(57)【要約】      （修正有）【課題】実務設計上、ＣＦＨ梁の剛性・耐力の評価に必要となる、実験結果に基づく簡便なＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法を提供する。【解決手段】ＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法において、充填コンクリートの平均せん断応力τｃとＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓとの関係をトリリニアモデルに縮約し、多数の試験体の曲げせん断実験から得た実験値の主なものを使って、前記１次勾配、２次勾配、３次勾配及び限界歪の評価値を定め、かつ第１折れ点と第２折れ点とのＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓに対応する充填コンクリートの平均せん断応力τｃを充填コンクリートの材料圧縮強度σＢにて除して第１折れ点と第２折れ点との評価値を定め、前記せん断パラメーターと評価値を用いてＣＦＨ梁の剛性・耐力を評価する。【選択図】図２２
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
ＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法において、充填コンクリートの平均せん断応力τｃとＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓとの関係をトリリニアモデルに縮約し、Ｈ形鋼の内面に溶接された全スタッドの合計せん断耐力をＣＦＨ梁のせん断スパンにおけるＨ形鋼のフランジ内面の面積の２倍で除した値を第１せん断パラメーターｆｑとし、Ｈ形鋼の引張側のフランジ内面に溶接されたスタッドの合計せん断耐力をＣＦＨ梁のせん断スパンにおける引張側のフランジ内面の面積で除した値を第２せん断パラメーターＦｆｑとし、第１せん断パラメーターｆｑ値の０及び０〜４の範囲内の複数の値とトリリニアモデルの１次勾配、２次勾配及び第２折れ点の評価値とを対応させ、かつ第２せん断パラメーターＦｆｑ値の０及び０〜４の範囲内の複数の値とトリリニアモデルの第１折れ点、３次勾配及び限界歪の評価値とを対応させ、多数の試験体の曲げせん断実験から得た実験値の主なものを使って、前記１次勾配、２次勾配、３次勾配及び限界歪の評価値を定め、かつ第１折れ点と第２折れ点とのＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓに対応する充填コンクリートの平均せん断応力τｃを充填コンクリートの材料圧縮強度σＢにて除して第１折れ点及び第２折れ点の評価値を定め、前記せん断パラメーターと評価値を用いてＣＦＨ梁の剛性・耐力を評価することを特徴とするＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法。
【請求項２】
ＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法において、充填コンクリートの平均せん断応力τｃとＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓとの関係をトリリニアモデルに縮約し、Ｈ形鋼の内面に溶接された全スタッドの合計せん断耐力をＣＦＨ梁のせん断スパンにおけるＨ形鋼のフランジ内面の面積の２倍で除した値を第１せん断パラメーターｆｑとし、Ｈ形鋼の引張側のフランジ内面に溶接されたスタッドの合計せん断耐力をＣＦＨ梁のせん断スパンにおける引張側のフランジ内面の面積で除した値を第２せん断パラメーターＦｆｑとし、表１に示すように、第１せん断パラメーターｆｑ値とトリリニアモデルの１次勾配、２次勾配及び第２折れ点の評価値とを対応させ、かつ第２せん断パラメーターＦｆｑ値とトリリニアモデルの第１折れ点、３次勾配及び限界歪の評価値とを対応させ、多数の試験体の曲げせん断実験から得た実験値の主なものを使って、前記１次勾配、２次勾配、３次勾配及び限界歪の評価値を定め、かつ第１折れ点と第２折れ点とのＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓに対応する充填コンクリートの平均せん断応力τｃを充填コンクリートの材料圧縮強度σＢにて除して第１折れ点及び第２折れ点の評価値を定め、前記せん断パラメーターと評価値を用いてＣＦＨ梁の剛性・耐力を評価することを特徴とするＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法。
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【請求項３】
ＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法において、充填コンクリートの平均せん断応力τｃとＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓとの関係をトリリニアモデルに縮約し、Ｈ形鋼の内面に溶接された全スタッドの合計せん断耐力をＣＦＨ梁のせん断スパンにおけるＨ形鋼のフランジ内面の面積の２倍で除した値を第１せん断パラメーターｆｑとし、Ｈ形鋼の引張側のフランジ内面に溶接されたスタッドの合計せん断耐力をＣＦＨ梁のせん断スパンにおける引張側のフランジ内面の面積で除した値を第２せん断パラメーターＦｆｑとし、表２に示すように、第１せん断パラメーターｆｑ値とトリリニアモデルの１次勾配、２次勾配及び第２折れ点の評価値とを対応させ、かつ第２せん断パラメーターＦｆｑ値とトリリニアモデルの第１折れ点、３次勾配及び限界歪の評価値とを対応させ、多数の試験体の曲げせん断実験から得た実験値の主なものの平均値を使って、前記１次勾配、２次勾配、３次勾配及び限界歪の評価値を定め、第１折れ点と第２折れ点とのＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓに対応する充填コンクリートの平均せん断応力τｃを充填コンクリートの材料圧縮強度σＢにて除して第１折れ点及び第２折れ点の評価値を定め、かつ１次勾配、２次勾配及び第２折れ点の評価値に低減係数βを乗じ、前記せん断パラメーターと低減係数βを乗じた評価値及び又はその他の評価値を用いてＣＦＨ梁の剛性・耐力を評価することを特徴とするＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法、ただし、低減係数β＝１．２５ｄ／ａ＋０．２５、ａはＣＦＨ梁のせん断スパン、ｄはＨ形鋼のウェブの内法高さである。
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【請求項４】
Ｈ形鋼のウェブの内法高さｄとＣＦＨ梁のせん断スパンａとの比ｄ／ａが０．２１９≦ｄ／ａ≦０．６００であることを特徴とする請求項３記載のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法。
【請求項５】
Ｈ形鋼のフランジ及びウェブの材料降伏応力度ｗσｙが、２８３≦ｆσｙ≦３８６（Ｎ／ｍｍ２）であり、充填コンクリートの材料圧縮強度σＢが、１４．７≦σＢ≦３５．２（Ｎ／ｍｍ２）であることを特徴とする請求項３又は４記載のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法。
【請求項６】
