は、図１３に示す水平荷重による逆対称曲げを受ける梁（実線）に、鉛直荷重が重ねて作用した場合（破線）を対象として計算している。
また、座屈補剛長さＬｂは何れの場合も２０ｍとし、鋼材Ｆ値は何れの場合も３２５Ｎ/ｍｍ2としている。
【００４７】
ここで、上述の従来設計法について具体的に説明する。上述の従来設計法では、まず、対象とするＨ形鋼の断面形状、材長、両端の支持条件、および横補剛の有無等の条件に基づいて算出されるＨ形鋼の弱軸まわりの曲げ剛性、曲げねじり剛性、サン・ブナンねじり剛性、および横座屈長さ等を用いて、下記（１．ａ）式の弾性横座屈モーメントを算定する。次に、対象とするＨ形鋼の全塑性モーメントと前記弾性横座屈モーメントから、横座屈細長比を算出する。この横座屈細長比の値と、同指針中に記載の弾性限界細長比および塑性限界細長比との大小関係によって３通りの場合分けが存在し、各場合において、Ｈ形鋼の横座屈限界耐力の算定式が定められている。前記横座屈限界耐力は、算定式を構成する各要素の公称値によって算出されるが、終局限界状態を想定する場合、対象とする部材耐力のばらつきを考慮する必要があるため、工学的判断に基づいた信頼性指標である耐力係数を導入し、これを前記横座屈限界耐力に掛け合わせることで、終局限界状態における横座屈限界耐力を定めている。なお、上記指針によれば、耐力係数は１．０である。
【００４８】
【数５】
0006451905.tif 000006
【００４９】
上記（１．ａ）式において、ＥＩＹ：弱軸まわりの曲げ剛性、ＥＩＷ：曲げねじり剛性、ＧＪ：サン・ブナンねじり剛性、ｋｌｂ：横座屈長さ、ｌｂ：材長または横座屈補剛間長さ、Ｃｂ：モーメント係数である。
【００５０】
横座屈長さｋｌｂについての場合分けは以下の通りである。
（ａ）両材端が柱に剛接合され、中間が横補剛されていない梁：ｋｌｂ＝０．７５×ｌｂ
（ｂ）一端が柱に剛接合され、他端が横座屈補剛材によって横補剛されている梁の区間、両端が横座屈補剛材によって横補剛されている梁の区間、および母屋、胴縁などの曲げ材：ｋｌｂ＝０．７５×ｌｂ
（ｃ）単純梁：ｋｌｂ＝ｌｂ
【００５１】
モーメント係数Ｃｂの場合分けについては以下の通りである。
（ａ）横座屈補剛区間内で曲げモーメントが直線的に変化する場合：下記（１．ｂ）式
（ｂ）横座屈補剛区間内で中間曲げモーメントが最大となる場合：Ｃｂ＝１．０
（ｃ）中間に横座屈補剛支点をもたない単純梁：
（ｉ）等分布荷重が作用する場合：Ｃｂ＝１．３
（ｉｉ）中央集中荷重が作用する場合：Ｃｂ＝１．３６
【００５２】
【数６】
0006451905.tif 000007
【００５３】
上記（１．ｂ）式におけるＭ２／Ｍ１は、材両端または横座屈補剛端の曲げモーメント比を表す。
そして、横座屈細長比λｂの値と、弾性限界細長比ｅλｂおよび塑性限界細長比ｐλｂとの大小関係の場合分け、および、各場合における横座屈限界耐力Ｍｃ（公称耐力）は以下のようになる。
（ａ）λｂ≦ｐλｂ  ：Ｍｃ＝Ｍｐ
（ｂ）ｐλｂ＜λｂ≦ｅλｂ  ：下記（１．ｃ）式
（ｃ）λｂ＞ｅλｂ  ：下記（１．ｄ）式
【００５４】
【数７】
0006451905.tif 000008
【００５５】
ここで、横座屈細長比λｂは下記（１．ｅ）式で算出される。なお、下記（１．ｅ）式において、Ｍｐ：全塑性モーメント＝Ｆｙ×Ｚｐ、Ｆｙ：降伏強さ、Ｚｐ：塑性断面係数である。
【００５６】
【数８】
0006451905.tif 000009
【００５７】
また、弾性限界細長比ｅλｂは、１／√０．６である。塑性限界細長比ｐλｂは、以下のように場合分けされる。
（ａ）横座屈補剛区間内で曲げモーメントが直線的に変化する場合：下記（１．ｆ）式
（ｂ）横座屈補剛区間内で中間曲げモーメントが最大となる場合：ｐλｂ＝０．３
【００５８】
そして、終局限界状態における横座屈限界耐力Ｍｃｒは、下記（１．ｇ）式により得られる。
【００５９】
【数９】
0006451905.tif 000010
【００６０】
上述の従来設計法に対し、本発明の設計法とは、同書に示される前記弾性横座屈モーメントの算定式（上記（１．ａ）式）を後述の下記（１２）式に置き換えて、横座屈細長比および横座屈限界耐力を算出したものである。なお、終局限界状態を考慮するための耐力係数は、従来設計法と同様に１．０とした。
【００６１】
図１０に示すグラフの横軸には四種類のＨ形鋼を示し、縦軸により、断面積Ｓの比率（表１のＢ列に示す値）、外周長の比率（表１のＤ列に示す値）、強軸まわりの断面二次モーメントの比率（表１のＦ列に示す値）、本発明の設計法に基づく設計耐力の比率（表１のＫ列に示す値）、および従来設計法に基づく設計耐力の比率（表１のＭ列に示す値）がそれぞれ比較できるようにしている。
