JP7718404B2

JP7718404B2 - 柱梁接合部およびその設計方法

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Publication number: JP7718404B2
Application number: JP2022208427A
Authority: JP
Inventors: 椋太荒木田; 敏弘梅田; 智裕木下
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2022-12-26
Filing date: 2022-12-26
Publication date: 2025-08-05
Anticipated expiration: 2042-12-26
Also published as: JP2024092476A

Description

本発明は、４枚のスキンプレートが角溶接により相互に接合されて構成される溶接組立箱形断面部材と鉄骨梁との柱梁接合部およびその設計方法に関するものである。

建築物の柱部材には、冷間ロール成形角形鋼管、冷間プレス成形角形鋼管、溶接組立箱形断面部材などの角形鋼管が用いられることが多い。中低層建築物および高層建築物の柱部材には、比較的安価な冷間ロール成形角形鋼管や冷間プレス成形角形鋼管が用いられることが多い。これに対し、超高層建築物の柱部材には、要求される剛性および耐力が非常に大きいため、大断面化、厚肉化、高強度化が可能な溶接組立箱形断面部材が用いられることが多い。

ここで、溶接組立箱形断面部材は、冷間ロール成形角形鋼管や冷間プレス成形角形鋼管に比べて製作コストが高い。その要因としては、部材の高強度化に伴って、溶接組立箱形断面部材のスキンプレートを構成する鋼板のコスト自体が高いことに加えて、溶接組立箱形断面部材の製作時の溶接施工管理等に多くの工数および製作期間を要することが挙げられる。

特に、溶接組立箱形断面部材の肉厚が極厚である場合は、溶接組立箱形断面部材のスキンプレートを角溶接により相互に接合するときの溶接深さが大きくなる。溶接組立箱形断面部材の角溶接は、ＣＯ_２溶接またはサブマージアーク溶接で行われることが多いが、いずれも、角溶接の溶接深さが大きくなると、角溶接を１パスで行うことができず溶接パス数が増える。よって、角溶接が多層化して、溶接組立箱形断面部材の製作コストが上昇し、製作期間が長期化する。

また、多層サブマージアーク溶接の場合には、例えば非特許文献１および非特許文献２に開示されるように、溶接金属が早期に低位破断して母材規格強度を下回ることを防ぐべく、パス間温度およびその保持時間、ならびに後熱温度およびその保持時間等の熱管理を行う必要がある。

サブマージアーク溶接では、１パスで施工可能な溶接深さは、最大６０ｍｍ程度である。よって、肉厚が６０ｍｍ以上の溶接組立箱形断面部材をサブマージアーク溶接で製作する場合には、角溶接が多層サブマージアーク溶接となる。そして、上述のような熱管理が必要となり、溶接組立箱形断面部材の製作期間が急激に長期化する。

このような問題に対応して、溶接組立箱形断面部材を構成するスキンプレートの板厚を小さくし、この板厚減少に起因する溶接組立箱形断面部材全体の耐力低下を補うように、スキンプレートの強度を高める方法も考えられる。このようにすると、溶接組立箱形断面部材の角溶接を、１パスのＣＯ_２溶接またはサブマージアーク溶接で行うことができる。しかし、溶接組立箱形断面部材を構成するスキンプレートの高強度化に合わせて、角溶接の溶接材料も高強度化する必要があるため、角溶接の施工性が低下しうる。

また、例えば特許文献１では、溶接組立箱形断面部材の隅角部を内側から隅肉溶接するボックス柱の製造方法が提案されている。しかし、溶接組立箱形断面部材の内側での溶接作業は、溶接者への作業負荷が高く、危険な作業となる恐れもある。そこで、例えば非特許文献３に開示されるように、溶接組立箱形断面部材の角溶接を部分溶込み溶接とすることが検討されてきた。