ＣＦＨ梁のＨ形鋼のフランジの厚さｔｆとＨ形鋼のフランジの内面幅ｂとの比ｔｆ／ｂが、０．０５００≦ｔｆ／ｂ≦０．０６２９であり、ＣＦＨ梁のＨ形鋼のウェブの厚さｔｗとＨ形鋼のウェブの内法高さｄとの比ｔｗ／ｄが、０．０２１３≦ｔｗ／ｄ≦０．０３７０であることを特徴とする請求項３〜５のいずれか一つの項記載のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、コンクリート充填Ｈ形鋼（この明細書では「コンクリート充填Ｈ形鋼」を「ＣＦＨ」という）梁の剛性・耐力評価方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来のＨ形鋼のフランジとウェブで囲まれる凹側面にコンクリートが充填された合成大梁（この明細書ではＣＦＨ梁という）においては、充填コンクリートの重量が梁の重量増となるために、建物の総鋼材量が増える。しかし、ヨーロッパでは充填コンクリートを鉄筋で補強したＣＦＨ梁が開発され、実施されている。あばら筋や帯筋をウェブに溶接したり、スタッドをウェブに設けたりしている。ＣＦＨ梁のメリットは小梁が不要なこと、高剛性で環境振動上有利なこと、耐火被覆が不要なこと等が挙げられる。
この出願の発明で問題にするＣＦＨ梁は、フランジとウェブで囲まれる凹側面に、主にウェブ又はフランジにスタッドが取付けられた無筋（コンクリートの脱落を防止するメッシュ筋はある場合があるが、あばら筋、帯筋等がない）コンクリートを充填したものである。
充填コンクリートの剥離をボルト接合により防いだＣＦＨ部材において、鈴木敏郎等は横座屈に対する補剛効果を確認し［日本建築学会関東支部研究報告集ｐｐ．７７−８０、昭和５９年参照］、その効果を定量的に把握［日本建築学会大会学術講演梗概集（以下梗概集という）（東海）ｐｐ．７１７−７１８、昭和６０年参照］している。
【０００３】
小林康彦等は、充填コンクリートの部分を鉄筋コンクリート（ＲＣという）とし、上下フランジ内面に横補強筋を隅肉溶接する手法を採用したＣＦＨ部材についての一連の実験を実施し、次の（１）〜（６）の知見を得ている。
（１）梁の曲げせん断性状に関しては、初期剛性実験値・終局耐力実験値は平面保持仮定により比較的良好に評価される［梗概集（北海道）ｐｐ．１４３５−１４３６、昭和６１年、梗概集（近畿）ｐｐ．１２０９−１２１０、昭和６２年参照］。
（２）柱の軸圧縮性状に関しては、通常の鉄骨鉄筋コンクリート（ＳＲＣという）部材に適用されている材料強度の設計上の低減は必要でない［梗概集（近畿）ｐｐ．１２１１−１２１２、昭和６２年参照］。
（３）柱の曲げせん断性状に関しては、横補強筋が多く軸力が小さいほど最大耐力後の耐力低下が緩やかである［梗概集（近畿）ｐｐ．１２１３−１２１４、昭和６２年参照］。
（４）終局曲げ耐力に関しては、平面保持仮定により推定可能［同梗概集（近畿）ｐｐ．１２１５−１２１６、昭和６２年参照］である。
（５）せん断破壊に関しては、ＲＣ部分のアーチ機構と鉄骨ウェブのせん断降伏耐力との累加にて、せん断破壊耐力を±２０％の誤差にて推定可能である。
（６）実験では、せん断スパン比が１の５体が全てせん断破壊、せん断スパン比が１．５，２．０及び２．５の１０体が全て曲げ破壊となり、破壊モードの推定結果と実験結果とは完全に一致している［梗概集（近畿）ｐｐ．１２１３−１２１６昭和６２年参照］。
【０００４】
一方、斉藤忠幸等は、横補強筋の形状を「コの字形フープ」としてフランジ内面に溶接し、梁端ヒンジ領域のみをＣＦＨとした鉄骨梁部材においても、初期剛性が純鉄骨の３割程度増大し、耐力が５〜１０％上昇したことを報告［梗概集（北陸）ｐｐ．１７４５−１７４６、１９９２．８参照］している。
渡邊振一郎等は、横補強筋無しで鋼板スチフナを軸方向に等ピッチ（梁成と同じ寸法）に設けた形式に対して、断面の曲げモーメントＭと曲率φとの関係に平面保持仮定に基づく計算値が良好に対応することを示した［梗概集（東海）ｐｐ．１７２７−１７２８、１９９４．９参照］。
鈴木敏郎等は、無筋のＣＦＨ部材を対象とし、初期剛性に対して鋼とコンクリートの一体化が認められるという実験結果［梗概集（関東）ｐｐ．１８９３−１８９４、１９９３．９参照］を示し、塑性変形能力、並びに製作施工性に関してＳＲＣ構造やコンクリート充填鋼管（ＣＦＴという）構造よりも優れた構造形式であると位置付け、その検証実験［梗概集（北海道）ｐｐ．７０３−７０６、１９９５．８参照］を行っている。
さらに、Ｈ形鋼の幅厚比パラメータをαとして、
α＝√（（ｔｆ／ｂ）・（ｔｗ／ｄ））＝０．０４〜０．０６の範囲にて、大変形時に向上するＨ形鋼の塑性変形能力推定式を提案［日本建築学会構造系論文集第４８４号ｐｐ．１４１−１４８、１９９６．６、前記構造系論文集第４９０号ｐｐ．２０７−２１４、１９９６．１２参照］している。
また、取付の簡便なプレキャストコンクリート（ＰＣａという）ブロックをボルト接合した場合もＨ形鋼の変形能力は向上し、塑性ヒンジの発生する梁端のみにＰＣａブロックを設置しても、全長に充填したＣＦＨ部材と同等の変形能力を有することが確認［梗概集（近畿）ｐｐ．３３５−３３８、１９９６．９参照］されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
本発明において主に対象とするＣＦＨ梁の形式は、無筋（ただし、スタッド及び脱落防止用メッシュ筋がある）の形式のものであり、せん断スパン比が実務設計上多く用いられるせん断破壊が生じないことを期待できる範囲のものである。例えば、幅厚比パラメーターαはα≒０．０５〜０．０６、せん断スパン比ａはａ＝１．５〜４．３のＣＦＨ梁である。
上記の形式のＣＦＨ梁に対し、断面のＭ−φ関係を計算する方法とスタッド設置量との関わり、及び断面のＭ−φ関係から部材のＭ−θ関係（部材角）関係へ移行するためのＭ−φ関係の縮約方法が上述した既住の研究においては未だ明確ではない。
さらに、上述の既住の研究においては、ＣＦＨ梁のせん断変形量の計算方法、換言すれば、充填コンクリートのせん断力の負担割合の評価方法も示されていない。
この出願の発明の解決しようとする課題は、実務設計上、ＣＦＨ梁の剛性・耐力の評価に必要となる、実験結果に基づく簡便なＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法を提供することにする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
この発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法は、ＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法において、充填コンクリートの平均せん断応力τｃとＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓとの関係をトリリニアモデルに縮約し、Ｈ形鋼の内面に溶接された全スタッドの合計せん断耐力をＣＦＨ梁のせん断スパンにおけるＨ形鋼のフランジ内面の面積の２倍で除した値を第１せん断パラメーターｆｑとし、Ｈ形鋼の引張側のフランジ内面に溶接されたスタッドの合計せん断耐力をＣＦＨ梁のせん断スパンにおける引張側のフランジ内面の面積で除した値を第２せん断パラメーターＦｆｑとし、第１せん断パラメーターｆｑ値の０及び０〜４の範囲内の複数の値とトリリニアモデルの１次勾配、２次勾配及び第２折れ点の評価値とを対応させ、かつ第２せん断パラメーターＦｆｑ値の０及び０〜４の範囲内の複数の値とトリリニアモデルの第１折れ点、３次勾配及び限界歪の評価値とを対応させ、多数の試験体の曲げせん断実験から得た実験値の主なものを使って、前記１次勾配、２次勾配、３次勾配及び限界歪の評価値を定め、かつ第１折れ点と第２折れ点とのＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓに対応する充填コンクリートの平均せん断応力τｃを充填コンクリートの材料圧縮強度σＢにて除して第１折れ点及び第２折れ点の評価値を定め、前記せん断パラメーターと評価値を用いてＣＦＨ梁の剛性・耐力を評価することを特徴とするものである。
【０００７】
