(57)【要約】【課題】鉄骨梁に対する耐火被覆を省略或いは低減した場合においても、合成ばりの火災時における構造安定性を担保することができるとともに、鉄骨量を適正化して合成ばりの軽量化を図ることができる合成ばりの設計方法を提供する。【解決手段】合成ばりを構成する各部材の諸元を設定する第１ステップと、火災時における各部材の温度を解析により求める第２ステップと、当該第２ステップの解析結果を用いて火災時におけるスタッドの剪断耐力を導き出す第３ステップと、当該第３ステップで導き出したスタッドの剪断耐力と火災時における鉄骨耐力との比較により、コンクリートスラブと鉄骨梁との一体性を判定し、当該判定結果に応じて合成ばりの高温時終局曲げ耐力を導き出す第４ステップと、当該第４ステップで導き出した上記高温時終局曲げ耐力を用いて上記合成ばりの火災時における構造安定性を検証する第５ステップとを有する。【選択図】        図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
コンクリートスラブとこれを支持する鉄骨梁とがスタッドで相互に接合された合成ばりの設計方法であって、
上記合成ばりを構成する各部材の諸元を設定する第１ステップと、火災時における各部材の温度を解析により求める第２ステップと、当該第２ステップの解析結果を用いて火災時における上記スタッドの剪断耐力を導き出す第３ステップと、当該第３ステップで導き出した上記スタッドの剪断耐力と火災時における鉄骨耐力との比較により、上記コンクリートスラブと上記鉄骨梁との一体性を判定し、当該判定結果に応じて上記合成ばりの高温時終局曲げ耐力を導き出す第４ステップと、当該第４ステップで導き出した上記高温時終局曲げ耐力を用いて、上記合成ばりが火災時に破壊するか否かを判定する第５ステップとを有し、当該第５ステップにおいて上記合成ばりが火災時に破壊しないと判定されるまで上記第１〜第５ステップを繰り返した後、上記第１ステップにおける設定内容に基づいて各部材の諸元を決定することを特徴とする合成ばりの設計方法。
【請求項２】
上記第３ステップにおいて、火災時におけるコンクリートの圧縮強度をＦｃ’、火災時におけるコンクリートのヤング係数をＥｃ’、スタッド１本当たりの剪断耐力をＢ  ｑ’スタッドの軸部断面積をＢ  ａ、火災時におけるスタッドの剪断強度をＢ  σｙ  ’、スタッド溶接部の温度をＢ  Ｔ、スタッドの剪断強度が低下を開始するときの温度をＳ  Ｔ１  として、
５０００ｋｇｆ／ｃｍ２  ＜（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２  ＜９０００ｋｇｆ／ｃｍ２  
という条件式が満たされ、且つＢ  Ｔ≦Ｓ  Ｔ１  のときには、上記剪断耐力Ｂ  ｑ’を、
Ｂ  ｑ’＝０．５・Ｂ  ａ・（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２  
によって導き出す一方、Ｂ  Ｔ＞Ｓ  Ｔ１  のときには、上記剪断耐力Ｂ  ｑ’を、
Ｂ  ｑ’＝ｍｉｎ（０．５・Ｂ  ａ・（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２    、Ｂ  σｙ  ’・Ｂ  ａ）
によって導き出すようにしたことを特徴とする請求項１に記載の合成ばりの設計方法。
【請求項３】
上記第４ステップにおいて、上記スタッドの剪断耐力が上記鉄骨耐力以上である場合には、α＝１、上記スタッドの剪断耐力が上記鉄骨耐力を下回る場合には、剪断スパンに配されるスタッドの本数をｎｐ  、α＝Ｂ  ｑ’・ｎｐ  ／（Ｓ  ａ・Ｓ  σｙ  ’）として、上記合成ばりの高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を、
Ｍｐ’＝α・Ｓ  ａ・ｓ  σｙ  ’・ｊ
によって導き出すようにしたことを特徴とする請求項２に記載の合成ばりの設計方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、コンクリートスラブとこれを支持する鉄骨梁とがスタッドで相互に接合された合成ばりの設計方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来より、コンクリートスラブと鉄骨梁とがスタッド等で緊結されて両者が一体となって曲げに抵抗できるように構成された梁として、合成ばりが知られている。このような合成ばりを、耐火性が要求される建築物に適用する場合には、鉄骨の表面にロックウール等の耐火被覆を施すのが一般的であるが、上記鉄骨梁として、例えば、６００℃で常温規格値の２／３以上の耐力を有するＦＲ鋼等の耐火鋼を用いる場合には、鋼材自身が耐火性を有することから、上記耐火被覆を省略或いは低減することが可能となっている。
