(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
コンクリート充填円形鋼管柱に梁フランジが取り付く柱梁接合部の耐力を解析的手法により求める方法であって、梁がとりつく近傍の鋼管壁面が曲げ変形し鋼管軸方向に伝達される力の流れ成分である鋼管の前面剪断力（Ｐ１）と、リングとリング近傍の鋼管板（リングとリング近傍の鋼管板を合わせてリング体という）の曲げによりリング周方向に伝達される力の流れ成分であるリング体の耐力（Ｐ２）との和から、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力（Ｐ）を求める方法。
【請求項２】
コンクリート充填円形鋼管柱に梁フランジが取り付く柱梁接合部の耐力を解析的手法により求める方法であって、梁がとりつく近傍の鋼管壁面が曲げ変形し鋼管軸方向に伝達される力の流れ成分である鋼管の前面剪断力（Ｐ１）と、リングとリング近傍の鋼管板（リングとリング近傍の鋼管板を合わせてリング体という）の曲げによりリング周方向に伝達される力の流れ成分であるリング体の耐力（Ｐ２）とに分解し、該成分（Ｐ２）から、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力（Ｐ）を求める方法。
【請求項３】
前記鋼管柱は、リングダイアフラム付鋼管柱であることを特徴とする請求項１又は２に記載の、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力を求める方法。
【請求項４】
前記鋼管柱は、前記梁との取合部分が増厚された鋼管柱であることを特徴とする請求項１又は２に記載の、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力を求める方法。
【請求項５】
請求項１乃至４記載の耐力を求める方法を用いた、鋼管柱における柱梁接合部分の設計方法。
【請求項６】
請求項５に記載の鋼管柱における柱梁接合部分の設計方法により設計された鋼管柱。
【請求項７】
請求項５に記載の鋼管柱における柱梁接合部分の設計方法により築造された構造物。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、図１に示すリングダイアフラム付（図２に示すリング一体タイプを含む）コンクリート充填円形鋼管柱（以下、「ＣＦＴ」という）に梁フランジが取り付く場合の接合部の局部耐力を、精度良くかつ比較的容易な計算で評価できるような評価式を提示し、その評価式に基づく耐力設計法を示すものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来、例えばリングダイアフラム付鋼管柱の柱梁接合部耐力の評価は、図４に示すような引張試験に基づく計算式（例えば、日本建築学会鋼管構造設計施工指針同解説）を個々の梁フランジ毎に適用して求めた。得られた値は、引張荷重時および圧縮荷重時の局部耐力と見做され、梁フランジ相互の関係は無視されてきた。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、この計算式は、一連の引張試験結果をもとに導かれた実験式であり、適用範囲が限定されているほか、一般に地震地域における耐力算定が想定する地震荷重時すなわち図５のように鋼管の両側に付く梁フランジに引張力と圧縮力が作用する場合（以下、逆対称荷重時）を正しく評価するものとは言えない。また、実験式であるため、設計者はその算定の根拠を認識することができず、実験で規定された適用範囲を外れる特別なケースへの応用が不可能である。従来技術には以上に掲げる問題点があった。
【０００４】
本発明は斯かる問題点を鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、鋼管柱の柱梁接合部耐力の一定の精度を保ちつつ、簡易で汎用的な、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力を求める方法を提示する点にあり、かかる耐力を求める方法を用いた鋼管柱における柱梁接合部の設計方法を提示する点にある。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