この明細書においては、ａはＣＦＨ梁のせん断スパン、γｓはＨ形鋼ウェブのせん断歪、τｃはγｓに応じて負担できる充填コンクリートの平均せん断応力、τｃ１は第１折れ点のγｓに応じた充填コンクリートの平均せん断応力、τｃ２は第２折れ点のγｓに応じた充填コンクリートの平均せん断応力、σＢは充填コンクリートの材料圧縮強度、Ｇｃは、充填コンクリートの材料せん断弾性係数、Ｇ１は充填コンクリートの第１折れ点までのγｓに対する第１せん断剛性、Ｇ２は充填コンクリートの第１折れ点と第２折れ点との間のγｓに対する第２せん断剛性、Ｇ３は充填コンクリートの第２折れ点以降のγｓに対する第３せん断剛性、ｄはＨ形鋼のウェブの内法高さ、ｔｗはＨ形鋼のウェブの厚さ、ｗσｙはＨ形鋼のウェブの材料降伏応力度、ｆｑは第１せん断パラメーター、Ｆｆｑは第２せん断パラメーター、βは低減係数、ｂはＨ形鋼のフランジの内面幅、ｔｆはＨ形鋼のフランジの厚さ、ｆσｙはＨ形鋼のフランジの材料降伏応力度、Ｑｓｃはａ範囲内のＨ形鋼の圧縮側フランジ内面のせん断耐力、Ｑｓｔはａ範囲内のＨ形鋼の引張側フランジ内面のせん断耐力、Ｑｓｗはａ範囲内のＨ形鋼のウェブに溶接されたスタッドのせん断耐力、σは材料の応力、εは歪、Ｍは曲げモーメント、φは曲率を意味するものとする。トリリニアモデル（トリリニアカーブ）は、図１４に模式的に示されてあり、そのＧ１は初期勾配、Ｇ２は２次勾配、Ｇ３は３次勾配である。
【０００８】
この発明の剛性・耐力評価方法の好適な形態では、表１に示すように、多数の試験体から得た実験値の主なもの（例えば、主なものの平均値）を使って、トリリニアモデルの１次勾配、２次勾配、３次勾配及び限界歪の評価値を定め、かつ第１折れ点と第２折れ点とのＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓに対応する充填コンクリートの平均せん断応力τｃを充填コンクリートの材料圧縮強度σＢにて除して第１折れ点及び第２折れ点の評価値を定める。
また、この発明の剛性・耐力評価方法の好適な形態では、表２に示すように、１次勾配、２次勾配及び第２折れ点の評価値に低減係数βを乗じる。ただし、低減係数βは、β＝１．２５ｄ／ａ＋０．２５の式で定められる。
【０００９】
この発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法の好適な適用範囲は、例えば、次の通りである。
（Ａ）Ｈ形鋼のウェブの内法高さｄとＣＦＨ梁のせん断スパンａとの比ｄ／ａは、０．２１９≦ｄ／ａ≦０．６００である。
（Ｂ）Ｈ形鋼のフランジ及びウェブの材料降伏応力度ｗσｙは、２８３≦ｆσｙ≦３８６（Ｎ／ｍｍ２）であり、充填コンクリートの材料圧縮強度σＢは、１４．７≦σＢ≦３５．２（Ｎ／ｍｍ２）である。
（Ｃ）ＣＦＨ梁のＨ形鋼のフランジの厚さｔｆとＨ形鋼のフランジの内面幅ｂとの比ｔｆ／ｂは、０．０５００≦ｔｆ／ｂ≦０．０６２９であり、ＣＦＨ梁のＨ形鋼のウェブの厚さｔｗとＨ形鋼のウェブの内法高さｄとの比ｔｗ／ｄが、０．０２１３≦ｔｗ／ｄ≦０．０３７０である。
【００１０】
【評価モデルについての予備的検証】
ＣＦＨ梁の断面の構成要素は、Ｈ形鋼１１、充填コンクリート１２、スラブのコンクリート、スラブの鉄筋であり、各材料のσ−ε関係にバイリニア（ｂｉ−ｌｉｎｅａｒ）を仮定し、梁断面の平面保持を仮定して、ｘｎ（中立軸位置）、φ、及びＭを計算する。
図１及び図２に示されているように、
Ｍ＝∬σ（ε）ｘｄｘｄｙ          ε＝φ（ｘ−ｘｎ）
検討断面における充填コンクリートの存在圧縮応力Ｃは、図３に示されているように、部材軸方向のせん断スパンａの範囲内にてＨ形鋼１１に伝達される。
図３における存在圧縮応力Ｃの拡散範囲４５°は、仮説値であり、一般に認められている３０°〜６０°の中位の値を採用した。
存在圧縮応力Ｃの伝達は、図３にて定義した「スタッド有効範囲」内にあるスタッドのみにより担われ、存在圧縮応力Ｃにはスタッドのせん断耐力合計値Σｑｓを超えられない条件を課す。すなわち、
Ｃ≦Σｑｓ                                      ・・・（１）
存在圧縮応力Ｃがせん断耐力合計値Σｑｓを超える場合には、条件が満たされるまで図１のように計算上の充填コンクリート断面の幅を低減するものとする。ところで、各種合成構造指針［日本建築学会；各種合成構造設計指針同解説第８刷ｐｐ．８８−８９、１９９９．７参照］には、不完全合成梁の断面２次モーメントｅＩの評価方法が次の式（２）のように示されている。
ｅＩ＝ｓＩ＋（ｃＩ−ｓＩ）√（ｎｐ／ｎｆ）      ・・・（２）
（２）式で、ｓＩは鉄骨梁の断面２次モーメント、ｃＩは完全合成梁の断面２次モーメント、ｎｐは存在スタット数、ｎｆは完全合成梁を成立させるために必要なスタット数となっている。
式（２）は、断面の平面非保持状態を便宜的に評価すると考えられるが、ｎｐに関わるスタッドのせん断耐力の合計値が存在圧縮応力Ｃを上回っているか否か、の点には関与を避けている。超える場合、論理的に整合性がとれないという問題の説明に苦慮することから、本検証の評価方法が示される。得られた断面のＭ−φ関係計算値をマルチリニア（ｍｕｌｔｉ−ｌｉｎｅａｒ）モデルに縮約し、ＣＦＨ部材の材端曲げモーメント−曲げ変形関係は求められる。
【００１１】
ＣＦＨ梁のせん断歪は、Ｈ形鋼ウェブのせん断歪γｓと等しい。コンクリート
断面が負担しているせん断力は、スラブ跳ね出し部分が除かれ、
【００１０】で述べた低減された充填コンクリート断面の平均せん断応力τｃにて評価できる。
平均せん断応力τｃの評価に関しては、コンクリートのひび割れ後のせん断剛性とスタッドのずれ変形の評価が複雑であり、今後の検討課題として残る。
また、スタッドをフランジ内面に設けず、ウェブのみに設けた場合の対応も求められていることから、本発明においては、平均せん断応力τｃの評価に実験結果を用いる。
得られた平均せん断応力τｃ−せん断歪γｓ関係の実験値を、簡便に実務計算できるようにマルチリニアモデルに縮約し、ＣＦＨ梁のせん断力−せん断歪関係は求められる。
【００１２】
そのため、ＣＦＨ梁の曲げせん断実験を行った。
実験体として５体、すなわち、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５の試験体を用いて実験した。実験体の主なパラメーターは、充填コンクリートの有無及びスラブレベルである。
図４に示すＮｏ．１の実験体は、比較検討用の実験体であって、充填コンクリートの付いていないＨ形鋼梁１１［（Ｈ−３５０×１７５×７×１１）（ＳＭ４９０Ａ）］の上側のフランジ１１ａの上側にスタッドＳｄ３（φ１０．７×Ｈ３０，Ｐ１００×Ｇ９５）を植設し、スタッドＳｄ３を介してＨ形鋼梁１１とスラブ１３と一体化したものである。スラブ１３の鉄筋は、縦横が直径６ｍｍ（ＳＤ２９５）で、かぶりが１５ｍｍであり、スラブ１３の厚さｔは４５ｍｍで、幅Ｗは７５０ｍｍである。
図５に示すＮｏ．２の実験体は、負曲げ載荷用でスラブが設けられていない試験体であり、Ｈ形鋼梁１１のウェブ１１ｃの両側にスタッドＳｄ１（φ８．９×Ｈ５０，Ｐ２００）を植設するとともに、Ｈ形鋼梁１１の下側のフランジ１１ｂの上側にスタッドＳｄ２を植設し、スタッドＳｄ１，Ｓｄ２を介して充填コンクリート１２とＨ形鋼梁１１とを一体化したものである。なお、充填コンクリート１２にはその表面と略平行に溶接金網（直径６ｍｍの鉄筋を間隔２００ｍｍを保て格子状に溶接したもの）１４が埋め込まれている。
【００１３】
図６及び図７に示すＮｏ．３の実験体は、Ｈ形鋼梁１１のウェブ１１ｃの両側に多数のスタッドＳｄ１（φ８．９×Ｈ５０，Ｐ２００）を植設し、スタッドＳｄ１を介して充填コンクリート１２とＨ形鋼梁１１とを一体化し、Ｈ形鋼梁１１の上側のフランジ１１ａの上側にＮｏ．１の実験体と同様にスタッドＳｄ３を植設し、スタッドＳｄ３を介してＨ形鋼梁１１とスラブ１３とを一体化したものである。充填コンクリート１２にはその表面と略平行に溶接金網１４が埋め込まれている。
図８に示すＮｏ．４の実験体は、Ｈ形鋼梁１１のウェブ１１ｃの両側にスタッドＳｄ１（φ８．９×Ｈ５０，Ｐ２００）を植設し、上側のフランジ１１ａの下側にＮｏ．１のスタッドＳｄ３と同じスタッドＳｄ４を同じ間隔で植設し、上側のフランジ１１ａの下側に充填コンクリート１２ａの無い部分を設け、充填コンクリート１２ａの無い部分にコンクリート１２ｂを後打ちして、スタッドＳｄ１を介して充填コンクリート１２ａとＨ形鋼１１とを一体化し、後打ちコンクリート１２ｂをスタッドＳｄ４を介してＨ形鋼梁１１及びスラブ１３と一体化したものである。