図１０に示すように、従来設計法のもとでは、幅寸法Ｗに対して高さ寸法Ｈを相対的に大きくすることで、曲げ剛性（∝強軸まわりの断面二次モーメントＩｘ）を増大させて、また、鋼材重量（∝断面積Ｓ）を減少させることができる一方で、曲げ耐力（∝「強軸まわりの断面係数Ｚｘｐ」と「許容曲げ応力度ｆｃ」との積で与えられる「許容曲げ耐力」）は低下する傾向にあることがわかる。これは、強軸まわりの断面係数Ｚｘは、Ｚｘ＝Ｉｘ／（Ｈ／２）として表されることから、Ｉｘが同じであれば、Ｈが大きくなるとＺｘが小さくなる傾向にあること（理由１）と、許容曲げ応力度ｆｃは、梁２に発生する横座屈を考慮して低減させる必要があり、高さ寸法Ｈが相対的に大きくなるほど、横座屈が発生しやすくなること（理由２）によるものである。
【００６２】
【表１】
0006451905.tif 000011
【００６３】
上記理由１については、梁２の高さ寸法Ｈと幅寸法Ｗとを互いに適切に設定すれば性能低下を緩和できる場合もある。これに対して、上記理由２については、梁２の高さ寸法Ｈと幅寸法Ｗとを適切に設定するだけで解決できないため、梁２の横座屈による許容曲げ応力度ｆｃの低減を防ぐことが主な技術課題となる。なお、許容曲げ応力度ｆｃの低減を防ぐ方法として、横座屈に対する補剛部材を梁２に設けて、座屈補剛間隔を小さくする方法も考えられる。しかしながら、梁２に補剛部材を設けると、表面処理費用等を低減させることによるコスト削減効果が無意味なものとなってしまう。
【００６４】
Ｈ形鋼１は、材軸方向Ｙに延びる梁２として用いられて、図８Ａおよび図８Ｂに示すように、梁２の材軸方向Ｙの両端部２ａ，２ａが柱３等に剛接合で固定される。このとき、梁２の両端部２ａ，２ａは、例えば、角形鋼管等が柱３として用いられる場合に、角形鋼管の側面に設けられたダイアフラム３０に溶接接合されることで、柱３に剛接合で固定支持される。
【００６５】
また、梁２の両端部２ａ，２ａは、柱３として鉄筋コンクリート柱又は無筋コンクリート柱が用いられる場合、柱３の内部で互いに略直交する鉄骨梁に溶接接合されてもよい。さらに、梁２の両端部２ａ，２ａは、柱３として鉄骨鉄筋コンクリート柱が用いられる場合に、柱３の内部で高さ方向Ｚに延びる鉄骨柱に溶接接合されてもよい。
【００６６】
Ｈ形鋼１は、梁２の材軸方向Ｙの両端部２ａ，２ａが柱３等に半剛接合又はピン接合で固定されてもよい。なお、半剛接合とは、柱３に対する梁２の回転移動をある程度拘束した接合形式をいい、柱３と梁２との間で伝達できる曲げ応力が、完全な剛接合と比較して小さいものをいう。また、ピン接合とは、柱３に対する梁２の回転移動を拘束しない接合形式をいい、柱３と梁２との間で伝達できる曲げ応力が、皆無又は極小であるものをいう。そして、半剛接合、ピン接合及び剛接合の定義は、欧州設計基準（Ｅｕｒｏｃｏｄｅ３  Ｐａｒｔ１−８）に準拠するものとする。
【００６７】
また、Ｈ形鋼１は、梁２の材軸方向Ｙの中間部２ｂにおいて、上フランジ２１の上方に、コンクリート等の床スラブ４が設けられる。床スラブ４は、例えば、コンクリートを主構造としたコンクリートスラブ、または、コンクリート及び鋼製等のデッキプレートを主構造としたデッキ合成スラブが用いられる。
【００６８】
また、Ｈ形鋼１は、梁２の材軸方向Ｙの中間部２ｂにおいて、１又は複数の頭付きスタッド等のシヤコネクタ２５が、上フランジ２１の上面に所定の間隔で設けられる。シヤコネクタ２５は、梁２の上フランジ２１の上面から上方に突出させて設けられて、梁２の上フランジ２１の上方で床スラブ４のコンクリート等に埋設等される。このとき、Ｈ形鋼１は、１又は複数のシヤコネクタ２５が床スラブ４に埋設等されることで、梁２の材軸方向Ｙの中間部２ｂにおいて、図８Ａに示すように、梁２の幅方向Ｘの横移動が拘束される。
【００６９】
また、本発明を適用したＨ形鋼１は、図８Ｂに示すように、床スラブ４の自重及び積載荷重等による中間荷重が作用する。このとき、Ｈ形鋼１は、梁２の材軸方向Ｙの中間部２ｂにおいて、上フランジ２１に上方から等分布荷重等の中間荷重が作用し、また、地震等によって各柱３が傾斜した場合には、梁２の材軸方向の両端部２ａ，２ａに柱３からの端荷重が作用することとなる。さらに、Ｈ形鋼１は、梁２の材軸方向Ｙの両端部２ａ，２ａの各々において、曲げモーメント及びせん断力が作用する。
【００７０】
本発明の設計法のもとでは、図９Ａ〜図９Ｃに示すように、材軸方向Ｙに延びる梁２を対象として、梁２の材軸方向Ｙの両端部２ａ，２ａが固定されるとともに、梁２の材軸方向Ｙの中間部２ｂにおいて、梁２の幅方向Ｘの横移動が拘束されて、上フランジ２１に上方から中間荷重が作用し、且つ梁２の材軸方向の両端部２ａ，２ａに端荷重が作用する条件下で、梁２の弾性横座屈モーメントＭcrを高い精度で算出することができる。
【００７１】
図９Ａ〜図９Ｃでは、梁２の左側の端部２ａで固定された局所座標系Ｘ−Ｙ−Ｚを用いて、梁２の回転は左ねじの進む方向を正とする。また、図９Ａ〜図９Ｃでは、実線は梁２のフリーボディを表し、破線は横座屈によって梁２のフリーボディに生じる仮想変位の一例を表す。