【０００３】
このように鉄骨梁に対する耐火被覆を省略或いは低減する場合においては、建築学会発行の「合成ばりの構造設計指針・同解説」に記載の全塑性モーメントの算定式を用いて、合成ばりの常温時おける終局曲げ耐力Ｍｐを求めることが可能となっている。すなわち、終局曲げ耐力Ｍｐは、図５に示すように、塑性中立軸Ｌがスラブ１０内にある場合、数１の数式を用いて導き出すことができる。
【０００４】
【数１】
Ｍｐ＝Ｓ  ａ・ｓ  σｙ  ・ｊ
【０００５】
数１の数式において、Ｓ  ａ  は鉄骨梁１１の全断面積、Ｓ  σｙ  は鉄骨梁１１の降伏点、ｊは応力中心間距離である。また、数１の数式が成立するには、コンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１の一体性が確保されている必要があり、それには、スタッド１２に作用する剪断耐力が鉄骨耐力を上回る必要がある。このため、上記合成ばりを構成する各部材の諸元を決定する際には、上記条件（スタッド１２の剪断耐力＞鉄骨耐力）を満足するように、スタッド周りのコンクリート支圧強度やスタッド１２の必要設置本数等を設定した後で、数１の数式を用いて、常温時における終局曲げ耐力Ｍｐを導き出すようにしている。
【０００６】
一方、上記合成ばりの高温時（火災時）における終局曲げ耐力Ｍｐ’を求める従来の方法としては、例えば、次の数式を用いた算定方法が知られている。
【０００７】
【数２】
Ｍｐ’＝ｋ・Ｓ  ａ・ｓ  σｙ  （Ｔ）・ｊ
【０００８】
数２の数式において、ｋは安全率、Ｓ  σｙ  （Ｔ）は鉄骨梁１１の高温強度である。この数２の数式を用いた算定方法においては、コンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１との一体性を検討せずに、両者の一体性が保たれた状態にあるときの高温時終局曲げ耐力（Ｓ  ａ・ｓ  σｙ  （Ｔ）・ｊ）に対して、一律に安全率ｋ（０．７５〜１）を乗じることで、上記合成ばりの高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を導き出すようにしている。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
ところが、火災時においては、熱の影響でスタッド１２の剪断耐力や鉄骨耐力がそれぞれ変化することとなるので、コンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１との一体性が保たれる（すなわち、スタッド１２の剪断耐力＞鉄骨耐力となる）という保証はなく、よって数２の数式が成立する保証も無い。このため、数２の数式から高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を導き出すようにした場合には、高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を過大評価してしまう可能性があり、火災時における合成ばりの構造安定性を担保することができないという問題点があった。
【００１０】
また、数２の数式を用いた従来の算定方法では、一律に安全率ｋを乗じることで、高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を導き出すようにしているために、上記とは反対に、コンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１との一体性が保たれた状態にあるときには、安全率ｋで減じた分だけ高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’に余裕が生じて、鉄骨量を必要以上に大きく設定してしまうという問題点があった。
【００１１】