なお、充填コンクリート１２はコンクリート１２ａと後打ちコンクリート１２ｂとで構成される。
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Ｎｏ．５の実験体は、図８に示す実験体のＨ形鋼梁１１の上側のフランジ１１ａの下側の面にスチレンペーパーを貼り付け、後打ちコンクリート１２ｂがフランジ１１ａの下側面に付着できないようにして、意図的なコンクリートの充填欠陥が設けられるようになっている点のみがＮｏ．４の実験体と相違している。
Ｈ形鋼の形状・材質・スタッドの径、ピッチＰ・ゲージＧ、充填コンクリートの軸方向長さ、並びにスラブの形状及び配筋は５体共通である。
なお、スラブはハーフＰＣａ床板の後打ち部分のみが模擬されている。
表３及び４に使用材料を示す。
【００１４】
試験体に対する加力方法は、図９に示すように、単純梁の中央２点単調載荷（負曲げ試験のみ片側繰返し）であり、載荷点は５体共通である。
せん断スパン比は、Ｈ形鋼のせいに対して４．３である。せん断スパン中央にてＨ形鋼のウェブの表裏のせん断歪を３軸歪ゲージにて計測した。等曲げ区間（９００ｍｍ）中央部にて断面の軸方向歪を測定した。図７、図１０及び図１１において、１５ａは３軸歪ゲージ、１５ｂは歪ゲージ、１５ｃは充填コンクリート１２に埋め込んで埋込金物、１５ｄは埋込金物１５ｃに差し込んだ軸又はボルトにて支持された測定治具、１５ｅは変位計である。
【００１５】
試験体Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５について行った実験の結果に基づき、曲げモーメントＭと曲率φとの関係を求めた。表１及び２の材料のσ−ε関係を用い（充填コンクリートの引張側は圧縮強度の１割にて以後の応力ゼロと仮定した。図２）、主要な設計クライテリアに対し、Ｍ−φ関係並びに断面内軸方向歪分布を計算した。
せん断スパン中央部におけるＭ−φ関係の実験値は、図１２（ａ）に示すように、ほぼ直線であり、断面内軸方向歪分布の実験値も、図１２（ｂ）に示すように、ほぼ直線分布であるから、平面保持がほぼ成立しており、平面保持仮定に基づく計算値とも良好に対応している。
等曲げ区間中央における実験値最終点は、図１３に示すように、そのＮｏ．２においては充填コンクリート、他の４本はスラブコンクリートの圧壊直前に対応している。試験体は、全て曲げ降伏後、コンクリートの圧懐にて最終破壊を迎えており、Ｈ形鋼のウェブは最後まで弾性域内にあり、当然、せん断降伏に至っていない。
図１３に示されているように、Ｍ−ψ関係の実験値と計算値（図１３中の％値はコンクリートの縁歪値）との対応は良好であり、工学的にはトリリニア（ｔｒｉ−ｌｉｎｅａｒ）モデルへの縮約にてＭ−φ関係を評価できる。
【００１６】
評価モデルをまとめると、表５のようになる。
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第１の折れ点は、Ｈ形鋼の縁引張降伏に対応する点であり、第２の折れ点は、概ねＨ形鋼の圧縮降伏に対応する点であり、第３点（終局）は、スラブコンクリートもしくは充填コンクリートの縁歪に対応する点としてよく、コンクリートの限界縁歪の値には０．３％以上を採用できる。
各折れ点における断面の歪分布を図１６に示す。歪の実験値は、ほぼ直線分布であることから、平面保持がほぼ成立しており、平面保持仮定に基づく曲率計算値とも良好に対応している。
なお、平面保持が成立していることと平面保持仮定に基づく剛性・耐力計算値が実験値と一致することとは異なり、従来の知見［梗概集（北海道）ｐｐ．１４３５−１４３６、昭和６１年、梗概集（近畿）ｐｐ．１２０９−１２１０、昭和６２年、梗概集（東海）ｐｐ．１７２７−１７２８、１９９４．９、梗概集（関東）ｐｐ．１８９３−１８９４、１９９３．９参照］、並びにＳＲＣ規準［日本建築学会；鉄骨鉄筋コンクリート構造計算基準・同解説第５刷ｐｐ．９１−９２、２００１．１参照］の見解は後者である。
図１６（ｂ），（ｃ）の座標上部の圧縮歪域から流れる充填コンクリートの圧縮ストラットが現実に存在するならば、ストラットが通過する図１２（ｂ）の梁成の中央高さ位置（座標１７５ｍｍ近傍）において圧縮歪が認められなければならない。しかし実験値によれば、殆ど圧縮歪は計測されていないことから、アーチ機構に対応するストラットは生成されていないようである。この理由は、試験体Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５においてはせん断よりも曲げが卓越しており、また支持条件が単純（片持）梁形式であることによると思われる。
【００１７】
充填コンクリートのせん断応力τｃとＨ形鋼のウェブのせん断歪γｓの関係を
説明する。前述の実験においては、
【００１０】の段落で提案した計算上の充填コンクリートの有効幅判定結果は４体共「低減無し」であったため、図１５に示すＨ形鋼１１のフランジ１１ａ，１１ｂの内側１１ａ１，１１ｂ１及びウェブ１１ｃの表面１１ｃ１で囲まれた部分に充填されたコンクリート１２の断面をτｃ評価用の充填コンクリート断面とした。
図１７中の４本のτｃ実験値（細線）は、Ｈ形鋼１１のウェブ１１ｃに貼付された歪ゲージ１５ａの４枚による個々のγｓ計算値に対応するものであり、これらはウェブ１１ｃの表裏に関しては殆ど同じ値となっている。τｃの求め方は、３軸ゲージ１１ａの貼付位置のせん断歪計測値からせん断応力を求め、ウェブの高さ方向せん断応力分布一定を仮定し、Ｈ形鋼ウェブ負担せん断力を求め、それを載荷したＣＦＨ断面の存在せん断力から減じ、上記評価用断面積にて除する、というものである。
τｃ−γｓ関係の実験値のマルチリニアモデル化に関しては、試験体Ｎｏ．４及びＮｏ．５が扱いにくい挙動を示しているものの、実務設計上は、トリリニアモデルにて評価することが適切であろう。
【００１８】
試験体Ｎｏ．２においては、他の試験体に比べて安定した実験値が得られている。この理由の一つに試験体Ｎｏ．２のみに引張側フランジにスタッドが設けられ（図５）、充填コンクリートの存在圧縮力Ｃが引張側フランジのスタッドへ斜めに流れる応力伝達経路の影響が挙げられる。図１２（ｂ）が示すように、圧縮ストラッドの存在は明確には認められないものの、Ｈ形鋼１１の引張側フランジ１１ｂの内側（上側）にスタッドＳｄ２を設けることにより、ＣＦＨ梁の充填コンクリートがせん断力を効果的に負担した可能性が考えられる。
試験体Ｎｏ．３の実験値はバラツキが大きく、τｃの値が低いものが見られる。τｃ値が低い理由の一つに、試験体Ｎｏ．３のＨ形鋼１１の上側のフランジ１１ａの上側に植設されたスタッドＳｄ３はτｃ評価用の充填コンクリートの断面外にあるため、試験体Ｎｏ．３のみ他の３本よりもスタッド総数が少ないことが挙げられる。
また、試験体Ｎｏ．２及びＮｏ．３の充填コンクリートの打設方法は、Ｈ形鋼を寝かせて横打ちし、片側打設後１８０°反転させて残りを打設したものであり、引張側のフランジの内面と充填コンクリート間の付着力が低い可能性も考えられる。
試験体Ｎｏ．４及びＮｏ．５においては縦打ちとしたため、引張側のフランジの内面の付着力に関しては有利であるが、τｃ−γｓ関係の実験値は不安定なものとなっている。
【００１９】
試験体Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５の実験結果を総括すると、第１折れ点のせん断力レベルを充填コンクリートの平均圧縮強度σＢの２〜３％、前記平均圧縮強度σＢに対応する充填コンクリートのせん断弾性係数Ｇｃの約４割を初期勾配とするトリリニアモデルにて評価できることがわかる（図１７の点線；評価値）。評価モデルのまとめを表６に示す。なお、実験データが得られていないため３次勾配をゼロとしている。
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【００２０】
【この出願の発明の評価モデルについての検証】
ＣＦＨ梁のＨ形鋼ウェブをせん断降伏させる実験を行う。
