(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
内空部にコンクリートを充填された鋼管柱と、鉄骨梁との接合部の崩壊機構を、降伏線とそれに囲まれた平板部分とで規定し、前記降伏線での断面降伏条件から前記接合部の降伏耐力（ｃＰｙ）を導く降伏線理論を用いて、前記接合部の降伏耐力（ｃＰｙ）を求める鋼管柱梁接合部の耐力推定方法であって、
前記鋼管柱を、管厚寸法を厚肉に形成した前記接合部と、それの上下に連なる一般部とに分けて考え、前記接合部の管厚寸法と、前記一般部の管厚寸法を別々に設定し、前記接合部の降伏耐力（ｃＰｙ）を求めるにあたり、前記接合部の上端部と前記鉄骨梁の上端部との距離（Ｌｐ）、及び、前記鋼管柱に作用する軸力（Ｎ）を前記降伏線理論に反映させて前記降伏耐力（ｃＰｙ）を下記の（式１）で求める鋼管柱梁接合部の耐力推定方法。
【数１】
0003778733.tif 000008
【数２】
0003778733.tif 000009
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内空部にコンクリートを充填された鋼管柱と、鉄骨梁との接合部の降伏耐力を、所謂降伏線理論を用いて求める鋼管柱梁接合部の耐力推定方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、この種の鋼管柱梁接合部の耐力推定方法としては、鋼管柱と鉄骨梁との接合部の降伏メカニズムを、図１０に示すような降伏線（ａａ、ｂｂ、ｂ’ｂ’、ａ’ａ’、ａｂ、ｂｂ’、ｂ’ａ’）を仮定した降伏線理論によって解析し、接合部の降伏耐力を推定する方法があった（「コンクリート充填円形鋼管柱−鉄骨梁フランジ接合部の局部引張耐力に関する研究」日本建築学会構造系論文集第５０４号１９９８年２月参照）。
この方法は、具体的には、数３の（式０）によって接合部の降伏耐力を推定するものであって、対象とする鋼管は管厚寸法が一定で、鋼管には軸力が作用していない状態での算定である。
【０００３】
【数３】
0003778733.tif 000002
【０００４】
ここで、ｃｔ：鋼管の管厚、csσy：鋼管の周方向の降伏応力度、θ：梁フラ ンジ端部と鋼管軸心とを結ぶ直線と、梁フランジ材軸芯との交角、Ｘｐ：面外曲げ降伏線ａａ（ａ’ａ’）とｂｂ（ｂ’ｂ’）との間隔寸法、rｔ：接合部と梁 フランジとの溶接余盛りを含んだ接合高さ寸法、ｓＤ：鋼管の外径寸法、ｃＭｐ：鋼管の壁の単位長さあたりの面外曲げ全塑性耐力。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
前述した一つ目の鋼管柱梁接合部の耐力推定方法によれば、耐力の推定そのものは、前記（式０）に代入するだけであるから、極めて簡単に実施でき、設計条件を色々と変化させて、それらの多数の検討を実施した結果から手軽に且つ短時間に接合部耐力の推定を行うことが可能である。しかし、その反面、算定対象とする鋼管が、梁との接合部を増厚してあるような場合であったり、鋼管に軸力が作用しているような場合は、算定条件にそれらのパラメータが加味されてないから、推定した算定結果は、図１１に示すように、実験値に比べて全体的にバラツキが見られ、解析精度が低いという問題点がある。
この問題点を解決するには、精度の高い解析結果を得られるＦＥＭ解析によって接合部の降伏耐力を推定する方法があるが、この場合には、解析のための前処理や、解析そのものに手間がかかり、時間とコストとがかさむという別の問題点がある。
従って、本発明の目的は、上記問題点を解消し、鋼管柱梁接合部の耐力推定を、より精度よく、且つ、より手間を掛けずに簡単に実施できるようにするところにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