本発明は、かかる事情に鑑みてなされたもので、鉄骨梁に対する耐火被覆を省略或いは低減した場合においても、合成ばりの火災時における構造安定性を担保することができるとともに、鉄骨量を適正化して合成ばりの軽量化を図ることができる合成ばりの設計方法を提供することを目的とする。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載の発明は、コンクリートスラブとこれを支持する鉄骨梁とがスタッドで相互に接合された合成ばりの設計方法であって、上記合成ばりを構成する各部材の諸元を設定する第１ステップと、火災時における各部材の温度を解析により求める第２ステップと、当該第２ステップの解析結果を用いて火災時における上記スタッドの剪断耐力を導き出す第３ステップと、当該第３ステップで導き出した上記スタッドの剪断耐力と火災時における鉄骨耐力との比較により、上記コンクリートスラブと上記鉄骨梁との一体性を判定し、当該判定結果に応じて上記合成ばりの高温時終局曲げ耐力を導き出す第４ステップと、当該第４ステップで導き出した上記高温時終局曲げ耐力を用いて、上記合成ばりが火災時に破壊するか否かを判定する第５ステップとを有し、当該第５ステップにおいて上記合成ばりが火災時に破壊しないと判定されるまで上記第１〜第５ステップを繰り返した後、上記第１ステップにおける設定内容に基づいて各部材の諸元を決定することを特徴とするものである。
【００１３】
請求項２に記載の発明は、請求項１に記載の合成ばりの設計方法における上記第３ステップにおいて、火災時におけるコンクリートの圧縮強度をＦｃ’、火災時におけるコンクリートのヤング係数をＥｃ’、スタッド１本当たりの剪断耐力をＢ  ｑ’スタッドの軸部断面積をＢ  ａ、火災時におけるスタッドの剪断強度をＢ  σｙ  ’、スタッド溶接部の温度をＢ  Ｔ、スタッドの剪断強度が低下を開始するときの温度をＳ  Ｔ１  として、５０００ｋｇｆ／ｃｍ２  ＜（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２  ＜９０００ｋｇｆ／ｃｍ２  という条件式が満たされ、且つＢ  Ｔ≦Ｓ  Ｔ１  のときには、上記剪断耐力Ｂ  ｑ’を、Ｂ  ｑ’＝０．５・Ｂ  ａ・（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２  によって導き出す一方、Ｂ  Ｔ＞Ｓ  Ｔ１  のときには、上記剪断耐力Ｂ  ｑ’を、Ｂ  ｑ’＝ｍｉｎ（０．５・Ｂ  ａ・（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２    、Ｂ  σｙ  ’・Ｂ  ａ）によって導き出すようにしたことを特徴とするものである。
【００１４】
請求項３に記載の発明は、請求項２に記載の合成ばりの設計方法における上記第４ステップにおいて、上記スタッドの剪断耐力が上記鉄骨耐力以上である場合には、α＝１、上記スタッドの剪断耐力が上記鉄骨耐力を下回る場合には、剪断スパンに配されるスタッド本数をｎｐ  、α＝Ｂ  ｑ’・ｎｐ  ／（Ｓ  ａ・Ｓ  σｙ  ’）として、上記合成ばりの高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を、Ｍｐ’＝α・Ｓ  ａ・ｓ  σｙ  ’・ｊによって導き出すようにしたことを特徴とするものである。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、図面に基づいて、本発明の合成ばりの設計方法の一実施形態について説明する。この設計方法の適用対象となる合成ばりは、図２および図３に示すように、コンクリートスラブ１０とこれを支持する鉄骨梁１１とが複数のスタッド１２で相互に接合された合成ばりである。この図２および図３に示す合成ばりにおいては、デッキプレート１３の溝方向が鉄骨梁１１と直交する状態で、デッキプレート１３の端部が鉄骨梁１１の上フランジ１１ａの縁に載置されるとともに、その間の上フランジ１１ａに、軸線方向に沿って所定間隔毎にスタッド１２が溶接された状態となっている。上記スタッド１２には、ＪＩＳ−Ｂ１１９８の頭付きスタッドが用いられている。
【００１６】