図１７において仮にＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓを大きくさせた場合、充填コンクリートの平均せん断応力τｃが何処まで上昇するか、τｃ−γｓ関係をどのように評価すべきかは重要な問題であり、Ｈ形鋼ウェブをせん断降伏させたＣＦＨ梁の実験結果を基に、その場合のτｃ−γｓ関係を考察することにする。
試験体として、図１８及び図１９に示すＡ１〜Ａ８の試験体を使う。
試験体のＨ形鋼２１は、図１８（ａ）〜（ｅ）に示すように、標準的な幅広系列のものとし、表７に示すように、スタッドのピッチを主なパラメータとした。８体の試験体Ａ１〜Ａ８は、Ｈ形鋼の形状、スタッドの径、充填コンクリートの軸方向長さが同じである。充填コンクリートの打設方法は横打ち反転後残り打ちとした。使用材料は表８，９に示すものを使った。
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Ａ１の試験体は、図１８（ａ）に示され、Ｈ−３００×３００×１０×１５（ＳＮ４００８）のＨ形鋼２１のみで構成されている。
Ａ２の試験体は、図１８（ｂ）に示され、試験体Ａ１と同じＨ形鋼２１の１対のフランジ２１ａ，２１ｂの右側及び左側の内面２１ａ１，２１ｂ１とウエブ２１ｃの表面２１ｃ１とで囲まれる凹部を充填コンクリート２２で満たしてなるＣＦＨ梁である。
Ａ３の試験体は、図１８（ｃ）に示され、Ｈ形鋼２１のウエブ２１ｃの上側及び下側の１対のフランジ２１ａ，２１ｂの内面とウエブ２１ｃの上側又は下側の面とで囲まれる凹部を充填コンクリート２２で満たしてなるＣＦＨ梁である。なお、この試験体Ａ３については、実験を行っていない。
Ａ４の試験体は、図１８（ｄ）に示され、試験体Ａ２のＨ形鋼２１と充填コンクリート２２とからなるＣＦＨ梁において、Ｈ形鋼２１のウェブ２１ｃの右側及び左側の表面２１ｃ１に多数のスタッド（φ１０．７×Ｈ１００，Ｇ１００）Ｓｄ１を植設（溶接）し、多数のスタッドＳｄ１を介してＨ形鋼２１と充填コンクリート２２とを一体化したＣＦＨ梁である。
【００２１】
Ａ５の試験体は、図１８（ｅ）に示され、試験体Ａ２のＨ形鋼２１と充填コンクリート２２とからなるＣＦＨ梁において、Ｈ形鋼２１の上側及び下側のフランジ２１ａ，２１ｂの内面２１ａ１，２１ｂ１に多数のスタッド（φ１０．７×Ｈ５０）Ｓｄ２を植設（溶接）し、多数のスタッドＳｄ２を介してＨ形鋼２１と充填コンクリート２２とを一体化したＣＦＨ梁である。
なお、Ｈ形鋼２１のフランジ２１ａ，２１ｂの内面２１ａ１，２１ｂ１及びＨ形鋼２１のウェブ２１ｃの表面２１ｃ１を「Ｈ形鋼の内面」という。
Ａ６の試験体は、図１８（ｅ）及び図１９に示され、試験体Ａ５のＨ形鋼２１、多数のスタッドＳｄ２及び充填コンクリート２２とからなるＣＦＨ梁において、Ｈ形鋼２１の長手方向の両方の端部に鋼製のふさぎ板（２−ＰＬ−１６×２７０×１４０）２３を表裏全周隅肉溶接したＣＦＨ梁である。
Ａ７及びＡ８の試験体は、図１８（ｅ）及び図１９に示され、スタッドＳｄ２の植設部位、間隔等がＡ５の試験体と少々異なる（両側部Ａと中央部Ｂとでスタッドのピッチが異なっている）ＣＦＨ梁である。なお、試験体Ａ２、Ａ４〜Ａ８の後記せん断パラメーター値ｆｑ，Ｆｆｑは計算してある。
【００２２】
充填コンクリート部分がＲＣ形式の場合、せん断スパン比１．５以上であれば曲げ破壊となり得るが、せん断スパン比１．５は境界梁等の特殊な部材に対応し、単純（片持）梁形式にはならないことが多い。
試験体Ａ１、Ａ２、Ａ４〜Ａ８に対する加力方法は、図２０に示すように、せん断スパン比１．５の逆対称曲げ荷重である。載荷点３１ａ，３１ｂと支点３２ａ，３２ｂの関係は８体の試験体Ａ１、Ａ２、Ａ４〜Ａ８に共通であり、載荷プログラムは正負片側繰返し、せん断スパン中央にてＨ形鋼ウェブのせん断歪を図１０及び図１１と同様のやり方にて測定した。
充填コンクリートの無い試験体Ａ１は、図２１（ａ）に示すように、Ｈ形鋼断面の曲げ降伏耐力には到達せず、ウェブがせん断降伏する。なお、図中の実験値（細線２本）は、Ｈ形鋼ウェブの表裏に貼付された歪ゲージによる計測値を平均したものである。図２１（ａ）によれば、Ｈ形鋼ウェブの平均せん断応力τｓとＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓとの関係のスケルトンは初期勾配を弾性、その１．２％を２次勾配とするバイリニア（ｂｉ−ｌｉｎｅａｒ）性状を示す。このキャリブレーション結果を他の試験体のＨ形鋼に適用し、充填コンクリートのτｃ−γｓ関係を求めることとする。
【００２３】
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τｃ評価用の充填コンクリート有効断面積に関しては、
【００１０】で述べた評価方法を適用すると、スタッドを全く設けないＡ２の試験体においては評価用充填コンクリート有効断面積がゼロになり、τｃの評価が不能となる。したがって、ここでは充填コンクリート全断面をτｃ評価用有効断面としてまとめた結果が図２１（ｂ）と表１０に示されている。
表１０によれば、試験体Ａ２、Ａ４〜Ａ８の実験値は、平面保持を仮定した圧縮側フランジ圧縮降伏時の断面曲げ耐力計算値を越えており、曲げ危険断面に存在する充填コンクリートの圧縮合力Ｃがどのように処理されているかが問題となる。
充填コンクリートの圧縮合力Ｃは、Ａ２の試験体においては図１９に示す余長部分Ｃの付着、さらには両側部分のフランジ内面の摩擦によって処理されている。さらに中央部分Ｂにおいては逆対称曲げのアーチ機構に対応する圧縮ストラットも加わるが、これらの性状は明らかではない。
なお、このアーチ機構に対応する斜張力ひび割れは斜めせん断ひび割れに次いで試験体Ａ２、Ａ４〜Ａ８において発生したものの、脆性的な耐力低下は試験体に生じていない。
【００２４】
【００１２】から
【００１９】で述べた試験体Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５の実験結果は、Ｈ形鋼の内面に溶接されたスタッド量、並びに引張側フランジの内面に溶接されたスタッド量が充填コンクリートのせん断力伝達性状に影響を与えている可能性を示している。
そこで、本発明においては、これらに関わるパラメーターを、第１せん断パラメーターｆｑ及び第２せん断パラメーターＦｆｑと名付け、次式（３），（４）のように定義する。
ｆｑ＝（Ｑｓｃ＋Ｑｓｔ＋Ｑｓｗ）／（２ａｂ）      ・・・・（３）
Ｆｆｑ＝Ｑｓｔ／（ａｂ）                          ・・・・（４）
式（３），（４）中のＱｓｃ，Ｑｓｔ，Ｑｓｗは、せん断スパンａ内にて、各々、Ｈ形鋼の圧縮側フランジの内面、引張側フランジの内面、ウェブの表面に溶接された全スタッドが有するせん断耐力計算値、ｂはＨ形鋼フランジの内面幅である。
これらのパラメーターｆｑ，Ｆｆｑが物理的に意図したものは溶接されたスタッドの影響の評価である。
第２せん断パラメーターＦｆｑの物理的意味は、引張側フランジの内面に溶接された全スタッドが仮にそのせん断力計算値を発揮した場合に対応する引張側フランジの内面の潜在平均せん断応力であり、第１せん断パラメーターｆｑの物理的意味は、フランジ内面の潜在平均せん断力にウエブに溶接されたスタッド分を単純加算したものである。せん断パラメーターを使用する根拠は、実務設計においてスタッド量を検討する際に必要となるためであり、コンクリートとＨ形鋼表面との界面間の付着強度、並びにフランジの面外曲げ剛性に関わる幅厚比に対する検討は今後の課題として残されている。各試験体のｆｑ，Ｆｆｑ値は表１１に示すとおりである。
【００２５】
なお、表１１中の「ｆｑ」はＨ形鋼の内面に溶接された全スタッドの合計せん断耐力を全フランジ内面面積で除した値。「Ｆｆｑ」はＨ形鋼の引張側フランジの内面に溶接されたスタッドの合計せん断耐力を引張側フランジ内面面積で除した値、「初期勾配」は原点と第１折れ点とを結ぶ線の勾配、「２次勾配」は第１折れ点とウェブのせん断降伏点（試験体Ａ４においてはτｃ−γｓ曲線上の２次勾配終点）とを結ぶ線の勾配である。「断面降伏時」は断面の平面保持仮定による圧縮側フランジ縁降伏時耐力計算値を実験値が超えた時点（この時点では、ウェブは既にせん断降伏していることから、計算値にはウェブの存在を無視し、充填コンクリートは全幅有効と仮定する。）、「部材の最大耐力時」については、試験体Ａ２では載荷装置の関係から耐力上昇途中にて加力を終了している。