本発明は上記課題を解決すべく以下に掲げる構成とした。請求項１に記載の発明の要旨は、コンクリート充填円形鋼管柱に梁フランジが取り付く柱梁接合部の耐力を解析的手法により求める方法であって、梁がとりつく近傍の鋼管壁面が曲げ変形し鋼管軸方向に伝達される力の流れ成分である鋼管の前面剪断力（Ｐ１）と、リングとリング近傍の鋼管板（リングとリング近傍の鋼管板を合わせてリング体という）の曲げによりリング周方向に伝達される力の流れ成分であるリング体の耐力（Ｐ２）との和から、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力（Ｐ）を求める方法に存する。
請求項２に記載の発明の要旨は、コンクリート充填円形鋼管柱に梁フランジが取り付く柱梁接合部の耐力を解析的手法により求める方法であって、梁がとりつく近傍の鋼管壁面が曲げ変形し鋼管軸方向に伝達される力の流れ成分である鋼管の前面剪断力（Ｐ１）と、リングとリング近傍の鋼管板（リングとリング近傍の鋼管板を合わせてリング体という）の曲げによりリング周方向に伝達される力の流れ成分であるリング体の耐力（Ｐ２）とに分解し、該成分（Ｐ２）から、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力（Ｐ）を求める方法に存する。
請求項３に記載の発明の要旨は、前記鋼管柱は、リングダイアフラム付鋼管柱であることを特徴とする請求項１又は２に記載の、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力を求める方法に存する。
請求項４に記載の発明の要旨は、前記鋼管柱は、前記梁との取合部分が増厚された鋼管柱であることを特徴とする請求項１又は２に記載の、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力を求める方法に存する。
請求項５に記載の発明の要旨は、請求項１乃至４記載の耐力を求める方法を用いた、鋼管柱における柱梁接合部分の設計方法に存する。
請求項６に記載の発明の要旨は、請求項５に記載の鋼管柱における柱梁接合部分の設計方法により設計された鋼管柱に存する。
請求項７に記載の発明の要旨は、請求項５に記載の鋼管柱における柱梁接合部分の設計方法により築造された構造物に存する。
【０００６】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて詳細に説明する。
梁フランジ軸力の柱への流れを、図６（ａ）及び図６（ｂ）に示すような、二つの流れの成分に分解されるものと想定し、それぞれの成分を解析的手法による耐力評価式により算定して、その和を接合部の耐力として評価する。
【０００７】
図７に示すように、成分１の流れ（以下、「前面剪断力」という）Ｐ１は主として梁が取付いている近傍の鋼管壁面が曲げ変形し鋼管軸方向に伝達される力の流れであり、成分２の流れ（以下、「リング耐力」という）Ｐ２はリングとリング近傍の鋼管板の曲げにより、リング周方向に伝達される力の流れである。
【０００８】
従って、梁フランジにより伝達される接合部の耐力Ｐは両者の和は、
【０００９】
【数１】
0004013179.tif 000002
【００１０】
耐力設計法に用いられる長期許容耐力ＰＡ（長期）、短期許容耐力ＰＡ（短期）および最大耐力Ｐｕは、それぞれ、
【００１１】
【数２】
0004013179.tif 000003
【００１２】
【数３】
0004013179.tif 000004
【００１３】
【数４】
0004013179.tif 000005
【００１４】
とする。
【００１５】
設計においては、構造解析から得られるフランジ軸力がそれぞれの荷重時に対応する長期許容耐力、短期許容耐力または最大耐力を上回らないようにすればよい。
【００１６】
前面剪断力Ｐ１は、円筒シェル理論より求められる。Ｐ１の算定式は、荷重状態によらず以下のように与えられる。
【００１７】
【数５】
0004013179.tif 000006
【００１８】
ここで、
【００１９】
【数６】
0004013179.tif 000007
【００２０】
【数７】
0004013179.tif 000008
【００２１】
【数８】
0004013179.tif 000009
【００２２】
有効周長Ｓ（図８参照）は、実験および有限要素解析（以下、ＦＥＭという）結果から（９）式のように設定した。
【００２３】
【数９】
0004013179.tif 000010
【００２４】
リング耐力Ｐ２は、図９に示す鋼管部分の有効幅αを含めたＴ型断面（以下、「リング体」という）からなる有効半径Ｒｅのアーチ／リングに、アーチ／リング骨組理論を適用して求められる。ここで、フランジ軸力は、図１０に示すように作用位置ψに作用する二点集中荷重と見做す。
【００２５】
有効幅αは、実験およびＦＥＭ結果から（１０）または（１１）式のように設定した。
【００２６】
【数１０】
0004013179.tif 000011