【００７２】
＜幾何学的境界条件＞
梁２の上フランジ２１は、その中心線０−０´上でＸ方向の変位（横移動）が拘束されているものとする。梁２の端部２ａの幾何学的境界条件は、横座屈変形を近似する級数の端末条件によって規定される。なお、梁２は、横座屈によって０−０´を既定の回転軸とする曲げねじりが生じるとともに、二次の微小変形としてたわみが生じる。この解析では、上フランジ２１、下フランジ２２及びウェブ２３を平板として扱って、横座屈に対する梁２の強さは、上フランジ２１及び下フランジ２２の面内の曲げ剛性と、上フランジ２１、下フランジ２２及びウェブ２３のねじり剛性に支配されるものとする。
【００７３】
＜力学的境界条件＞
梁２の中間部２ｂで０−０´上に中間荷重として鉛直等分布荷重Ｗcrが作用するものとする。また、梁２の右側の端部２ａに曲げモーメントＭcr及びせん断力Ｖcrが作用し、梁２の左側の端部２ａにこれらとつり合う曲げモーメントＭ及びせん断力Ｖが作用するものとする。このとき、ＭcrとＶcr及びＷcrとの関係は、力のつり合い条件より、それぞれ、下記（１）式、（２）式で表すことができる。
【００７４】
【数１０】
0006451905.tif 000012
【００７５】
ここに、l は梁２の材軸方向Ｙの長さであり、ｙは梁２の材軸方向の基準となる一端部（図５に示すものの場合、左側の端部２ａ）から梁２の材軸方向の任意の点までの長さである。β及びγは、中間荷重の荷重条件によって決まる係数であり、解析解からＶcr、Ｗcr、Ｍ、Ｖを消去して、弾性横座屈モーメントＭcrとして表すためのものである。
【００７６】
なお、梁２の曲げモーメント分布とβ及びγとの関係を図１１Ａ〜図１１Ｄで例示する。梁２の材軸方向Ｙで中間荷重が等曲げとなる場合（対称座屈）は、図１１Ａに示すように、βをゼロとする。また、梁２の材軸方向Ｙで中間荷重が等曲げとならない場合（非対称座屈）は、図１１Ｂ〜図１１Ｄに示すように、βを、０超３以下の実数（ただし、図１１Ｂ〜図１１Ｄは、それぞれ、β＝１、β＝２、β＝３の場合を例示している）とする。そして、β、γは、上記（３ａ）式、（３ｂ）式により決定される。
【００７７】
＜一般化変位＞
横座屈を線形座屈問題として扱うために、横座屈による梁２の各部の変形を材軸方向の座標値（つまり、梁２の左側の端部２ａから梁２の材軸方向の任意の点までの長さ）ｙの連続関数として表しておく。このとき、横座屈によって梁２に生じる横断面のねじり角θyは、図９Ａ〜図９Ｃに示すように、材軸方向Ｙになだらかに連続するはずである。
【００７８】
本発明では、横座屈による梁２の各部の変形を級数近似することで弾性横座屈モーメントの解析解を導出する。横座屈は梁２の横断面のゆがみを伴わないため、解析解の導出に必要なその他の変形、すなわち図９Ｃに示す梁２のたわみδz、図９Ａに示す梁２の回転角θx、及び図９Ｂに示す下フランジ２２の回転角θzは、それぞれ、下記（３）式〜（５）式で表すことができる。このように、横座屈による梁２の各部の変形（δz、θx、θz）は、θyによって一意に表すことができる。
【００７９】
【数１１】
0006451905.tif 000013
【００８０】
ここに、ｄbは上フランジ２１と下フランジ２２との板厚中心間距離、ｙは梁の材軸方向の基準となる一端部から梁の材軸方向の任意の点までの長さである。θ’yはθyの一階微分を表す。ａは積分のための助変数である。
【００８１】
＜ポテンシャルエネルギー＞
梁２に横座屈が生じるとき、この系の全ポテンシャルエネルギーΠは、下記（６）式で与えられる。
【００８２】
【数１２】
0006451905.tif 000014
【００８３】
ここに、ΔＵは梁２のひずみエネルギー、ΔＴは外力のポテンシャルエネルギーである。
【００８４】
次に、ΔＵは、曲げねじりによるひずみエネルギーと純ねじりによるひずみエネルギーとの和として、下記（７）式で与えられる。
【００８５】
【数１３】
0006451905.tif 000015
【００８６】
ここに、Ｅ はヤング係数、Ｉは下フランジ２２の弱軸（Ｚ軸）まわりの断面二次モーメント、Ｇはせん断弾性係数、Ｊはサン・ブナンのねじり定数である。θ’zはθzの一階微分を表す。
【００８７】
次に、ΔＴは、Ｍcr、Ｖcr、及びＷcrのポテンシャルエネルギーの和として、下記（８）式で与えられる。
【００８８】
【数１４】
0006451905.tif 000016
【００８９】
ここに、θx(l)及びδz(l)は、それぞれ、梁２の右側の端部２ａのθx及びδzを表す。
【００９０】
＜横座屈変形の近似＞
材軸方向Ｙの両端部２ａ，２ａが固定支持された梁２に許容される任意のθyは、有限級数によって任意の精度で近似することができる。
【００９１】