さらに、近年の高層ビルの大型化や柱スパンの長大化に伴い、鉄骨梁の部材断面のサイズアップやの高強度化が必要とされている。すなわち、建築物の種類により、柱スパンの長大化に伴って、梁のたわみがたわみ制限より大きくならないようにすることを主な要因として梁の断面が決定されることとなり、鉄骨梁を大断面化かつ高強度化する必要が生じることがある。このように、大断面および高強度の鉄骨梁が柱梁接合部に取り付く場合には、柱梁接合部パネルの周囲に取り付く一または複数の梁部材の材端の全塑性耐力の合計値が大きくなりやすい。そして、梁部材の材端の全塑性耐力の合計値が、柱梁接合部パネルの上下に取り付く柱部材の材端の全塑性耐力の合計値を上回ると、柱梁接合部に大きな曲げモーメントが作用するときに、柱部材の材端に損傷が集中して、柱梁接合部の崩壊形が柱崩壊形となる恐れがある。

柱梁接合部の崩壊形が柱崩壊形となると、建築物全体の崩壊形も、エネルギー吸収量の大きい全体崩壊形ではなくエネルギー吸収量の小さい部分崩壊形となる恐れが高まり、比較的小さな地震の入力エネルギーで、建築物の層崩壊が発生する恐れがある。

特許第５１５７５５６号公報

湯田誠、外３名、「極厚ボックス角継手（ＳＡ４４０）への多層盛サブマージアーク溶接の検討その１試験概要及び事前試験結果」、日本建築学会大会学術講演梗概集（近畿）、一般社団法人日本建築学会、２０１４年９月、ｐｐ．１０４５－１０４６福元孝男、外３名、「極厚ボックス角継手（ＳＡ４４０）への多層盛サブマージアーク溶接の検討その２事前試験の考察と本試験結果」、日本建築学会大会学術講演梗概集（近畿）、一般社団法人日本建築学会、２０１４年９月、ｐｐ．１０４７－１０４８井上末冨、外２名、「部分溶込み溶接で組み立てられたボックス柱の耐荷力の研究（その１．実験計画および部分溶込み溶接せん断実験）」、日本建築学会大会学術講演梗概集（九州）、一般社団法人日本建築学会、１９８９年１０月、ｐｐ．１２５３－１２５４日本建築学会編、「鋼構造塑性設計指針第３版」、一般社団法人日本建築学会、２０１７年２月、ｐｐ．１５０－１５５日本建築学会編、「鋼構造接合部設計指針第３版」、一般社団法人日本建築学会、２０１２年３月、ｐｐ．２２５－２２６栗田舞人、外３名、「アンダーマッチング溶接により組み立てられた超高強度鋼ＣＦＴ部材の構造性能に関する研究その１４幅厚比１６．７のＣＦＴ接合部パネルの履歴挙動および耐力評価」、日本建築学会大会学術講演梗概集（東北）、一般社団法人日本建築学会、２０１８年９月、ｐｐ．１４２５－１４２６

梁部材の断面が決定している条件下で、柱梁接合部の崩壊形が柱崩壊形となることを回避するには、柱梁接合部パネルの全塑性耐力を柱部材の材端の全塑性耐力の合計値よりも小さくして、柱梁接合部パネル崩壊形とする必要がある。しかし、溶接組立箱形断面柱と鉄骨梁との柱梁接合部では内ダイアフラム形式が採用されることが多いため、柱梁接合部パネル部分での柱の肉厚を他の部分での柱の肉厚よりも小さくする等の方法により柱梁接合部パネルの全塑性耐力を小さくすることは難しい。このように、溶接組立箱形断面柱と鉄骨梁との柱梁接合部では、柱梁接合部パネルの全塑性耐力を柱の全塑性耐力の合計値より小さくすることが難しい。

上記課題に鑑み、本発明は、溶接組立箱形断面柱と鉄骨梁との柱梁接合部において、柱梁接合部の崩壊形を柱崩壊形ではなく柱梁接合部パネル崩壊形とすることにより、建築物全体の崩壊形をエネルギー吸収量の大きい全体崩壊形とすることを目的としている。