【００２７】
ただし、リング一体タイプの有効幅αは、
【００２８】
【数１１】
0004013179.tif 000012
【００２９】
有効半径Ｒｅは、
【００３０】
【数１２】
0004013179.tif 000013
【００３１】
ただし、ｇは、
【００３２】
【数１３】
0004013179.tif 000014
【００３３】
梁フランジ軸力を二点集中荷重と見なしたとき、その作用位置ψは、実験およびＦＥＭ結果から（１８）式のように設定した。
【００３４】
【数１４】
0004013179.tif 000015
【００３５】
ただし、Ｂｆ−Ｈｓ≦Ｈｓ／２  の時は、
【００３６】
【数１５】
0004013179.tif 000016
【００３７】
リング耐力Ｐ２は、リング体の全塑性耐力ＭＰ、ＮＰ、ＱＰ、ＭθＰおよびＴＲＰに対して、後述の検討箇所における曲げモーメントＭ、軸力Ｎ、剪断力Ｑ、面外曲げモーメントＭθおよびトルクＴＲに塑性条件式：
【００３８】
【数１６】
0004013179.tif 000017
【００３９】
を適用して求める。
【００４０】
リング体の全塑性耐力ＭＰ、ＮＰ、ＱＰ、ＭθＰおよびＴＲＰは、以下の算定式による：
【００４１】
【数１７】
0004013179.tif 000018
【００４２】
【数１８】
0004013179.tif 000019
【００４３】
【数１９】
0004013179.tif 000020
【００４４】
ＭθＰ，ＴRＰは、リング部分のみを有効と見做して（鋼管部分を無視して）、それぞれ（２５）式並びに（２６）および（２７）式で求める。
【００４５】
【数２０】
0004013179.tif 000021
【００４６】
【数２１】
0004013179.tif 000022
【００４７】
リング一体タイプでは、有効幅αを（１１）式によって設定するとともに、（２１）式〜（２７）式においてＨｓ＝０，Ｔｓ＝ｔｆおよびｔｃ＝ｔｐを代入して求める。
【００４８】
Ｐ２の算定に必要なリング体の曲げモーメントＭ、軸力Ｎ、剪断力Ｑ、面外曲げモーメントＭθおよびトルクＴＲ（以下、「リング体の断面力」という）は、荷重状態、コンクリート充填の有無、偏心の有無、リングの形状等によりそれぞれ計算方法が異なり、次のケースに分類される。
【００４９】
（１）  対称荷重時中空鋼管柱
（２）  逆対称荷重時中空鋼管柱
（３）  単方向荷重時中空鋼管柱
（４）  ＣＦＴ
これらのうち、本発明は（４）ＣＦＴで鉛直偏心および水平偏心が存在しない場合に係わるものである。
【００５０】
リング体の断面力のうち、面外曲げモーメントＭθおよびトルクＴＲは、上記のケース（１）乃至（４）に共通であり、鉛直偏心のある場合に生ずるので、
【００５１】
【数２２】
0004013179.tif 000023
【００５２】
【数２３】
0004013179.tif 000024
【００５３】
鉛直偏心が存在しない場合を扱う本発明では、ｅｖ＝０なので、Mθ＝０，ＴR＝０である。
【００５４】
一方、リング体の断面力のうち曲げモーメントＭ、軸力Ｎ、剪断力Ｑは、それぞれのケースに対応する境界条件を適宜仮定することにより、アーチ／リングの骨組理論により導き出される。以下に、梁フランジに荷重Ｐ２が作用したときの曲げモーメントＭ、軸力Ｎ、剪断力Ｑの算定方法を、本発明に係る（４）ＣＦＴに関して述べる。
【００５５】
（４）ＣＦＴ
ＣＦＴの場合、充填コンクリートの効果により、同一柱に取り付く複数の梁が相互に影響しあうことがなく、いかなる荷重状態にあっても、接合部の局部耐力は、圧縮側フランジで耐力が決まることがなく引張側フランジ個々の局部耐力の最小値で決まることが実験およびＦＥＭにより確認されている。従って、ＣＦＴの耐力計算は当該柱における引張フランジ局部耐力を求めることに帰着する。
【００５６】
ＣＦＴの引張フランジ接合部は、図１１に示す角度θoに支点があるアーチと考えられる。ただし、角度θoは未知数であり、以下の方法により求める必要がある。
【００５７】
ＣＦＴの柱梁接合部に梁フランジからの引張軸力が作用したとき、リング体が充填コンクリート面から離れる点が存在する（図１２中のＢ点）。このＢ点では曲げモーメントがゼロであり、また回転角もゼロとなる。ここで、梁フランジ中心軸とＮＴリングとの交点をＯ点とすると、ＯＢ間においてＮＴリング＋鋼管管壁の有効幅部分が充填コンクリート部分より内側に入ることはない。
【００５８】
図１３、図１４は梁フランジから引張力が作用した場合の変形を説明している。Ｂ点ではモーメントがゼロであることから、Ｂ点ではピン支持とすると、リングに作用している軸方向力Ｎ（θにより変化している）による伸び変形がΔとなり、伸び変形のみによる変形は図１３に示される変形状態となる。それによるＢ点の回転角をθａとする。