すなわち、下記（９）式で与えられるフーリエ級数展開は、大方の連続関数に適用することができ、その級数計算も簡単であることから、エネルギー法による既往の座屈研究は、何れもフーリエ級数によって座屈変形を近似している。
【００９２】
【数１５】
0006451905.tif 000017
【００９３】
これに対して、本発明では、梁２の両端部２ａ，２ａが剛接合で固定される場合に、材軸方向Ｙの両端部２ａ，２ａが固定支持された梁２の横座屈変形として、特に、下記（１０）式で与えられる級数でθyを近似できるものとする。
【００９４】
【数１６】
0006451905.tif 000018
【００９５】
ここで、ａｎは第ｎ項目の未定係数である。非対称座屈を解く場合はｋを２とする。
対称座屈を解く場合はｋを１とし、上記（１０）式を梁２の長さlの１／２の部分に適用する。
【００９６】
＜弾性横座屈モーメントの導出＞
最小ポテンシャルエネルギーの原理より、下記（１１）式に、上記（７）式及び（８）式を代入し、さらに上記（１）式〜（５）式を代入することで、弾性横座屈モーメントの基本式として、下記（１２）式を得られる。
【００９７】
【数１７】
0006451905.tif 000019
【００９８】
【数１８】
0006451905.tif 000020
【００９９】
ここに、Ａ、Ｂ、Ｃ及びＤ は、下記（１３）式〜（１６）式に示すθyの汎関数であり、各式中のlが積分によって消えるため、これらはθyのみによって決まる係数となる。
【０１００】
【数１９】
0006451905.tif 000021
【０１０１】
ここで、β、γは、前提となる荷重条件Ｖcr、Ｗcrによって上記（１）式、（２）式から決まる係数である。そして、ｌ は、梁２の材軸方向Ｙの長さ、Ｅは、ヤング係数、Ｉは、下フランジ２２の弱軸まわりの断面二次モーメント、Ｇは、せん断弾性係数、Ｊは、サン・ブナンのねじり定数、ｄbは、上フランジ２１と下フランジ２２との板厚中心間距離、ｙは梁の材軸方向の基準となる一端部から梁の材軸方向の任意の点までの長さである。θyは、横座屈によって梁２に生じるねじり角である。θ’yはθyの一階微分、θ”yはθyの二階微分を表す。ａは積分のための助変数である。
【０１０２】
ところで、上記（１２）式は曲げねじりに対する耐力と純ねじりに対する耐力との線形和であり、一般にＢ≠Ａである。なお、日本国特開２０１６−２３４４６号公報に開示される設計方法は、上フランジ２１の横移動が拘束された梁２に逆対称の曲げモーメントが作用する場合について、この２つの耐力にそれぞれ異なる修正係数を与えて弾性横座屈モーメントの高精度の近似解を提案している。
【０１０３】
＜最小条件＞
上記（９）式又は（１０）式の級数によってθyを近似する場合について、弾性横座屈モーメントの解析解を求める。未定係数列（ａn）に関して上記（１２）式を最小にするための必要条件は、下記（１７）式から求められ、これらの微分を行うことで下記（１８）式を得られる。なお、下記（１８）式中のｆｎｍは下記（１９）式で表わされる。
【０１０４】
【数２０】
0006451905.tif 000022
【０１０５】
【数２１】
0006451905.tif 000023
【０１０６】
ここで、上記（１９）式中のＬｎｍ、Ｍｎｍ、Ｎｎｍ、Ｏｎｍは下記（２０）式〜（２３）式で表わされる。
【０１０７】
【数２２】
0006451905.tif 000024
【０１０８】
ここに、θnはθyを近似する級数の第ｎ番目の基底関数を表す。例えば上記（１０）式に対して、下記（２４）式となる。なお、θ’ｎ及びθ”ｎは、それぞれ、θｎの一階微分及び二階微分を表す。
【０１０９】
【数２３】
0006451905.tif 000025
【０１１０】
＜解析解＞
上記（１７）式が未定係数ａ１、ａ２、… 、ａｎの少なくとも１つに対してゼロ以外の値を与えるとき、座屈の可能性が生じる。このため、上記（１７）式の係数行列の行列式はゼロでなければならない。すなわち、下記（２５）式のＮ次方程式を解くことで、弾性横座屈モーメントの解析解を得ることができる。
【０１１１】
【数２４】
0006451905.tif 000026
【０１１２】
また、上記（９）式又は（１０）式の級数の第３項部分和によってθyを近似する場合の弾性横座屈モーメントの解析解は、下記（２６）式〜（３３）式で与えられる。
【０１１３】
【数２５】
0006451905.tif 000027
【０１１４】
このとき、上記（２６）式の実解の中の最小の正値が、梁２の１次の弾性横座屈モーメントとなる。Ｈ形鋼１は、材軸方向Ｙに延びる梁２として用いられて、材軸方向Ｙの両端部２ａ，２ａが固定されるとともに、材軸方向Ｙの中間部２ｂにおいて、梁２の幅方向Ｘの横移動が拘束されて、上フランジ２１に上方から中間荷重が作用し、且つ梁２の材軸方向の両端部２ａ，２ａに端荷重が作用する条件下で、下記（１２）式〜（１６）式から算出される梁２の弾性横座屈モーメントＭcrに基づき、梁２に横座屈が発生しないように、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐの上限値が決定されることが望ましい。