上記課題を解決するため、本発明は以下の特徴を有する。

［１］４枚のスキンプレートが角溶接により相互に接合されて構成される溶接組立箱形断面柱と鉄骨梁との柱梁接合部であって、前記角溶接がアンダーマッチ溶接と部分溶け込み溶接との一方または両方であり、前記柱梁接合部の接合部パネルに取り付く前記鉄骨梁が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントの合計値Σ_ｂＭ_ｐ ^＊、前記接合部パネルに取り付く前記溶接組立箱形断面柱の材端の全塑性モーメントの合計値Σ_ｃＭ_ｐ ^＊、前記接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ１ ^＊、前記角溶接がオーバーマッチ溶接かつ完全溶け込み溶接であると仮定したときの前記接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ２ ^＊が、下記（１）式および（２）式の関係を満たす、柱梁接合部。

Σ_ｃＭ_ｐ ^＊＜_ｐＭ_ｐ２ ^＊・・・（１）
_ｐＭ_ｐ１ ^＊＜Σ_ｃＭ_ｐ ^＊＜Σ_ｂＭ_ｐ ^＊・・・（２）
ここで、鉄骨梁の材端にハンチ等の拡幅部や補強材が設けられず、鉄骨梁が材軸方向に一様の断面を有する場合には、鉄骨梁は材端位置で全塑性状態となる。よって、この場合には、鉄骨梁が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントは、鉄骨梁の全塑性モーメントに等しくなる。また、鉄骨梁の材端にハンチ等の拡幅部や補強材が設けられる場合には、拡幅部や補強材が設けられる部分と設けられない部分との境界位置等で、鉄骨梁が全塑性状態となることがある。このとき、鉄骨梁が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントは、鉄骨梁の材軸方向の曲げモーメント分布に応じて、上記境界位置等における鉄骨梁の全塑性モーメントよりも大きくなる。そこで、鉄骨梁の材端にハンチ等の拡幅部や補強材が設けられる場合には、拡幅部や補強材が設けられることにより鉄骨梁の曲げ耐力が材軸方向に変化すること等も考慮して、鉄骨梁が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントを計算するものとする。

［２］前記スキンプレートの引張強度が７８０Ｎ／ｍｍ^２以上である、［１］に記載の柱梁接合部。

［３］前記角溶接の開先深さが６０ｍｍ以下である、［１］または［２］に記載の柱梁接合部。

［４］前記溶接組立箱形断面部材の内部にコンクリートが充填されている、［１］または［２］に記載の柱梁接合部。

［５］前記溶接組立箱形断面部材の内部にコンクリートが充填されている、［３］に記載の柱梁接合部。

［６］前記角溶接がアンダーマッチ溶接と部分溶け込み溶接との一方または両方であり、前記スキンプレートの板厚および基準強度、前記鉄骨梁の断面形状および基準強度、ならびに前記角溶接の溶接深さおよび溶接金属の基準強度から算出される、前記柱梁接合部の接合部パネルに取り付く前記鉄骨梁が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントの合計値Σ_ｂＭ_ｐ ^＊、前記接合部パネルに取り付く前記溶接組立箱形断面柱の材端の全塑性モーメントの合計値Σ_ｃＭ_ｐ ^＊、前記接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ１ ^＊、前記角溶接がオーバーマッチ溶接かつ完全溶け込み溶接であると仮定したときの前記接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ２ ^＊が、下記（１）式および（２）式の関係を満たすように、前記スキンプレートの板厚および基準強度、前記鉄骨梁の断面形状および基準強度、ならびに前記角溶接の溶接深さおよび溶接金属の基準強度を設定する、柱梁接合部の設計方法。