請求項１の発明の特徴構成は、図１〜４に例示するごとく、内空部にコンクリート２を充填された鋼管柱Ｃと、鉄骨梁Ｂとの接合部Ｋ２の崩壊機構を、降伏線とそれに囲まれた平板部分とで規定し、前記降伏線での断面降伏条件から前記接合部Ｋ２の降伏耐力（ｃＰｙ）を導く降伏線理論を用いて、前記接合部Ｋ２の降伏耐力（ｃＰｙ）を求める鋼管柱梁接合部の耐力推定方法において、前記鋼管柱Ｃを、管厚寸法を厚肉に形成した前記接合部Ｋ２と、それの上下に連なる一般部Ｋ１とに分けて考え、前記接合部Ｋ２の管厚寸法ｔp と、前記一般部Ｋ１の管厚寸法ｔc を別々に設定し、前記接合部Ｋ２の降伏耐力（ｃＰｙ）を求めるにあたり、前記接合部Ｋ２の上端部と前記鉄骨梁Ｂの上端部との距離（Ｌｐ）、及び、前記鋼管柱Ｃに作用する軸力（Ｎ）を前記降伏線理論に反映させて前記降伏耐力（ｃＰｙ）を下記の（式１）で求めるところにある。
一般的に鋼管柱と鉄骨梁との接合部は、他の部分よりも応力が集中しやすい部分であるから、特に、その接合部について鋼管の管厚寸法を他の部分より増加させておくことで、無駄のない状態での接合部の補剛を図ることができ、このような接合部構造を採用することが増えている。しかし、このように鋼管の接合部のみを厚肉に形成してある構造と、鋼管全体を厚肉に形成してある構造とでは、降伏耐力に差を生じることが解った。また、鋼管柱には、軸方向の力が作用しているのがごく普通の状況であるが、この軸力の作用によっても接合部の降伏耐力に変化があることが解った。
請求項１の発明の特徴構成によれば、従来の降伏線理論による鋼管柱梁接合部の耐力推定の過程に、鋼管の前記一般部と前記接合部との鋼管の管厚寸法に差がある条件下の補正や、鋼管に軸力が作用する条件下の補正を盛り込むことができ、より、精度の高い降伏耐力評価を行うことが可能となった。
具体的には、前記接合部の上端部と前記鉄骨梁の上端部との距離、及び、前記鋼管柱に作用する軸力を、それぞれ新しいパラメータとして組み込むことによって、現実により近づき、肌理細かで精度の高い推定結果を得られるようになった。このことは、図５に示すように、鋼管柱梁接合部の降伏耐力の実験結果と、当該推定式で求められた降伏耐力との関係に示すとおりである。
【０００８】
【数４】
0003778733.tif 000003
【０００９】
【数５】
0003778733.tif 000004
【００１０】
また、前記（式１）に、各パラメータの値を代入するだけで、極めて簡単に鋼管柱梁接合部の降伏耐力（ｃＰｙ）を算出することができる。従って、各部材の寸法や材質等の設計条件を変化させて多数の算定を実施するような作業を、短時間に実施することが可能となり、設計業務の効率化を図ることが可能となる。
また、前記（式１）によって求められた鋼管柱梁接合部の降伏応力（以後、単に算定値という）は、図５・７に示すように、求められる降伏応力の大きい領域から小さい領域にわたる広い範囲において、実験値に近似しており、バラツキが少なく、且つ、精度の高い算定を実現することが可能となる。
即ち、設計業務に対する対応性が向上して鋼管柱梁接合部の評価を迅速に行えるようになると共に、鋼管柱梁接合部の経済設計を叶えることが可能となる。
尚、上述のように、図面との対照を便利にするために符号を記したが、該記入により本発明は添付図面の構成に限定されるものではない。
【００１１】
【発明の実施の形態】
以下に本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。尚、図面において従来例と同一の符号で表示した部分は、同一又は相当の部分を示している。
図１、図２、図３に示すように、鋼管コンクリート柱・梁接合部は、鋼管コンクリート柱Ｃに鉄骨梁Ｂを接合させて構成されている。
前記鋼管コンクリート柱（鋼管柱に相当）Ｃは、鋼管１にコンクリート２を充填した構造のものである。
前記鉄骨梁Ｂは、上下のフランジＢＦをウエブＢＷで連結固着した構造のＨ形鋼（又は、Ｉ形鋼）によって構成してある。そして、鉄骨梁Ｂの端部は、前記鋼管コンクリート柱Ｃの外周に沿う凹形状に加工してある。そして、鋼管１へは、溶接によって連結してある。溶接余盛りの寸法は、フランジＢＦの外側余盛り寸法がＳ３、フランジＢＦの内側余盛り寸法がＳ２、フランジＢＦの左右側余盛り寸法が夫々Ｓ１に設定してある。また、Ｂｆは、フランジ幅寸法を表し、ｔfは 、フランジ厚みを表す。従って、接合部の溶接余盛りを含んだ接合高さrｔは、 （Ｓ２＋Ｓ３＋ｔf）で求められる。