換言すれば、上述した従来設計法と同様に耐力係数を１．０として、本発明の設計法により計算した設計耐力Ｍｃｎが、全塑性モーメントＭｐより著しく小さくならない範囲で、より具体的には、全塑性モーメントＭｐを下記（１２）式〜（１６）式から算出した弾性横座屈モーメントＭｃｒで除した値の平方根が０．６以下（√（Ｍｐ／Ｍｃｒ）≦０．６）となるように、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐの上限値を決定し、この上限値以下になるように、Ｈ形鋼１の各寸法（高さ寸法Ｈ、幅寸法Ｗ、ウェブ板厚ｔｗ、およびフランジ板厚ｔｆ）を設定することが好ましい。この場合の一例として、座屈補剛間隔ＬｂがＨの１５倍程度である場合のＭｃｎについて、Ｍｃｎ／Ｍｐ≧０．９５を満足するように、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐの上限値を決定することが挙げられる。
【０１１５】
【数２６】
0006451905.tif 000028
【０１１６】
ここで、β、γは、前提となる荷重条件Ｖcr、Ｗcrによって下記（１）式、（２）式から決まる係数である。なお、Ｖcrは、梁２の材軸方向Ｙの端部２ａに作用するせん断力、Ｗcrは、梁２の材軸方向Ｙの中間部２ｂに作用する中間荷重である。
また、ｌは、梁２の材軸方向Ｙの長さ、Ｅは、ヤング係数、Ｉは、下フランジ２２の弱軸まわりの断面二次モーメント、Ｇは、せん断弾性係数、Ｊは、サン・ブナンのねじり定数、ｄｂは、上フランジ２１と下フランジ２２との板厚中心間距離、ｙは梁の材軸方向の基準となる一端部から梁の材軸方向の任意の点までの長さである。θyは、横座屈によって梁２に生じるねじり角である。θ’yはθyの一階微分、θ”yはθyの二階微分を表す。aは積分のための助変数である。
【０１１７】
【数２７】
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【０１１８】
なお、上述した設計方法は、一時的ではない有形の記録媒体（図示なし）に記録されたプログラムをＣＰＵ(図示なし)により実行するコンピュータ装置(図示なし)によって実現されることが好ましい。この場合、コンピュータ装置は、作業者により操作される入力装置からの指令に応じて、上述した設計方法を実行し、Ｈ形鋼１の各寸法（高さ寸法Ｈ、幅寸法Ｗ、ウェブ板厚ｔｗ、およびフランジ板厚ｔｆ）を設計結果として出力することが好ましい。又、出力された設計結果は、出力装置（図示なし）を介して視認可能に出力されることが好ましい。
【０１１９】
上述した設計方法を実行することで設定された設計結果（各寸法：高さ寸法Ｈ、幅寸法Ｗ、ウェブ板厚ｔｗ、およびフランジ板厚ｔｆ）に従って、既存の圧延技術により、Ｈ形鋼１を製造することが好ましい。これにより、上述した設計方法で規定された各寸法（高さ寸法Ｈ、幅寸法Ｗ、ウェブ板厚ｔｗ、およびフランジ板厚ｔｆ）のＨ形鋼１を得ることができる。
【０１２０】
図１０に示すように、従来設計法のもとでは、梁２の高さ寸法Ｈを単純に大きくすると、曲げ剛性を向上できるものの、梁２の曲げ耐力が低下して横座屈耐力が低下するため、梁２の曲げ剛性及び横座屈耐力を両立させた向上ができなかった。
【０１２１】
これに対して、本実施形態に係るＨ形鋼１は、本発明の設計法のもとで、上記（１２）式〜（１６）式から算出される梁２の弾性横座屈モーメントＭcrに基づき、その表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐの上限値が決定される。そのため、Ｈ形鋼１は、梁２の断面積Ｓが削減され、その表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐが向上すると同時に、梁２の曲げ剛性だけでなく曲げ耐力も高く保つことができる。したがって、梁２の曲げ剛性及び横座屈耐力を両立させて向上させることが可能となる。
【０１２２】
表２に、実施例１〜５を示し、梁２となる曲げ材の設計耐力において従来設計法との比較を示す。ここで行う曲げ材の設計耐力の計算は、従来設計法については、上述した、日本建築学会の鋼構造限界状態設計指針・同解説に示されるＨ形断面の計算に基づき、耐力係数を１．０として計算する。また、本発明の設計法に基づく実施例の計算は、同書に示される弾性横座屈モーメントの導出式を上記（１２）式に置き換えて、従来設計法と同様に耐力係数を１．０として計算した。