［７］前記スキンプレートの引張強度が７８０Ｎ／ｍｍ^２以上である、［６］に記載の柱梁接合部の設計方法。

［８］前記角溶接の開先深さが６０ｍｍ以下である、［６］または［７］に記載の柱梁接合部の設計方法。

［９］前記溶接組立箱形断面部材の内部にコンクリートが充填されている、［６］または［７］に記載の柱梁接合部の設計方法。

［１０］前記溶接組立箱形断面部材の内部にコンクリートが充填されている、［８］に記載の柱梁接合部の設計方法。

本発明の柱梁接合部およびその設計方法によれば、溶接組立箱形断面柱の角溶接がアンダーマッチ溶接と部分溶け込み溶接との一方または両方であるので、柱梁接合部の接合部パネルの全塑性耐力を、接合部パネルに取り付く鉄骨梁の材端の全塑性耐力の合計値よりも小さくすることができる。そして、柱梁接合部の接合部パネルの全塑性耐力が、柱梁接合部パネルの上下に取り付く柱部材の材端の全塑性耐力の合計値よりも小さくすることにより、柱梁接合部の崩壊形を柱梁接合部パネル崩壊形とすることができる。これにより、鉄骨梁が大断面や高強度で、柱梁接合部パネルに取り付く梁部材の材端の全塑性耐力の合計値が大きい場合にも、柱梁接合部の崩壊形を柱崩壊形ではなく柱梁接合部パネル崩壊形とし、建築物全体の崩壊形をエネルギー吸収量の大きい全体崩壊形にできる。

また、溶接組立箱形断面柱の角溶接がアンダーマッチ溶接と部分溶け込み溶接との一方または両方であるので、溶接組立箱形断面柱の角溶接の施工性を大幅に向上させることができ、製作コストおよび製作期間を大幅に削減できる。

図１（ａ）は、本発明の柱梁接合部の一例を示す斜視図である。図１（ｂ）は、溶接組立箱形断面部材の断面図である。図２（ａ）および図２（ｂ）は、溶接組立箱形断面部材の断面図および側面図である。図２（ｃ）および図２（ｄ）は、溶接組立箱形断面部材を力学モデル化した断面図および側面図である。図２（ｅ）および図２（ｆ）は、溶接組立箱形断面部材に０°方向からせん断力が作用するときの力学モデルを示す断面図および側面図である。図３（ａ）～図３（ｃ）は、溶接組立箱形断面部材に０°方向からせん断力が作用するときに発生するせん断変形領域および曲げ変形領域を示す側面図である。図４は、溶接組立箱形断面部材に０°方向からせん断力が作用するときの柱梁接合部パネル部の耐力を示すグラフである。図５（ａ）および図５（ｂ）は、本発明の柱梁接合部およびその設計方法の効果を検証するために実施した加力試験における試験体を示す図である。

以下、図面を参照して、本発明の柱梁接合部およびその設計方法の実施形態について、詳細に説明する。

図１（ａ）に、本実施形態の柱梁接合部１を示す。また、図１（ｂ）に、柱梁接合部１の柱梁接合部パネル部分を構成する溶接組立箱形断面柱１０の断面図を示す。

図１（ａ）および図１（ｂ）に示すように、本実施形態の柱梁接合部１は、４枚のスキンプレート１１、１２が角溶接１３により相互に接合されて構成される溶接組立箱形断面柱１０と鉄骨梁２０との柱梁接合部である。本実施形態では、鉄骨梁２０はＨ形鋼から構成されているが、本発明における鉄骨梁は、これに限定されるものではない。

また、図１（ａ）では、本発明の柱梁接合部の一例として、柱梁接合部パネルの上下に溶接組立箱形断面柱１０が取り付き、柱梁接合部パネルの左右に鉄骨梁２０が取り付く例を示している。本発明は、これに限定されるものでなく、柱梁接合部パネルの下のみに溶接組立箱形断面柱１０が取り付く場合や、柱梁接合部パネルの周囲に取り付く鉄骨梁２０の本数が１本または３本以上である場合にも適用可能である。