図１のフローチャートに沿って、当該設計方法を説明すると、先ず、第１ステップ（Ｓ１）において、上記合成ばりを構成する各部材（コンクリートスラブ１０、鉄骨梁１１、スタッド１２）の諸元を設定する。具体的には、コンクリートスラブ１０の鉄筋量・厚さ・設計基準強度、鉄骨梁１１に用いる鋼材の種類・断面寸法、スタッド１２の径・長さ・数量等を設定する。この際に、塑性中立軸Ｌがコンクリートスラブ１０内にある条件（０．８５Ｆｃ・ｃａ＞Ｓ  σｙ  ・Ｓ  ａ）を常温時において満足することを確認しておく。なお、Ｆｃはコンクリートスラブ１０の圧縮強度、ｃ  ａはコンクリートスラブ１０の断面積、Ｓ  ａは鉄骨梁１１の断面積、Ｓ  σｙ  は鉄骨梁１１の降伏点であり、上記断面積ｃ  ａには、デッキプレート１３の溝中のコンクリート分が除かれている。
【００１７】
次いで、第２ステップ（Ｓ２）では、火災時における各部材の温度を解析により求める。ここでは、先ず、火災室に関する各種設定（例えば、火災室の用途、開口の状況、可燃物量、区画の形状等の設定）を行い、次いで、予め設定された火災モデル（例えば、告示１４３３号、川越モデル、２層ゾーンモデル、１層ゾーンモデルなど）を用いて、火災継続時間や火災温度等など、火災性状を解析した後、差分法や有限要素法等によって、火災時における部材温度（例えば、鉄骨梁１１の温度Ｓ  Ｔ、スタッド周辺のコンクリート温度Ｃ  Ｔ、スタッド溶接部１２ａの温度Ｂ  Ｔなど）を予測する。
【００１８】
次いで、第３ステップ（Ｓ３）では、上記第２ステップの解析結果を用いて、高温時（火災時）におけるスタッド１２の剪断耐力を実験または計算により求める。計算の場合には、コンクリートスラブ１０とスタッド１２の高温化に伴う強度低下を考慮して、数３の数式を用いてスタッド１本当たりの剪断耐力Ｂ  ｑ’を求める。但し、数３の数式が成立するには、数４の条件式を満足する必要がある。
【００１９】
【数３】
（１）Ｂ  Ｔ≦Ｓ  Ｔ１  のとき
Ｂ  ｑ’＝０．５・Ｂ  ａ・（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２  
（２）Ｂ  Ｔ＞Ｓ  Ｔ１  のとき
Ｂ  ｑ’＝ｍｉｎ（０．５・Ｂ  ａ・（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２    、Ｂ  σｙ  ’・Ｂ  ａ）
【数４】
５０００ｋｇｆ／ｃｍ２  ＜（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２  ＜９０００ｋｇｆ／ｃｍ２  
【００２０】
ここで、Ｂ  ａはスタッド１２の軸部断面積、Ｆｃ’は高温時におけるコンクリートの圧縮強度、Ｅｃ’は高温時におけるコンクリートのヤング係数、Ｂ  σｙ  ’は高温時におけるスタッド１２の剪断強度、Ｂ  Ｔはスタッド溶接部１２ａの温度、Ｓ  Ｔ１  はスタッド１２の剪断強度が低下を開始するときの温度である。上記算定方法では、Ｂ  Ｔ≦Ｓ  Ｔ１  のときに数３の（１）式、Ｂ  Ｔ＞Ｓ  Ｔ１  のときに数３の（２）式を用いて、高温時におけるスタッド１本当たりの剪断耐力Ｂ  ｑ’を求めるようにしている。
【００２１】
すなわち、スタッド１２の剪断強度が低下を開始する温度Ｓ  Ｔ１  （約３５０℃）までは、常温時と同様に、溶接部１２ａでの破断は生じないと考えられるため、コンクリートの支圧強度がスタッド１２の剪断強度となる。本実施形態のスタッド１２の機械的性質・化学成分はＳＳ４００と同等であることから、高温時の強度もＳＳ４００と同等といえ、高温時において溶接部１２ａの強度は母材の強度を下回らないと考えられる。このため、スタッド１２の溶接部１２ａの温度が常温時のＳＳ４００材と同等の強度を有する温度Ｓ  Ｔ１  以下であれば、溶接部１２ａに破壊が生じることはなく、よってコンクリートの支圧強度がスタッド１２の剪断強度となる。
一方、スタッド溶接部１２ａの温度がＳ  Ｔ１  を超える場合には、溶接部１２ａにおけるスタッド１２の剪断強度とコンクリートの支圧強度の内、何れか低い方がスタッド１２の剪断強度となる。
【００２２】
なお、数３の数式に含まれるＦｃ’・Ｅｃ’、Ｂ  σｙ  ’は、図４に示すように、温度に依存することが知られている。スタッド周辺のコンクリートは、図２および図３に示すように、スタッド１２のヒートブリッジ効果により、比較的暖まり易いので、このコンクリートの温度上昇を考慮して、数４の条件式の成立の可否を検討する必要がある。例えば、上記ヒートブリッジ効果を考慮して解析した結果、スタッド周辺のコンクリート温度Ｃ  Ｔが２２０℃となる場合、当該温度におけるコンクリートの圧縮強度Ｆｃ’とヤング係数Ｅｃ’は、ＲＩＬＥＭ（国際材料構造試験研究機関連合）の報告書（ＣＥＢ  Ｂｕｌｌｅｔｉｎ  Ｄ’Ｉｎｆｏｒｍａｔｉｏｎ  Ｎｏ．２０８（ＲＩＬＥＭ−Ｃｏｍｍｉｔｔｅｅ  ４４  ＰＨＴ））の数値を用いれば、常温時におけるコンクリートの圧縮強度をＦｃ、ヤング係数をＥｃとして、Ｆｃ’＝０．９５Ｆｃ、Ｅｃ’＝０．７５Ｅｃで表される。この際に、例えば、Ｆｃ＝２４０ｋｇｆ／ｃｍ２  、Ｅｃ＝２１００００ｋｇｆ／ｃｍ２  である場合には、数４の条件式中の（Ｆｃ’・Ｅｃ’）１／２  が５９９２ｋｇｆ／ｃｍ２  となって、数４の条件式が成立することとなる。