ここに示す事例は、従来設計法と本発明の設計法との比較を行うために、耐力係数を１．０としているが、耐力係数は実情に合わせて適切に設定することができる。なお、本発明の設計法では、弾性横座屈モーメントの導出式を上記（１２）式で与えているが、実際の部材設計では、鋼材の降伏や初期不整の影響等を考慮したうえで、弾性横座屈モーメントを設計耐力に変換する必要がある。ここでは、上述のとおり日本建築学会の鋼構造限界状態設計指針・同解説に準ずる例を示すが、本書に示す弾性横座屈モーメントから設計耐力への変換計算は、他の設計指針や設計基準に従ってもよい。また、Ｈ形鋼梁に作用する曲げモーメントは、図１３に示す水平荷重による逆対象曲げを受ける梁（実線）に、鉛直荷重が作用した場合（破線）を対象として計算するが、図１１Ａ〜図１１Ｄに示す他の荷重ケースにおいても同様の効果が得られる。
【０１２３】
本発明を適用した実施例１（Ｈ１１５０×Ｗ３００×ｔｗ３２×ｔｆ４０）、実施例２（Ｈ１１００×Ｗ２８０×ｔｗ１６×ｔｆ３０）、実施例３（Ｈ１０００×Ｗ２５０×ｔｗ１２×ｔｆ１６）、実施例４（Ｈ９５０×Ｗ２５０×ｔｗ１１×ｔｆ２５）、および実施例５（Ｈ８５０×Ｗ２００×ｔｗ１０×ｔｆ１６）のそれぞれについて本発明の効果を表２により説明する。
【０１２４】
表２には、強軸まわりの断面二次モーメント（Ｉｘ）、強軸まわりの塑性断面係数（Ｚｘｐ）、鋼材の設計基準強度（Ｆ）、ＺｘｐとＦとの積で表される全塑性モーメント（Ｍｐ）を、それぞれＡ列からＤ列に示す。なお、表２におけるＦは鋼材の降伏点に基づき定められる設計基準強度（鋼材Ｆ値と呼ばれる値）である。なお、鋼材の降伏強度をＦとして用いてもよい。実施例では、Ｆを３２５Ｎ/ｍｍ２〜３８５Ｎ/ｍｍ２としているが、本発明は弾性座屈モーメントを与えるものであり、Ｆ値の値は広く活用できる。
また、表２のＥ列〜Ｇ列には本発明の設計法に基づき計算した結果（本発明に基づく計算結果）を、Ｈ列〜Ｊ列には従来設計法に基づき計算した結果（従来技術に基づく計算結果）を、Ｋ列およびＬ列には本発明の設計法と従来設計法との比較を示している。Ｅ列には、本発明の設計法に基づき計算した横座屈補剛無しとできる座屈長さ（Ｌｏｎ）を、Ｈ列には従来設計法に基づき計算した横座屈補剛無しとできる座屈長さ（Ｌｏｃ）を、Ｋ列に両者の比較を示している。
Ｋ列に示される数値から、本発明の設計法に基づくことで座屈補剛を無しとできる長さを４倍以上にできることが分かる。また、Ｋ列に示される数値から、従来設計法において仮に実施例に示す表面処理経済性の高い圧延Ｈ形鋼を製造した場合、構造経済性を保つことができず、すなわち多くの横座屈補剛材を設置する必要が生じるため、このような表面処理経済性の高い圧延Ｈ形鋼が従来利用されなかったことが示される。
Ｅ列の示す値（Ｌｏｎ）は、本発明の設計法において、横座屈補剛を設置せずに、全塑性モーメント(Ｍｐ)を発揮できる限界座屈長さ（Ｌｏｎ）である。そのため、全塑性モーメントＭｐに対するＭｃｎの比は、Ｇ列に示すとおり全て１．０となる。同数値が１．０の場合、鋼材Ｆ値が低減されず、その鋼材Ｆ値をそのまま横座屈に対する短期許容応力度として利用できる。一方、Ｉ列に示す設計耐力Ｍｃｃは、従来設計法に基づき、本発明の設計法と同じ限界座屈長さ（Ｌｏｎ）に設定し、横補剛材を設けない場合の設計耐力を計算したものである。設計耐力Ｍｃｃの全塑性モーメントＭｐに対する比は、Ｊ列に示すとおり、最大でも０．５２であり、最小は０．２８まで低下する。この数値が低いことからも、従来設計法では、実施例に示される表面処理経済性の高い圧延Ｈ形鋼が製造されないことが重ねて理解できる。
なお、Ｌ列に示す値は、Ｌｏｎにおける設計耐力の比較を示すものである、本発明の設計法に基づく設計耐力が従来設計法の１．９倍から３．８倍に及ぶことが分かる。
【０１２５】
ここで、上記の座屈長さＬｏｎは、本発明に基づく設計耐力Ｍｃｎが全塑性モーメントＭｐと同じ値になるように算出した座屈長さである。また、上記の座屈長さＬｏｃは、従来設計法に基づく設計耐力Ｍｃｃが全塑性モーメントＭｐと同じ値になるように算出した座屈長さである。
【０１２６】
【表２】
0006451905.tif 000030
【０１２７】
【表３】
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【０１２８】
表２では、実施例を一定にしたうえで、設計法ついて、本発明と従来技術とで比較した。表３では、図６において従来技術として定められる範囲にある圧延Ｈ形鋼を、実施例ごとに定めて、それらとの具体的な比較を行うことを通して、本発明の意義を説明する。
既に示した各実施例に対して、ウェブ板厚ｔｗおよびフランジ板厚ｔｆを一定とし、従来技術、すなわちｋが６．１未満になるように、Ｈ形鋼の高さ寸法Ｈおよび幅寸法Ｗを設定した。すなわち、実施例１に対する比較例１としてＨ１０５０×Ｗ４０４×ｔｗ３２×ｔｆ４０を、実施例２に対する比較例２としてＨ１０００×Ｗ３６９×ｔｗ１６×ｔｆ３０を、実施例３に対する比較例３としてＨ９００×Ｗ３５２×ｔｗ１２×ｔｆ１６を、実施例４に対する比較例４としてＨ９００×Ｗ２９１×ｔｗ１１×ｔｆ２５を、実施例５に対する比較例５としてＨ８００×Ｗ２４３×ｔｗ１０×ｔｆ１６を設定している。