図１（ｂ）に示すように、本実施形態の柱梁接合部１では、４枚のスキンプレート１１、１２を接合する角溶接１３は、部分溶け込み溶接である。本発明における角溶接は、これに限定されるものではなく、角溶接を完全溶け込みのアンダーマッチ溶接としてもよく、部分溶け込み溶接かつアンダーマッチ溶接としてもよい。

さらに、本実施形態の柱梁接合部１を構成する溶接組立箱形断面柱１０のスキンプレート１１、１２および角溶接１３、ならびに鉄骨梁２０の形状および材料強度は、下記（１）式および（２）式の関係を満たすように設定されている。すなわち、溶接組立箱形断面柱１０のスキンプレート１１、１２の板厚ｔおよび降伏強度σ_ｙ、角溶接１３の溶接深さｔ_ｗおよび溶接金属の強度σ_ｙｗ、ならびに鉄骨梁２０の断面サイズおよび降伏強度が、上記（１）式および（２）式の関係を満たすように設定されている。

Σ_ｃＭ_ｐ ^＊＜_ｐＭ_ｐ２ ^＊・・・（１）
_ｐＭ_ｐ１ ^＊＜Σ_ｃＭ_ｐ ^＊＜Σ_ｂＭ_ｐ ^＊・・・（２）
また、本実施形態の柱梁接合部の設計方法は、上記（１）式および（２）式の関係を満たすように、スキンプレート１１、１２の板厚ｔおよび基準強度σ_ｙ、角溶接１３の溶接深さｔ_ｗおよび溶接金属の強度σ_ｙｗ、ならびに鉄骨梁２０の断面サイズおよび基準強度を設定するものである。

ここで、上記（１）式および（２）式において、Σ_ｂＭ_ｐ ^＊は、柱梁接合部１の接合部パネルに取り付く鉄骨梁２０が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントの合計値であり、Σ_ｃＭ_ｐ ^＊は、接合部パネルに取り付く溶接組立箱形断面柱１０の材端の全塑性モーメントの合計値である。また、_ｐＭ_ｐ１ ^＊は、接合部パネルの全塑性モーメントであり、_ｐＭ_ｐ２ ^＊は、角溶接１３がオーバーマッチ溶接かつ完全溶け込み溶接であると仮定したときの接合部パネルの全塑性モーメントである。

鉄骨梁２０が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメント_ｂＭ_ｐ ^＊、溶接組立箱形断面柱１０の材端の全塑性モーメント_ｃＭ_ｐ ^＊、および角溶接１３がオーバーマッチ溶接かつ完全溶け込み溶接であると仮定したときの接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ２ ^＊は、例えば非特許文献４に記載される方法により計算できる。

また、角溶接１３がアンダーマッチ溶接と部分溶け込み溶接との一方または両方であることによる耐力減少を考慮した接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ１ ^＊については、下記のとおり検討を行った。

まず、図２（ａ）～図２（ｄ）に示すように、溶接組立箱形断面柱１０において、スキンプレートの板厚ｔおよび角溶接の溶接深さｔ_ｗが、スキンプレート１１、１２の板幅に対して十分に小さく、スキンプレート１１、１２が板厚中心に集中すると仮定して、スキンプレート１１、１２の板厚方向に生じるせん断応力を無視した力学モデルを設定した。