ｆｑ，Ｆｆｑ値とτｃ−γｓ関係との関係をまとめたものが図２２である。これらを用いて以下に考察を進める。
なお、第１せん断パラメーターｆｑ値に対応させて１次（初期）勾配、２次勾配及び第２折れ点の評価値が定められ、第２せん断パラメーターＦｆｑ値に対応させて第１折れ点、３次勾配及び限界歪の評価値が定められる。
【００２６】
Ａ１、Ａ２、Ａ４〜Ａ８の試験体のτｃ−γｓ関係初期勾配の実験値は、
【００１２】から
【００１９】で述べたＮｏ．１〜Ｎｏ．５の実験結果のほぼ倍となっているが、弾性は７１〜１０８％であり（表１０）、
【０００３】及び
【０００４】で述べた既存の知見と一致している。
図２２（ａ）から判るように、第１せん断パラメーターｆｑ値（スタッド総量にリンク）が増えても、初期剛性の上昇は認められない。そのため、試験体Ａ２，Ａ５，Ａ７，Ａ８の実験値の平均を評価値として採用する。
この評価モデルは、Ａ４のＨ形鋼ウェブのみにスタッドを有する試験体、Ａ６のＨ形鋼フランジの内側にスタッドを有しかつ梁端部に塞ぎ板を有する試験体の実験値も概ね適切に評価している。
図２２（ｄ）に示されているように、τｃ−γｓ関係の第１折れ点の実験値のせん断応力はσＢの１〜２％であり、第２せん断パラメーターＦｆｑ値（引張側フランジ内面のスタッド量にリンク）が高いほど第１折れ点の応力レベルは上昇するため、評価値を試験体Ａ２，Ａ５，Ａ７の実験値の平均値とした。この評価値は試験体Ａ４，Ａ６の実験値とも対応がよい。
図２１（ｂ）に示されているように、Ｈ形鋼ウェブがせん断降伏する時点（△印プロット）まで殆どの試験体のτｃ−γｓ関係の実験値はほぼ一定の２次勾配を示しており、正負、繰返し載荷による勾配の低下は少ない。Ｈ形鋼のウェブがせん断降伏した後、充填コンクリートには急激にせん断力が移行するが、試験体Ａ６，Ａ７，Ａ８においては、移行性状にバラツキも発生しているため、この移行分を無視するのが妥当であろう。
【００２７】
図２２（ｂ）から判るように、２次勾配の実験値は弾性の５〜１５％であり、
【００１２】から
【００１９】で述べたＮｏ．１〜Ｎｏ．５の実験結果の実験値のほぼ倍の値となっている。第１せん断パラメーターｆｑ値が高いほど２次勾配は上昇するため、評価値を試験体Ａ２，Ａ５，Ａ８の各実験値の平均とした。この評価値は試験体Ａ４，Ａ６の実験値にも安全側に対応している。
図２２（ｃ）から判るように、ＣＦＨ部材の最大耐力時の充填コンクリートが負担するせん断応力の実験値は、平均充填コンクリート強度σＢの１２〜２０％であり、第１せん断パラメーターｆｑ値が高いほどこの値は上昇する。試験体Ａ８，Ａ４，Ａ６の実験結果を安全側に対応させるため、試験体Ａ２，Ａ５の実験値の平均値を採用した。この評価レベルまで第２勾配を延長し、トリリニアの第２折れ点とした評価モデルは、図２２に示さるとおりであり、試験体Ａ６，Ａ７，Ａ８の実験値のバラツキを考慮すると、実務設計上適切な評価モデルといえる。
これらの値にて充填コンクリートが負担し得るせん断応力を頭打ちに評価することは不経済である、という指摘は当然認められ、その根拠は勿論、断面の曲げ耐力に対応する必要せん断応力以上は発現しえなかったことによるものであるが、本発明では断面のプロポウション、単純（片持ち）梁形式と逆対称曲げ形式との差異、並びにせん断スパン比等に関わる実験データが十分とは言えないことから、この検討事項を保留扱いとし、今後の研究に委ねた。
【００２８】
図２２（ｅ）及び表１０に示すように、ＣＦＨ部材の最大耐力時のせん断歪の実験値は、０．００２５〜０．０５１０であり、第２せん断パラメーターＦｆｑ値が高いほどこの値は低下する。すなわち、充填コンクリートが負担するせん断応力が大きいほど、ＣＦＨ部材の最大耐力時のせん断歪は低下する。試験体Ａ６，Ａ７の実験結果との対応をとるために、試験体Ａ２，Ａ６，Ａ７の各実験値の平均を評価値に採用した。
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なお、本発明では、ＣＦＨ部材の最大耐力時のせん断歪を限界歪と定義するが、図２１から判ることだが、引張側のフランジ内面のスタッド量が多くても限界歪以降のＣＦＨ部材の耐力低下が顕著になることなく（Ａ５，Ａ６）、各試験体Ａ２、Ａ４〜Ａ８とも概ね、せん断歪４％程度の十分な変形性能を有している。
以上の考察結果は、表１１にまとめられ、この表１１（ａ）の各評価値をＮｏ．１〜Ｎｏ．５の試験体の実験結果に対応させるためには、ほぼ半分の値に低減する必要が生じる。
【００２９】
上記の低減が必要となる原因の一つに、
【００１２】から
【００１９】で述べた試験体Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５のＨ形鋼は細幅系列であるため、Ｈ形鋼のフランジ幅が充填コンクリートに対する拘束効果に差をもたらしたことが挙げられる。
充填コンクリートは、フランジの面外曲げ剛性に応じて拘束されるため、この考え方を取り入れた角形の充填コンクリート鋼管（ＣＦＴという）の評価式［新都市ハウジング協会；ＣＦＴ構造技術指針・同解説ｐｐ．７、１９９９．７参照］を参考に、この発明の試験体のフランジ幅厚比と同じＣＦＴ部材の拘束効果を
試算すると、
【００１２】から
【００１９】で述べた試験体Ｎｏ．２〜Ｎｏ．５においては約３Ｎ／ｍｍ２、試験体Ａ２，Ａ４，Ａ９においては約１．５Ｎ／ｍｍ２が拘束効果によるコンクリートの圧縮強度加算分となる。これらの数値の定量的な意味は無く、圧縮強度とせん断剛性・せん断強度との間にも直接の関連が無いが、定性的に本発明の実験結果とは逆の拘束効果を示す数値である。また近年、角形ＣＦＴに対しては拘束効果は期待できないという見解［日本建築学会；コンクリート充填鋼管構造計算施工指針・同解説ｐｐ．１９，１９９７．１０参照］もあり、フランジの面外曲げ剛性が、ＣＦＨ部材のτｃ−γｓ関係の勾配・レベルに与える影響は小さいとみるべきであろう。
【００３０】
次に、せん断スパンを変更せずに単純（片持ち）梁形式から逆対称曲げに載荷方法を変更しても、危険断面の存在圧縮合力Ｃに関しては既にせん断スパン内にて処理可能であることから、せん断剛性が倍になるとも考えにくい。そこで、本発明では、物理現象は解明されてはおらず、根拠には欠けるものの、残された影響因子、すなわち、せん断スパン比ａ／ｄ（ｄ：Ｈ形鋼ウェブの内法高さ）にて表１１（ａ）の評価値を低減することを試みた。その根拠は、▲１▼ＲＣ部材においては、既に塑性理論に立脚するせん断耐力評価［日本建築学会；鉄筋コンクリート構造物の靭性保証型耐震設計指針・同解説，１９９９．８参照］が導入されて久しいが、本発明でいうＣＦＨ構造においては、ＲＣ部材のせん断補強筋に相当する要素が存在しないこと、▲２▼ＣＦＨ構造の実務設計を行う際、おそらく最も適用される基規準等はＳＲＣ規準であり、ＳＲＣ規準は、現在、せん断スパン比による評価を採用しているため、統一的に扱えること、の２点である。
ｄ／ａとＳＲＣ部材における許容せん断力割増係数４／（Ｍ／Ｑｄ＋１）との関係は、図２３に示すように、ほとんど直線であり、同式値１の点と本発明の試験体のｄ／ａ値の点とを最も単純な１次式にて結び、表１１（ａ）値にて規準化すると、次の式（５）のように、低減係数βが得られる。なお、Ｑはせん断力、ｄは部材のせいである。
β＝１．２５ｄ／ａ＋０．２５                      ・・・・（５）
これを表１１（ａ）の各評価値に乗じて得られた試験体Ｎｏ．２〜Ｎｏ．５による評価値は、図１７に鎖線で示されている（試験体Ａ２、Ａ４〜Ａ８による評価値は１点鎖線で示されている）とおりである。なお、第２折れ点は図１７の範囲外にあり、対応する実験値は破壊性状が曲げ破壊先行のため得られていない。この評価値はスラブコンクリートに意図的充填欠陥が設定された試験体Ｎｏ．５をやや危険側に評価するが、通常の施工がなされていれば問題は生じない。
本発明の評価モデルをまとめると、表１２のとおりになる。