【００５９】
またＡＢ間の曲げ変形（図１４参照）によるＢ点の回転角をθｂとすると、θoは下式を満たすようなθの値である。
【００６０】
θａ＋θｂ＝０                                       （３０）
【００６１】
ただし、θａ＋θｂ＝０をみたすθが存在しない場合は、θｏ＝θｂとする。リングの剛性が円周の途中で変化する場合においても、θｏ以内でリングの剛性が変化していなければ全周にわたって同じ剛性のリングが存在していると考える。
【００６２】
（ΔによるＢ点の回転角θａ）
ＡＢの間で軸力は変化している。また、Ｂ点で軸力がゼロではなく、Ｃ点までコンクリートとリングの摩擦力によりリング軸力がゼロになるまで伸び変形している。従ってＢ点ではリングはＡ方向にズレていく状態になっている。ここではこのズレは無視する。ＡＢ間の軸力の平均値はθｄ＝（θ＋θo）／２の位置のＮｄで表わされるものとする。Ｎｄは次式で示される。
【００６３】
【数２４】
0004013179.tif 000025
【００６４】
有効幅を含んだリングの断面積をＡ，ヤング係数をＥとすると、伸びΔは次式で示される。
【００６５】
【数２５】
0004013179.tif 000026
【００６６】
このΔによるＢ点の回転角θａは幾何学的関係より次式で与えられる。
【００６７】
【数２６】
0004013179.tif 000027
【００６８】
（曲げ変形による回転角θｂ）
ＡＢ間の曲げモーメントＭはθの関数である．曲げ変形によるＡ点の回転角をゼロとし、リングの曲げ剛性をＩ、ヤング係数をＥとすると、Ｂ点の曲げによる回転角θｂは次式で与えられる。
【００６９】
【数２７】
0004013179.tif 000028
【００７０】
（θ０の決定）
（33）式および（34）式と（30）式によりθ０を決定する。すなわち、あるθ０を仮定して、この位置を支点と仮定したリングの検討箇所における断面力に全塑性条件（17）式を適用して、仮のＰ２が決定され、これらよりＮｄ、Ｍ（α）が求められる。（33）式および（34）式よりθａとθｂを求め、（30）式が満足されれば、真のθ０である。
（ＣＦＴ柱の耐力）
真のθ０が得られれば、アーチ上の角度θのにおける、軸力Ｎ，剪断力Ｑおよび曲げモーメントＭが次式で求められる。
【００７１】
【数２８】
0004013179.tif 000029
【００７２】
ただし、ＶA、ＶB、Ｈは、（31）式による。
最後に、上記の、耐力を求める方法を用いたリングダイアフラム付鋼管柱の柱梁接合部分の設計方法についてのフローを図１６及び図１７に示す。なお、Ｐ１は、Ｐ２に対して比較的に小さいので、Ｐ１を無視することもできる（両図中における▲１▼）。
実施の形態に係る、鋼管柱における柱梁接合部分の耐力を求める方法は、上記の如く構成されているので以下に掲げる効果を奏する。
リングダイアフラム付円形鋼管柱の柱梁接合部耐力評価が、網羅的に、精度良く比較的容易に可能になった。解析的耐力式に基づいているので、設計者はある程度力の流れを認識することができ、特殊なケースにも応用することができる。
特に、本発明により、ＣＦＴが扱えるようになった。
【００７３】
（実施例１）
(20)式において分子の項はすべてＰ2に比例する形になっているから係数Ｘ１〜Ｘ５を、Ｘ１＝Ｘ２＝Ｘ３＝Ｘ４＝Ｘ５＝２としたとき、容易にＰ2を求めうる。すなわち、Ｐ2＝１（単位荷重）としたときのＭ、Ｎ、Ｑ、Ｍθ、ＴＲをそれぞれ、ＭＡ，ＮＡ，ＱＡ，ＭθＡ，ＴＲＡとおけば、Ｐ2の算定式は
【００７４】
【数２９】
0004013179.tif 000030
【００７５】
のように書ける。
【００７６】
(20)式によると、円周上の任意の位置を検討箇所とすることが可能であるが、実験およびＦＥＭ結果から最もクリティカルな検討箇所は、フランジ縁入り隅部加工部端であることが分かっている。すなわち、、梁フランジ縁の入り隅部であるＡ点およびＢ点（図１１）を、本発明の検討箇所とする。Ａ点およびＢ点とフランジ中心軸とがなす角θA，θBは(３９)式と（４０)式で与えられる。
【００７７】
【数３０】
0004013179.tif 000031
【００７８】
ここで、ｒは梁フランジ溶接部入り隅加工半径（通常ｒ＝１ｃｍとする）である。
【００７９】
コンクリートが充填されたリングダイアフラム付円形鋼管柱φ−３１８．５ｘ１０．３、Ｈｓ＝１６、Ｔｓ＝１６に梁フランジＰＬ−１００ｘ１６が対称に付く場合で鋼管、リングの降伏応力度がそれぞれ、σyｓ＝３．３（tf／cm2）、σyｔ＝３．３（tf／cm2）であるとする。