表３のＡ列〜Ｃ列には、順に強軸まわりの断面二次モーメント（Ｉｘ）、塑性断面係数（Ｚｘｐ）、および鋼材Ｆ値（Ｆ）を示す。そして、ＺｘｐとＦとの積として算出される全塑性モーメント（Ｍｐ）をＤ列に、断面積（Ｓ）をＥ列に、外周長（Ｌｐ）をＦ列に示している。
実施例と比較例を比較するためには、横座屈の設計耐力が必要になるが、ここでは、座屈長さＬｂが高さ寸法Ｈの１５倍になるときの設計耐力（Ｍ１５）に基づき行っている。圧延Ｈ形鋼の設計耐力（Ｍ１５）は表２で示す条件と同じであり、それぞれの計算結果はＨ列に示すとおりである。なお、Ｇ列には、設計耐力(Ｍ１５)の全塑性耐力（Ｍｐ）に対する比率を示している。Ｇ列に示すように、実施例においてはＦの低減はない一方、比較例においては０．４５から０．７６の比率でＦが低減していることがわかる。
【０１２９】
比較例に対する実施例の優位性は、Ｉ列からＮ列の値で確認できる。各欄には比較例の各値を１とした場合の、実施例各値の相対値を示している。実施例のＩｘは何れも１．００となっているが、これは比較例におけるＩｘが実施例と合致するように寸法を決めているためである。Ｊ列の値から、実施例のＺｘｐにおける実施例の相対値は０．９３から０．９６の範囲で低下していることが分かる。これは実施例の高さ寸法（Ｈ）が比較例よりも大きいためである。
Ｋ列およびＬ列の値から、断面積（Ｓ）は０．９０から０．９４の範囲で、また外周長（Ｌｐ）は０．９３から０．９８の範囲で低下していることが分かる。
また、Ｍ列の値から設計耐力（Ｍ１５）は１．０５から２．２９の範囲で増大していることが分かる。性能については総合的な評価を行う必要があるが、たとえばＩ列からＭ列に示す各値のうち、大きい方が望ましい値であるＩｘとＺｘｐを分子に、小さい方が望ましい値であるＳとＬｐを分母において導出した参考値をＮ列に示している。
この指標に基づくと従来技術に対して１．２１から２．５０の倍率の範囲で性能が向上しているといえる。
【０１３０】
このように、本実施形態に係るＨ形鋼１は、梁２の断面積Ｓが削減され、表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐが向上すると同時に、梁２の曲げ剛性だけでなく曲げ強度も高く保つことができる。すなわち、本実施形態に係るＨ形鋼１は、梁２の曲げ剛性及び横座屈強度を両立させて向上させて、梁２の局部座屈による局所的な破壊現象等を抑制しながら、被覆又は塗装などの表面処理にかかる費用を低減させることが可能となる。
【０１３１】
本実施形態に係るＨ形鋼１は、横移動が拘束された梁２の横座屈変形が複雑となるにもかかわらず、梁２の横移動が拘束されて、上フランジ２１に上方から中間荷重が作用する条件下で、梁２の弾性横座屈モーメントＭcrを上記（１２）式〜（１６）式から算出することで、このような鉄骨梁の弾性横座屈モーメントを高い精度で評価することが可能となる。
【０１３２】
本実施形態に係るＨ形鋼１は、梁２の材軸方向Ｙで中間荷重が等曲げとなる場合（対称座屈）にβをゼロとし、梁２の材軸方向Ｙで中間荷重が等曲げとならない場合（非対称座屈）にβを０超３以下の範囲の実数とすることで、中間荷重が等曲げとなる等曲げモーメントの場合及び中間荷重が等曲げとならない逆対称モーメント等の場合の何れの場合においても、上記（１２）式〜（１６）式を用いて対応し、実物の鉄骨梁に想定される様々な荷重条件を考慮しながら、鉄骨梁の弾性横座屈モーメントを評価することが可能となる。
【０１３３】
本実施形態に係るＨ形鋼１は、特に、θyを近似する場合は、上記（１０）式の級数によって近似することが望ましい。本実施形態に係るＨ形鋼１は、第３項部分和によってθｙを近似する場合に、弾性横座屈モーメントを全塑性曲げモーメントで除した無次元化横座屈耐力（＝Ｍcr／Ｍｐ）を縦軸とし、梁２の長さｌを梁成で除した細長比λｂを横軸とすると、弾性横座屈モーメントの解析解の一例が図１２Ａおよび図１２Ｂに示すものとなる。
【０１３４】
このとき、本実施形態に係るＨ形鋼１は、図１２Ａに示すように、上記（１０）式の級数を用いるときは、弾性横座屈モーメントの解析解が略一致し、鉄骨梁の弾性横座屈モーメントを高い精度で評価できる。これに対して、図１２Ｂに示すように、上記（９）式のフーリエ級数を用いるときは、弾性横座屈モーメントの解析解が大きくばらつくものとなる。このとき、上記（９）式のフーリエ級数を用いて弾性横座屈モーメントを高い精度で評価するためには、例えば、第１０項部分和によってθyを近似する必要があるため、弾性横座屈モーメントの解析計算が複雑となる。
【０１３５】