【００２３】
上記のように、数４の条件式を満たす場合には、数３の数式を用いてスタッド１２の上記剪断耐力Ｂ  ｑ’を求めた後、次の第４ステップに移行する。一方、数４の条件式を満たさない場合には、第１ステップに戻ってコンクリートスラブ１０の圧縮強度Ｆｃの設定を大きくしたり、或いは第２ステップに戻って、部材温度が低くなるように耐火被覆をしたり、火災室に関する設定を変更したりするなどして、数４の条件式を満足するまで、第１ステップおよび第２ステップを繰り返す。
【００２４】
第４ステップ（Ｓ４）では、上記第３ステップで導き出したスタッド１２の剪断耐力と鉄骨耐力との比較により、コンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１との一体性を判定し、当該判定結果に応じて合成ばりの高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を導き出す。この第４ステップでは、先ず、数５の条件式を満足するか否かに基づいて、コンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１との一体性を判定する。
【００２５】
【数５】
Ｂ  ｑ’・ｎｐ  ＞Ｓ  ａ・Ｓ  σｙ  ’
【００２６】
上記条件式において、ｎｐ  は剪断スパンに配されるスタッド１２の本数、Ｓ  σｙ  ’は高温時における鉄骨梁１１の降伏点である。ここで、スタッド１２の剪断耐力Ｂ  ｑ’・ｎｐ  が鉄骨耐力Ｓ  ａ・Ｓ  σｙ  ’を上回って、数５の条件式が満たされる場合には、高温時において、鉄骨梁１１が降伏するまでコンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１との一体性が保たれると判断できる。一方、スタッド１２の剪断耐力Ｂ  ｑ’・ｎｐ  が鉄骨耐力Ｓ  ａ・Ｓ  σｙ  ’を下回って、数５の条件式が満たされない場合には、高温時において、鉄骨梁１１が降伏する前段階でスタッド１２に剪断破壊が生じると判断できる。
【００２７】
したがって、数５の条件式が満たされる場合には、鉄骨梁１１の高温強度をフルに利用できると考えられるので、α＝１、数５の条件式が満たされない場合には、高温時において両部材１０、１１の一体性が損なわれると考えられるので、α＝Ｂ  ｑ’・ｎｐ  ／（Ｓ  ａ・Ｓ  σｙ  ’）として、数６の数式から合成ばりの高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を導き出す。
【００２８】
【数６】
Ｍｐ’＝α・Ｓ  ａ・ｓ  σｙ  ’・ｊ
【００２９】
数６の数式において、ｊは応力中心間距離である。この数６の数式によれば、数５の条件式に基づいて高温時に両部材１０、１１の一体性が保たれると判定される場合に、建築学会発行の「合成ばりの構造設計指針・同解説」に記載の全塑性モーメントの算定式に従って、高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を導き出すことができ、一方、高温時に両部材１０、１１の一体性が損なわれると判定される場合には、両部材１０、１１の一体性の程度α（０＜α＜１）に応じて、高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を導き出すことができる。
【００３０】
なお、塑性中立軸Ｌがコンクリートスラブ１０内にある条件（０．８５Ｆｃ’・ｃ  ａ  ＞Ｓ  σｙ  ’・Ｓ  ａ）は、常温時において成立すれば、火災時においても成立することとなるので、このステップではその確認を省略することが可能である。つまり、鉄骨は、熱伝導率が大きくかつ無被覆であるために、火災時には、コンクリートよりも温度が高くなって必然的に強度低下も大きくなる。よって、常温時における条件（０．８５Ｆｃ・ｃ  ａ＞Ｓ  σｙ  ・Ｓ  ａ）が成立するならば、上記条件（０．８５Ｆｃ’・ｃ  ａ  ＞Ｓ  σｙ  ’・Ｓ  ａ）が成立するのは明らかである。すなわち、火災の進行に伴う温度上昇とともに塑性中立軸Ｌの位置は、コンクリートスラブ１０の上縁に向かって徐々に移動し、それに応じて応力中心間距離ｊも長くなる。