前記鋼管１は、遠心力鋳鋼管であり、この鋼管１のうち、前記鉄骨梁Ｂが固定される仕口部１Ａを含んだ縦所定範囲間の接合部Ｋ２は、図に示すように、それの上下に連なる一般部Ｋ１の管厚ｔcよりも大なる管厚ｔpに形成して補剛してある。
前記接合部Ｋ２は、接合部Ｋ２の内径を前記一般部Ｋ１の内径と等しくした状態で、接合部Ｋ２の外径Ｄｐを一般部Ｋ１の外径Ｄｃよりも大きくして管厚ｔp を一般部Ｋ１の管厚ｔcよりも大にしてある。つまり、鋼管コンクリート柱Ｃは 、内部のコンクリート軸部断面が一定のものである。前記接合部Ｋ２と一般部Ｋ１との段部は、そこに応力集中が発生することを防止するように漸次管厚を変化させるアール形状に構成されている。
接合部Ｋ２の上端部と鉄骨梁Ｂの上端部との距離は、Ｌｐで表す。
そして、この鋼管コンクリート柱・梁接合部の降伏耐力（ｃＰｙ）を評価するに、下記数６、数７の推定式（式１）に基づいて算定し評価するものである。
【００１２】
【数６】
0003778733.tif 000005
【００１３】
【数７】
0003778733.tif 000006
【００１４】
複数の算定モデルを想定し、それらに対応する各数値（図６参照）を前記（式１）に代入して各モデル毎の鋼管柱梁接合部の降伏耐力を推定した結果を図５・７に示す。但し、図中のＤｃは一般部の外径、ｔcは一般部の管厚、Ｂｆは鉄骨 梁のフランジ幅、ｔfは鉄骨梁のフランジ厚み寸法、Ｓ１は溶接余盛りの左右側 余盛り寸法、Ｓ２は溶接余盛りの内側余盛り寸法、Ｓ３は溶接余盛りの外側余盛り寸法、ｈpは接合部の外側への増厚寸法、Ｌｐは鋼管柱における接合部と鉄骨 梁の上端部との距離、ｎpは鋼管の軸応力比、pσyは鋼管の接合部での降伏応力 度、cσyは鋼管の一般部での降伏応力度、fσyは鉄骨梁の降伏応力度をそれぞれ示す。
また、同様の算定モデルについての実験値と、従来の降伏線理論によって算出した鋼管柱梁接合部の降伏耐力とについてもそれぞれ記載した。
これから見られるように、前記（式１）によれば、極めて「実験値」に近似した推定値が得られていると同時に、従来の「降伏線理論」の結果に比べて、鋼管柱梁接合部の降伏耐力評価をより精度よく実施することができるものである。
従って本実施形態の耐力推定式によれば、従来の鋼管柱梁接合部の降伏耐力評価法よりも、鋼管コンクリート柱・梁接合部の耐力を適正に評価することが可能となり、その結果、鋼管コンクリート柱の設計を、より経済的に且つ安全に行うことができるようになる。
次に、前記（式１）を導いた経過について説明する。
発明者は、鋼管柱梁接合部の降伏メカニズムの設定にあたり、図４に示すように降伏線ＡＡ’、ＢＢ’、ＣＣ’、ＤＤ’、ＡＢ、Ａ’Ｂ’、ＢＣ、Ｂ’Ｃ’、ＣＤ、Ｃ’Ｄ’をそれぞれ仮定し、前記ＡＡ’、ＢＢ’、ＣＣ’、ＤＤ’の降伏線は、鋼管壁の曲げによって降伏し、前記ＡＢ、Ａ’Ｂ’、ＢＣ、Ｂ’Ｃ’、ＣＤ、Ｃ’Ｄ’の降伏線は、引張によって降伏するものとした。
また、当該推定式の導出にあたっては、圧縮及び曲げに伴う座屈は生じないものと仮定すると共に、式の展開において引張応力を正と定義すると共に、鋼材の圧縮降伏応力度、曲げ降伏応力度はともに引張降伏応力度と同じとした。
そして、各降伏線の内部仕事の合計値Ｅｉを求め、この内部仕事Ｅｉが、梁フランジに作用する荷重Ｐがなす外部仕事Ｅｘと等しくなるとして数８のとおり当該推定式（式１）を導いた。
【００１５】
【数８】
0003778733.tif 000007
【００１６】
次に、当該推定式（式１）による鋼管梁接合部の降伏耐力と対比させた実験値は、図７に示したが、その実験について簡単に説明する。
〈試験体〉
図８に示すように、試験体は、実物の約二分の一の大きさの柱・梁接合部の十字型骨組であり、鋼管コンクリート柱Ｃの鋼管１には、ＪＩＳ規格がＳＭＫ４９０の遠心力鋳鋼管を用い、鉄骨梁Ｂには、ＪＩＳ規格がＳＭ４９０Ａの梁材料からなるものを用いるとともに、鋼管１の仕口部１Ａが鉄骨梁Ｂよりも先行して崩壊するように十分な強度を与えた。各試験体は横断面形状が円形のものである。鉄骨梁Ｂの上下端から前記接合部Ｋ２の上下端の出寸法Ｌｐは５０ｍｍ（一定）とした（図６参照）。