対称荷重が作用するとき、本発明の評価式によると、Ｐ1＝１０．１０（tf）、Ｐ２＝３８．７７（tf）であり、Ｐ＝４８．８７（tf）。従って、最大耐力Ｐu＝６０．６３（tf）、短期許容耐力ＰA（短期）＝４２．５０（tf）および長期許容耐力ＰA（長期）＝２８．３３（tf）である。
【００８０】
（実施例２）
本評価式において係数Ｘ１〜Ｘ５を、Ｘ１＝Ｘ２＝Ｘ３＝Ｘ４＝Ｘ５＝２としたときの計算結果と、実験結果またはＦＥＭ解析結果との比較を図１８に示す。
【００８１】
なお、上記構成部材の数、位置、形状等は上記実施の形態に限定されず、本発明を実施する上で好適な数、位置、形状等にすることができる。例えば、梁のフランジにアールを付けることもできる。斯かる場合には、アールの縁で検定することが好ましい。
【００８２】
また、各図において、同一構成要素には同一符号を付している。
【００８３】
【発明の効果】
本発明は以上のように構成されているので、以下に掲げる効果を奏する。
実験式ではなく解析的耐力式を用いて算出するので、鋼管柱の柱梁接合部耐力の一定の精度を保ちつつ、簡易で汎用的な、鋼管柱の耐力を求める方法を提示することができる。  実施の形態に係る名前は上記の如く構成されているので、以下に掲げる効果を奏する。特に、本発明により、ＣＦＴが扱えるようになった。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明が適用されるリングダイアフラム付鋼管柱の一部破断の斜視図である。
【図２】（ａ）は本発明が適用される増厚された鋼管柱の一部破断の斜視図、（ｂ）は特殊なリングダイアフラム付鋼管柱の一部破断の斜視図である。
【図３】図２に示す鋼管柱の取合部分の詳細断面図である。
【図４】従来技術に係る長期荷重（対称荷重）状態を示す図である。
【図５】従来技術に係る地震荷重（逆対称荷重）状態を示す図である。
【図６】本発明の実施の形態に係る、梁フランジ軸力の二成分への分解を示す図である。
【図７】図６に示される梁フランジ軸力の二成分への分解詳細を示す図である。
【図８】本発明の実施の形態に係る、有効周長Ｓの定義を示す図である。
【図９】本発明の実施の形態に係る、ＮＴリングの有効幅αの定義を示す図である。
【図１０】本発明の実施の形態に係る、二点集中荷重の作用位置ψを示す図である。
【図１１】本発明の実施の形態に係る、リング体の検討箇所を示す図である。
【図１２】本発明の実施の形態に係る、面外曲げモーメントＭθおよびトルクＴＲを示す図である。
【図１３】本発明の実施の形態に係る、逆対称荷重が作用する場合を示す図である。
【図１４】本発明の実施の形態に係る、二点集中荷重が作用する半円弧アーチを示す図である。
【図１５】本発明の実施の形態に係る、一点集中荷重が作用する半円弧アーチを示す図である。
【図１６】本発明の実施の形態に係る、リングダイアフラム付鋼管柱の柱梁接合部設計法のフローを示す流れ図である。
【図１７】図１６に示すフローの続き示す流れ図である。
【図１８】本実施の形態による計算結果と、実験結果またはＦＥＭとの比較を示す図である。
【符号の説明】
α：有効幅
Ｓ：有効周長
ψ：荷重の作用位置
Ｄ：鋼管の直径
ｔｃ：鋼管の板厚
ｔｐ：仕口増厚部の板厚
ｌｐ：仕口増厚部の余長
Ｈｓ：リングの出
Ｔｓ：リングの厚さ
Ｂｆ：梁フランジ幅
ｔｆ：梁フランジ厚さ
σｙｔ：鋼管の降伏耐力
σｙｓ：リングの降伏耐力
【図１】
0004013179.tif 000032
【図２】
0004013179.tif 000033
【図３】
0004013179.tif 000034
【図４】
0004013179.tif 000035
【図５】
0004013179.tif 000036
【図６】
0004013179.tif 000037
【図７】
0004013179.tif 000038
【図８】
0004013179.tif 000039
【図９】
0004013179.tif 000040
【図１０】
0004013179.tif 000041
【図１１】
0004013179.tif 000042
【図１２】
0004013179.tif 000043
【図１３】
0004013179.tif 000044
【図１４】
0004013179.tif 000045
【図１５】
0004013179.tif 000046
【図１６】
0004013179.tif 000047
【図１７】
0004013179.tif 000048
【図１８】
0004013179.tif 000049