【００３１】
次いで、第５ステップ（Ｓ５）では、架構の端部支持条件を考慮し、上記第４ステップで導き出した高温時終局曲げ耐力Ｍｐ’を用いて合成ばりの火災時における構造安定性を検証する。ここで、例えば、合成ばりが火災時に破壊しないと判定される場合には、第１ステップにおける設定内容に基づいて各部材の諸元を決定し、当該ステップを以て耐火設計に係る処理を終了する。一方、合成ばりが火災時に破壊すると判定される場合には、第１ステップに戻って、鉄骨梁１１の断面寸法や鉄骨梁１１の強度設定を大きくしたり、或いは第２ステップに戻って、部材温度が低くなるように火災室に関する設定を変更したり、また、α＜１のときには、スタッド１２の軸部断面積Ｂ  ａや本数ｎｐ  を増加させたりするなどして、当該第５ステップにおいて合成ばりが火災時に破壊しないと判定されるまで第１〜第５ステップを繰り返す。
【００３２】
以上のように、上記合成ばりの設計方法によれば、第１ステップにおいて、合成ばりを構成する各部材の諸元を設定し、第２ステップにおいて、火災時における各部材の温度を解析し、第３ステップにおいて、上記第２ステップの解析結果を用いて火災時におけるスタッド１２の剪断耐力を導き出し、第４ステップにおいて、上記第３ステップで導き出したスタッド１２の剪断耐力と火災時における鉄骨耐力との比較により、コンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１との一体性を判定し、当該判定結果に応じて合成ばりの高温時終局曲げ耐力を導き出し、第５ステップにおいて、上記第４ステップで導き出した高温時終局曲げ耐力を用いて合成ばりの火災時における構造安定性を検証することとし、当該第５ステップにおいて、合成ばりが火災時に破壊しないと判定されるまで上記第１〜第５ステップを繰り返した後、上記第１ステップにおける設定内容に基づいて各部材の諸元を決定するようにしたので、火災時におけるコンクリートスラブ１０と鉄骨梁１１との一体性を考慮して、合成ばりの諸元を最適設計することが可能になる。したがって、鉄骨梁１１に対する耐火被覆を省略或いは低減した場合においても、合成ばりの火災時における構造安定性を担保することができるとともに、鉄骨量を適正化して合成ばりの軽量化を図ることができる。
【００３３】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明に係る合成ばりの設計方法によれば、火災時におけるコンクリートスラブと鉄骨梁との一体性を検証した上で、合成ばりの高温時終局曲げ耐力を導き出すようにしたので、高温時終局曲げ耐力の信頼性を向上させることが可能となり、その結果、合成ばりの諸元を最適設計することが可能となる。したがって、鉄骨梁に対する耐火被覆を省略或いは低減した場合においても、従来のように高温時終局曲げ耐力を過大評価する虞がなく、よって合成ばりの火災時における構造安定性を担保することができるとともに、鉄骨量を適正化して合成ばりの軽量化を図ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る合成ばりの設計方法の一実施形態を説明するためのフローチャートである。
【図２】図１の設計方法の適用対象となる合成ばりの概略構成を示す縦断面図である。
【図３】図２の合成ばりを示す正面図である。
【図４】図２の合成ばりを構成する各部材の温度特性を示すグラフで、（ａ）はコンクリートの圧縮強度Ｆｃ’、（ｂ）はコンクリートのヤング係数Ｅｃ’、（ｃ）はスタッドの剪断強度Ｂ  σｙ  ’、（ｄ）は鉄骨梁の降伏点Ｓ  σｙ  ’をそれぞれ示している。
【図５】従来の合成ばりの設計方法を説明するための模式図である。
【符号の説明】
１０    コンクリートスラブ
１１    鉄骨梁
１２    スタッド
【図１】
2004278080.tif 000003
【図２】
2004278080.tif 000004
【図３】
2004278080.tif 000005
【図４】
2004278080.tif 000006
【図５】
2004278080.tif 000007