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【００３１】
Ｈ形鋼のフランジとウェブとで囲まれる凹側面に無筋コンクリートが充填された合成大梁、すなわち、ＣＦＨ梁を対象として、その剛性・耐力評価方法を考察した。本発明に関連して言及した実験の範囲から、以下の知見が得られた。
（１）曲げ降伏する単純（片持ち）梁形式に対し、危険断面、並びにせん断スパン中央断面においてＨ形鋼、および充填コンクリートの軸方向歪分布を、平面保持仮定に基づく計算値と良好に対応させることができる。
（２）平面保持手法に基づいて計算された曲げモーメントＭ−曲率φ関係を縮約し、トリリニアモデルとしてよい。
（３）このトリリニアＭ−φ関係モデルの第１折れ点は、Ｈ形鋼縁引張降伏に対応する点、第２折れ点は概ね同圧縮降伏に対応する点、第３点（終局）はスラブコンクリート若しくは充填コンクリートの縁歪に対応する点としてよく、コンクリートの限界圧縮縁歪の値には０．３％以上を採用できる。
（４）Ｈ形鋼ウェブがせん断降伏する逆対称曲げ形式部材に対しては、せん断歪が４％以上になっても、充填コンクリートは安定してＣＦＨ梁の存在せん断力の一部を負担する。
（５）充填コンクリートに斜めせん断ひび割れ、および斜張力ひび割れが発生した後も、充填コンクリートが負担していたせん断力は脆性的に低下することなく、充填コンクリートの平均せん断応力τｃ−Ｈ形鋼のウェブのせん断歪γｓ関係をトリリニアモデルによって評価してよい。
（６）Ｈ形鋼の内面にスタッドが溶接された形式を対称にして、スタッド量、並びにせん断スパン比に関わる３パラメーターを導入し、τｃ−γｓ関係のトリリニアモデルを提案した。
【００３２】
本発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法の設計時における使い方を、設計例を用いてその一例を説明する。
〔設計例の仮定断面・部材等〕
Ｈ形鋼としてＨ−３００×３００×１０×１５を用いる。ｄ＝２７０ｍｍ、ａ＝４５０ｍｍ、ｂ＝２９０ｍｍ、ｄ／ａ＝０．６、Ａｓ＝２７００ｍｍ２、σｙ＝３０５．６Ｎ／ｍｍ２、Ｇｓ＝７９０００Ｎ／ｍｍ２、Ａｃ＝７８３００ｍｍ２、σＢ＝３５．２Ｎ／ｍｍ２、Ｇｃ＝１１０７１Ｎ／ｍｍ２、Ｅｃ＝３３６３８Ｎ／ｍｍ２である。
設計例１〜３では、ＣＦＨ梁のＨ形鋼の内面にスタッドを設けない。
〔設計例１〕
設計例のＣＦＨ梁に設計せん断力Ｑ＝４００ｋＮを作用させる場合を評価する。
まず、ＣＦＨ梁の設計用せん断力を全てＨ形鋼ウェブが負担すると仮定して、Ｈ形鋼ウェブのせん断応力状態をチェックする。
τｓ＝Ｑ／Ａｓ＝４０００００／２７００＝１４８Ｎ／ｍｍ２＜１７６Ｎ／ｍｍ２＝３０５．６／√３＝σｙ／√３
Ｈ形鋼ウェブのせん断応力が、ＣＦＨ梁の設計用せん断力内に納まるので、この設計でよいと評価する。これで設計終了（従来のＳ造建物と同じ）である。
【００３３】
〔設計例２〕
設計例のＣＦＨ梁に設計せん断力Ｑ＝６００ｋＮを作用させる場合を評価する。
まず、ＣＦＨ梁の設計用せん断力を全てＨ形鋼ウェブが負担すると仮定して、Ｈ形鋼ウェブのせん断応力の状態をチェックする。
τｓ＝Ｑ／Ａｓ＝６０００００／２７００＝２２２Ｎ／ｍｍ２＞１７６Ｎ／ｍｍ２＝３０５．６／√３＝σｙ／√３
ＣＦＨ梁の設計用せん断力がＨ形鋼ウェブのせん断応力を超えるので、この設計ではＨ形鋼ウェブだけではＣＦＨ梁の設計用せん断力を負担しきれない（従来のＳ造としては設計不能）。
不足分＝（２２２−１７６）×２７００＝１２４２００Ｎ＜ｂ×ｄ×τｃ
であること、すなわち、１２４０００／（２９０×２７０）＝１．５９Ｎ／ｍｍ２＜τｃとなり得ることをトリリニアカーブにて確認する。
〔トリリニアカーブの作成〕
β＝１．２５ｄ／ａ＋０．２５＝（１．２５×０．６）＋０．２５＝１．００１次勾配：Ｇ１＝０．８８×β×Ｇｃ＝０．８８×１．００×１１０７１＝９７４２Ｎ／ｍｍ２
スタッドが無く、ｆｑ＝Ｆｆｑ＝０の場合で、表１２の上段（ｆｑ＝０欄、Ｆｆｑ＝０欄）の係数を採用する。
２次勾配：Ｇ２＝０．０４８×β×Ｇｃ＝０．０４８×１．００×１１０７１＝５３１Ｎ／ｍｍ２
第２折れ点：τｃ２＝０．１２×β×σＢ＝０．１２×１．００×３５．２＝４．２２Ｎ／ｍｍ２
第１折れ点：τｃ１＝０．０１２×σＢ＝０．０１２×３５．２＝０．４２２Ｎ／ｍｍ２
この場合（設計例２）のトリリニアカーブは、図２４の（ａ）のようになる。
図２４（ａ）で、評価値が不足分以上の値をとり得るので、この設計でよいと評価する。
【００３４】
〔設計例３〕
設計例のＣＦＨ梁に設計せん断力Ｑ＝６００ｋＮを作用させる場合には、せん断変形は何ｍｍになるか。
（ａ）まず、γｓ値を仮定する。
γｓ仮定値＝０．００２２３１
（ｂ）Ｈ形鋼ウェブが負担するせん断力Ｑｓを求める。
Ｑｓ＝ＭＩＮ（γｓ×Ｇｓ×Ａｓ，Ａｓ×σｙ／√３）＝０．００２２３１×７９０００×２７００＝４７５８９５Ｎ
（ｃ）充填コンクリートが負担するせん断力Ｑｃを求める。
図２４（ｂ）のように、トリリニアカーブよりτｃを求める。τｃ＝１．５８５Ｎ／ｍｍ２
Ｑｃ＝τｃ×Ａｃ＝１．５８５×７８３００＝１２４１０５Ｎ
（ｄ）両者を合計する。
Ｑｓ＋Ｑｃ＝４７５８９５＋１２４１０５＝６０００００Ｎ
（ｅ）この合計計算値Ｑｓ＋Ｑｃが設計せん断力と一致するまで繰返し収束計算を行い、真のγｓ値を求める（実際の計算ではＥｘｃｅｌのソルバーを用いたため、繰返し計算は瞬時に収束している）。
よって、真のγｓ値は０．００２２３１である。
求めるせん断スパン内のせん断変形量は、γｓ×ａ＝０．００２２３１×４５０＝１．００ｍｍでである（従来のＳＲＣ造では評価不能）。
【００３５】
〔設計例４〕
設計例のＣＦＨ梁に設計せん断力Ｑ＝８５０ｋＮを作用させる場合を評価する。
ＣＦＨ梁のＨ形鋼ウェブが負担できるせん断応力は、
Ａｓ×σｙ／√３＝２７００×１７６＝４７５２００Ｎ
だけであるから、不足分が８５００００−４７５２００＝３８４８００Ｎである。これを充填コンクリートにて負担できるか調べると、τ＝Ｑ不足分／Ａｃ＝３７４８００／７８３００＝４．７９Ｎ／ｍｍ２となる。この４．７９Ｎ／ｍｍ２は設計例２にて検討した第２折れ点の値：４．２２Ｎ／ｍｍ２を超えているので、充填コンクリートだけでは負担しきれない。そこで、通常は断面を変更するが、スタッドを追加して解決できるか検討する。
〔追加スタッドの仕様〕
スタッドの直径φ＝１０．７ｍｍ、断面積ａｓ＝８９．９２ｍｍ２、１本のスタッドのせん断耐力ｑｓ＝０．５×ａｓ×√（σＢ×Ｅｃ）＝０．５×８９．９２×√（３５．２×３３６３８）＝４８９２０Ｎ、ａ＝４５０ｍｍの領域の上下のフランジ内面に＠１５０：下側のフランジの上面６本、上側のフランジの下面６本。
2005016279.tif 000010
〔トリリニアカーブの作成〕
安全側になるが、表１２の中段（ｆｑ＝２．３欄、Ｆｆｑ＝１．１欄）の係数を採用する（線形補間してもよい）。
２次勾配：Ｇ２＝０．０５６×β×Ｇｃ＝０．０５６×１．００×１１０７１＝６２０Ｎ／ｍｍ２
第２折れ点：τｃ２＝０．１５×β×σＢ＝０．１５×１．００×３５．２＝５．２８Ｎ／ｍｍ２
第１折れ点：τｃ１＝０．０２０×σＢ＝０．０２０×３５．２＝０．７０４Ｎ／ｍｍ２
この場合（設計例４）のトリリニアカーブは、図２４の（ｃ）のようになる。
スタッドの追加により、断面を変更せずに、設計せん断力Ｑ＝８５０ｋＮに耐え得るＣＦＨ梁となっている。この設計でよいと評価する。
【００３６】
【発明の効果】
この発明は、特許請求の範囲の各請求項に記載した構成を備えることにより、次の効果を奏する。
（イ）請求項１の発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法は、次の（１）〜（４）の効果を奏する。
（１）充填コンクリートの平均せん断応力τｃとＨ形鋼のウェブのせん断歪γｓとの関係をトライリニアモデルに縮約したから、評価モデルを単純化できる。