このように、本発明を適用したＨ形鋼１は、上記（１０）式の級数によってθyを近似することで、弾性横座屈モーメントの解析計算が必要以上に複雑化することを回避しながら、鉄骨梁の弾性横座屈モーメントを高い精度で評価することが可能となる。
【０１３６】
なお、表４から表１６に種々の圧延Ｈ形鋼を示す。表４〜表１６において、「実施例」は上記（３５）〜（３８）式を満たす圧延Ｈ形鋼（本発明例）であり、「従来技術」はこれら式を満たさない従来の圧延Ｈ形鋼である。そして、表４〜表１６における各実施例と各従来技術について、横軸をＨ／Ｓとし、縦軸をＩｘ／Ｌｐとしてプロットしたグラフを図１４に示す。なお、図１４では、「〇」が実施例のプロットを表し、「×」が従来技術のプロットを表す。
【０１３７】
【表４】
0006451905.tif 000032
【０１３８】
【表５】
0006451905.tif 000033
【０１３９】
【表６】
0006451905.tif 000034
【０１４０】
【表７】
0006451905.tif 000035
【０１４１】
【表８】
0006451905.tif 000036
【０１４２】
【表９】
0006451905.tif 000037
【０１４３】
【表１０】
0006451905.tif 000038
【０１４４】
【表１１】
0006451905.tif 000039
【０１４５】
【表１２】
0006451905.tif 000040
【０１４６】
【表１３】
0006451905.tif 000041
【０１４７】
【表１４】
0006451905.tif 000042
【０１４８】
【表１５】
0006451905.tif 000043
【０１４９】
【表１６】
0006451905.tif 000044
【０１５０】
以上、本発明の一実施形態を説明したが、上記の実施形態は、例として提示したものであり、本発明の範囲が上記の実施形態のみに限定されるものではない。上記の実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。上記の実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれると同様に、請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。
【符号の説明】
【０１５１】
１        ：圧延Ｈ形鋼
２        ：梁
２ａ      ：端部
２ｂ      ：中間部
２０      ：外周面
２１      ：上フランジ
２１ａ    ：上下両面
２１ｂ    ：左右両端面
２２      ：下フランジ
２２ａ    ：上下両面
２２ｂ    ：左右両端面
２３      ：ウェブ
２３ａ    ：左右両側面
２３ｂ    ：曲線連結部（フィレット）
２５      ：シヤコネクタ
３        ：柱
３０      ：ダイアフラム
４        ：床スラブ
Ｘ        ：幅方向
Ｙ        ：材軸方向
Ｚ        ：高さ方向
【要約】
この圧延Ｈ形鋼の設計方法は、材軸方向に垂直な断面で見た場合の断面形状における外周長Ｌｐで強軸まわりの断面二次モーメントＩｘを除した値を表面処理経済性Ｉｘ／Ｌｐとし、前記断面形状の面積をＳとしたとき、所定の関係式を満足するように、上フランジから下フランジまでの高さ寸法Ｈ、前記上フランジおよび前記下フランジの各々の幅寸法Ｗ、ウェブの板厚ｔｗ、および、上フランジ及び下フランジの各々の板厚ｔｆを設定する。【図１】
0006451905.tif 000049
【図２Ａ】
0006451905.tif 000050
【図２Ｂ】
0006451905.tif 000051
【図３】
0006451905.tif 000052
【図４】
0006451905.tif 000053
【図５】
0006451905.tif 000054
【図６】
0006451905.tif 000055
【図７】
0006451905.tif 000056
【図８Ａ】
0006451905.tif 000057
【図８Ｂ】
0006451905.tif 000058
【図９Ａ】
0006451905.tif 000059
【図９Ｂ】
0006451905.tif 000060
【図９Ｃ】
0006451905.tif 000061
【図１０】
0006451905.tif 000062
【図１１Ａ】
0006451905.tif 000063
【図１１Ｂ】
0006451905.tif 000064
【図１１Ｃ】
0006451905.tif 000065
【図１１Ｄ】
0006451905.tif 000066
【図１２Ａ】
0006451905.tif 000067
【図１２Ｂ】
0006451905.tif 000068
【図１３】
0006451905.tif 000069
【図１４】
0006451905.tif 000070