〈加力装置〉
載荷試験に用いる加力装置として、図８に示すものを用意した。加力装置の概要を説明すると、加力装置は、試験体の鋼管コンクリート柱Ｃの下端を載荷する載荷台３と、試験体の鋼管コンクリート柱Ｃの上端に荷重を掛ける１０００トン載荷試験機４と、試験体を鉛直姿勢に保持するように試験体の鋼管コンクリート柱Ｃのうち１６００ｍｍを隔てた上端近くと下端近くとを拘束する反力ビーム５の群と、試験体の梁Ｂの端部にロードセル６を介して荷重Ｑｂを載荷するオイルジャッキ７とからなる。
〈加力形式〉
試験体への加力（載荷）形式は、鉛直載荷形式とした。鉛直載荷形式は、図９に示すように、両鉄骨梁Ｂの端部に荷重Ｑｂ１，Ｑｂ２を同方向に単調載荷する鉛直‐単調載荷形式である。そして、鋼管コンクリート柱Ｃの最大耐力に対する比としての軸力比として、０．０と０．３とを設定した。つまり、鋼管コンクリート柱Ｃに対して最大耐力の３０％の軸力を作用させる、或いは、軸力を作用させないかのいずれかに設定した。
〈載荷試験〉
当該載荷試験では、図９に示すように、両梁端への荷重Ｑｂ１，Ｑｂ２の単調載荷に伴う梁端部の上下方向の変形（たわみ）量δｂ（δｂ１，δｂ２）と仕口部１Ａの径方向の変形量δｐ（δｐ１，δｐ２）とをダイヤルゲージを用いて測定した。
【００１７】
〔別実施形態〕
以下に他の実施の形態を説明する。
〈１〉  前記接合部Ｋ２は、先の実施形態では、鋼管１の径方向外側に増厚した形状のものを説明したが、その構成に限るものではなく、例えば、鋼管１の径方向内側にのみ増厚した形状のもの、又は、鋼管１の径方向内外両側に増厚した形状のものであってもよく、何れの場合にも鋼管柱梁接合部の耐力推定値に大きな変動が無いことが確認されている。
〈２〉  先の実施形態における算定モデルは、接合部Ｋ２の上端部と鉄骨梁Ｂの上端部との距離Ｌｐが５０ｍｍ、軸力比（鋼管コンクリート柱の軸方向に加わる力（軸力）と、鋼管コンクリート柱の軸方向の降伏耐力との比）ｎcが、０．３ 以か０のものを使用しているが、Ｌｐやｎcが他の値であってもよく、本発明に よれば、幅の広い範囲の算定に対応することが可能で、より精度よく降伏耐力ｃＰｙを推定することができる。
〈３〉  前述の実施形態では、接合部Ｋ２のみを厚肉化した鋼管柱梁接合部を耐力の評価対象としたが、本発明は、鋼管１の全体を厚肉化する状態で接合部Ｋ２を補剛した鋼管柱梁接合部の耐力評価にも適用できる。
〈４〉  降伏線は、先の実施形態による形状に限らず、変形して考えることも可能である。
【図面の簡単な説明】
【図１】鋼管柱梁接合部を示す側面視説明図
【図２】鋼管柱梁接合部を示す上面視説明図
【図３】鋼管柱梁接合部を示す鉄骨梁軸芯方向視断面図
【図４】降伏線の設定を示す説明図
【図５】実験値と耐力推定値とを示す説明図
【図６】算定モデルの各数値を示す説明図
【図７】算定結果を示す説明図
【図８】実験装置を示す側面視説明図
【図９】実験方法を示す説明図
【図１０】従来の降伏線設定状況を示す説明図
【図１１】従来の耐力推定値と実験値とを示す説明図
【符号の説明】
ｃＰｙ  接合部の降伏耐力
２      コンクリート
Ｂ      鉄骨梁
Ｃ      鋼管柱
Ｋ２    接合部
Ｌｐ    鋼管柱における接合部と鉄骨梁の上端部との距離
Ｎ      鋼管に作用する軸力
ｔp     鋼管柱の接合部の管厚
ｔc     鋼管柱の一般部の管厚
【図１】
0003778733.tif 000010
【図２】
0003778733.tif 000011
【図３】
0003778733.tif 000012
【図４】
0003778733.tif 000013
【図５】
0003778733.tif 000014
【図６】
0003778733.tif 000015
【図７】
0003778733.tif 000016
【図８】
0003778733.tif 000017
【図９】
0003778733.tif 000018
【図１０】
0003778733.tif 000019
【図１１】
0003778733.tif 000020