（２）第１せん断パラメーターｆｑの値が０の場合はスタッドを設けない場合であり、第２せん断パラメーターＦｆｑの値が０の場合はＨ形鋼の引張側フランジの内面にスタッドを設けない場合であり、第１せん断パラメーターｆｑでＨ形鋼の内面にスタッドを設けない場合、Ｈ形鋼のウェブの表面にスタッドを設ける場合及びＨ形鋼のフランジの内面にスタッドを設ける場合の影響を対象とし、第２せん断パラメーターＦｆｑでＨ形鋼の引張側フランジの内面にスタッドを設けない場合とＨ形鋼の引張側フランジの内面にスタッドを設ける場合の影響を対象とするから、スタッドを設ない場合とスタッドを設ける部分がＨ形鋼ウェブの表面及び又はＨ形鋼フランジの内面てあっても、一つの評価手法によりＣＦＨ梁の剛性・耐力を評価することができる。
（３）多数の試験体の曲げせん断実験から得た実験値の主なものを使って、前記トライリニアモデルの１次勾配、２次勾配、３次勾配及び限界歪の評価値を定め、かつ第１折れ点と第２折れ点とのＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓに対応する充填コンクリートの平均せん断応力τｃを充填コンクリートの材料圧縮強度σＢにて除して第１折れ点と第２折れ点の評価値を定めるから、評価値を実験値を使って容易に決めることができる。
（４）第１折れ点と第２折れ点とのＨ形鋼ウェブのせん断歪γｓに対応する充填コンクリートの平均せん断応力τｃを充填コンクリートの材料圧縮強度σＢにて除して第１折れ点及び第２折れ点の評価値を定めるから、せん断耐力がせん断歪にリンクすることになり、ＣＦＨ梁としてのせん断変形の評価も同時に評価できる。
【００３７】
（ロ）請求項２の発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法は、前記（１）〜（４）の効果と同じ効果を奏するほかに、次の（５）の効果を奏する。
（５）標準的な幅広系列のＨ形鋼を用いて作られたＣＦＨ梁の試験体Ａ２，Ａ４〜Ａ８による実験結果から、各評価値が決められているから、標準的な幅広系列のＨ形鋼からなるＣＦＨ合成梁の剛性・耐力評価に適している。
（ハ）請求項３の発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法は、前記（１）〜（４）の効果と同じ効果を奏するほかに、次の（６）の効果を奏する。
（６）一次勾配、二次勾配及び第２折れ点の評価値に低減係数βを乗じたから、ＣＦＨ構造の実務設計を行う際、おそらく最もよく適用される基規準等はＳＲＣ規準であり、ＳＲＣ規準は、現在、せん断スパン比による評価を採用しているため、それと統一的に扱うことができる。
また、請求項３の発明で規定している第１及び第２せん断パラメーターとこれに対応する評価値に合致するようにＣＦＨ梁を設計すれば、必要な剛性・耐力を有するＣＦＨ梁を確実に製作することができる。
（ニ）請求項４の発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法は、前記（１）〜（４）の効果と同じ効果を奏するほかに、次の（７）の効果を奏する。
（７）Ｈ形鋼のウェブの内法高さｄとＣＦＨ梁のせん断スパンａとの比ｄ／ａをｄ／ａ≦０．６００の範囲にすれば、せん断破壊が生じないＣＦＨ梁が得られる。
【００３８】
（ホ）請求項５の発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法は、前記（１）〜（４）の効果と同じ効果を奏するほかに、次の（８）の効果を奏する。
（８）Ｈ形鋼のフランジ及びウェブの材料降伏応力度ｗσｙが２８３≦ｆσｙ≦３８６（Ｎ／ｍｍ２）であり、充填コンクリートの材料圧縮強度σＢが１４．７≦σＢ≦３５．２（Ｎ／ｍｍ２）であるから、通常のＨ形鋼及びコンクリートを使って高性能のＣＦＨ梁を製作することができる。
（ヘ）請求項６の発明のＣＦＨ梁の剛性・耐力評価方法は、前記（１）〜（４）の効果と同じ効果を奏するほかに、次の（９）の効果を奏する。
（９）ＣＦＨ梁のＨ形鋼のフランジの厚さｔｆとＨ形鋼のフランジの内面幅ｂとの比ｔｆ／ｂが、０．０５００≦ｔｆ／ｂ≦０．０６２９であり、ＣＦＨ梁のＨ形鋼のウェブの厚さｔｗとＨ形鋼のウェブの内法高さｄとの比ｔｗ／ｄが、０．０２１３≦ｔｗ／ｄ≦０．０３７０であるから、通常のＨ形鋼を使って高性能のＣＦＨ梁を製作することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】ＣＦＨ梁の曲げモーメントＭ−曲率φ関係の評価モデルにおける平面保持仮定の計算上の断面を示し、（ａ）はＣＦＨ梁をウェブと平行な面で断面した正面図、（ｂ）はそれを長手方向に対して直角な面で断面した側面図
【図２】ＣＦＨ梁の曲げモーメントＭ−曲率φ関係の評価モデルにおける構成材料の応力σ−歪ε関係を示し、（ａ）は鋼材、（ｂ）はコンクリート
【図３】ＣＦＨ梁の曲げモーメントＭ−曲率φ関係の評価モデルにおけるスタッドの有効範囲の定義を示し、（ａ）は正面図、（ｂ）は側面図、（ｃ）はモーメント図
【図４】比較検討用試験体Ｎｏ．１の長手方向に対して直角な面の断面図
【図５】ＣＦＨ梁の負曲げ載荷用試験体Ｎｏ．２の長手方向に対して直角な面の断面図
【図６】ＣＦＨ梁の試験体Ｎｏ．３の長手方向に対して直角な面の断面図
【図７】図６に示す試験体の側面図
【図８】ＣＦＨ梁の試験体Ｎｏ．４，５の長手方向に対して直角な面の断面図
【図９】試験体への載荷方法を示す正面図
【図１０】試験体Ｎｏ．４，５と変位計、歪ゲージ、埋込み金物等との関係を示す断面図
【図１１】試験体の埋込み金物、計測治具、変位計等の関係を示し、（ａ）は平面図、（ｂ）は正面図
【図１２】試験体の非等曲げ区間のせん断スパン中央断面における曲率を示す図で、（ａ）はＭ−φ関係、（ｂ）は断面の歪分布
【図１３】試験体の等曲げ区間中央断面における曲げモーメントＭ−曲率φ関係を示す図
【図１４】ＣＦＨ梁の剛性・耐力評価のためのトリリニアモデルのコンクリート断面の平均せん断応力τｃ−Ｈ形鋼ウェブのせん断歪γｓ関係を摸式的に示す図
【図１５】Ｎｏ．４の試験体のＣＦＨ梁を長手方向に対して直角な面で断面した断面図
【図１６】ＣＦＨ梁の試験体の等曲げ区間中央断面における歪分布を示し、（ａ）は第１折れ点対応計算Ｍ時、（ｂ）は第２折れ点対応計算φ時、（ｃ）は表３の第３点（終局）対応計算φ時
【図１７】ＣＦＨ梁の充填コンクリート部分が負担する平均せん断応力レベルを示す図
【図１８】（ａ）〜（ｆ）は、試験体を長手方向に対して直角な面で断面した断面図
【図１９】図１８（ｅ）に示す試験体のスタッド位置、支持点、載荷点等を示す側面図
【図２０】試験体への載荷方法を示す正面図
【図２１】（ａ）は試験体Ａ１のＨ形鋼のせん断歪−せん断応力関係を示す図、（ｂ）はＣＦＨ梁の試験体Ａ２，Ａ４〜Ａ８の充填コンクリート部分が負担する単純平均せん断応力レベルを示す図
【図２２】ＣＦＨ梁のせん断パラメーターｆｑ，Ｆｆｑと実験値との関係を示す図で、（ａ）は初期勾配、（ｂ）は２次勾配、（ｃ）は最大耐力時、（ｄ）は第１折れ点、（ｅ）は限界歪
【図２３】ＣＦＨ梁の低減係数βと４／（Ｍ／Ｑｄ＋１）との関係を示す図
【図２４】（ａ）〜（ｃ）は、設計例２〜４のＣＦＨ梁のトリリニアカーブを示す図
【符号の説明】
１１，２１  Ｈ形鋼
１１ａ，２１ａ  上側のフランジ
１１ａ１，２１ａ１  上側のフランジの内面
１１ｂ１，２１ｂ１  下側のフランジの内側面
１１ｃ，２１ｃ  ウェブ
１１ｃ１，２１ｃ１  ウェブの表面
１２  充填コンクリート
１２ａ  充填コンクリートの先打ち部分
１２ｂ  充填コンクリートの後打ち部分
１３  スラブ
１３ａ  スラブの縦鉄筋
１３ｂ  スラブの横鉄筋
１３ｃ  スラブコンクリート
１４  溶接金網
１５ａ，１５ｂ  歪ゲージ
１５ｃ  埋込金物
１５ｄ  測定治具
１５ｅ  変位計
３１ａ，３１ｂ  載荷点
３２ａ，３２ｂ  支点
Ａ１  充填コンクリートのないＨ形鋼のみの試験体
Ａ２〜Ａ８  ＣＦＨ梁の試験体
ａ  せん断スパン
Ｎｏ．１  比較検討用試験体
Ｎｏ．２  負曲げ載荷用試験体
Ｎｏ．３〜Ｎｏ．５  ＣＦＨ梁の試験体
Ｓｄ１〜Ｓｄ４  スタッド
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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