そして、溶接組立箱形断面柱１０にせん断力が作用するとき、溶接組立箱形断面柱１０の各部位には、せん断変形および曲げ変形が、次のように生じるものと仮定した。

まず、図２（ｅ）および図２（ｆ）に示すように、溶接組立箱形断面柱１０に作用するせん断力の方向が、対向する一対のスキンプレート１１と、対向するもう一対のスキンプレート１２のうち、一方の幅方向と平行であるとき（以下、「０°方向加力時」という）について、次のとおり仮定した。すなわち、せん断力と平行な一対のスキンプレート１１には、幅方向中央部の幅（ｄ_ｃ－Ｘ）ｍｍの領域でせん断変形が生じ、幅方向両端部の幅（Ｘ／２）ｍｍの領域のうち柱梁接合部パネル部の上下端部で曲げ変形が生じるものと仮定した。ただし、ｄ_ｃは溶接組立箱形断面柱１０のスキンプレート１１、１２の板厚中心間距離であって、溶接組立箱形断面柱１０の幅Ｄに対してｄ_ｃ＝Ｄ－ｔの関係にあり、Ｘの範囲は０≦Ｘ≦ｄ_ｃ／２である。さらに、全ての角溶接１３には、せん断変形が生じるものと仮定した。

上述のような力学モデルにおいて、Ｘの値を０≦Ｘ≦ｄ_ｃ／２の範囲内で変化させながら、溶接組立箱形断面柱１０の柱梁接合部パネル部のせん断耐力をそれぞれ計算した。そして、これらのせん断耐力のうち最小値となるものを、溶接組立箱形断面柱１０の柱梁接合部パネル部のせん断耐力とした。具体的には、非特許文献４および非特許文献５に記載される計算方法を参考にして、上記計算を行った。このようにして、溶接組立箱形断面柱１０の柱梁接合部パネル部のせん断耐力_ｐＭ_ｐａを求めたところ、下記（３）式～（５）式のとおりとなった。

０°方向加力時は、
（１）１≦（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）／（ｔ・σ_ｙ）のとき（図３（ａ）参照）、

（２）１－√３（ｄ_ｃ／ｄ_ｂ）≦（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）／（ｔ・σ_ｙ）≦１のとき（図３（ｂ）参照）、

（３）（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）／（ｔ・σ_ｙ）≦１－√３（ｄ_ｃ／ｄ_ｂ）のとき（図３（c）参照）、

ただし、上記（４）式～（５）式中のｄ_ｂは、柱梁接合部パネル部の高さである。また、上記（３）式～（５）式中の「_ｐＭ_ｐ０指針」は、それぞれ下記（６）式のとおり算出される値である。

ここで、上記（６）式に示す「_ｐＭ_ｐ０指針」は、非特許文献５に記載されている柱梁接合部パネル部の耐力評価式であって、柱梁接合部パネル部の全体がせん断変形して全塑性耐力に達する時に柱梁接合部パネル部に作用する曲げモーメントの値である。「_ｐＭ_ｐ０指針」は、角溶接１３が完全溶込み溶接かつ角溶接の溶接金属の強度が母材強度を上回るオーバーマッチ溶接となるように施工された溶接組立箱形断面部材の柱梁接合部パネル部の耐力評価式として、現在最も広く用いられているものである。

上記（３）式～（５）式により求められる溶接組立箱形断面柱１０の柱梁接合部パネル部のせん断耐力_ｐＭ_ｐａは、角溶接の溶接金属の耐力（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）と母材耐力（ｔ・σ_ｙ）との比（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）／（ｔ・σ_ｙ）および柱梁接合部パネル部のアスペクト比ｄｂ／ｄｃに依存して変化する。これについて以下に説明する。

図４に、角溶接１３の耐力の母材耐力に対する比（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）／（ｔ・σ_ｙ）を０．０～１．２の範囲で変化させたとき、上記（３）式～（５）式により計算される０°方向加力時の柱梁接合部パネル部のせん断耐力_ｐＭ_ｐａの値の「_ｐＭ_ｐ０指針」に対する比_ｐＭ_ｐａ／（_ｐＭ_ｐ０指針）の変化を、柱梁接合部パネル部のアスペクト比ｄ_ｂ／ｄ_ｃが１．０、１．５、２．０の場合について、グラフで示す。

図４に示すとおり、角溶接１３の溶接金属の耐力（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）と母材耐力（ｔ・σ_ｙ）との比（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）／（ｔ・σ_ｙ）が小さくなるほど、柱梁接合部パネル部の耐力が減少し、また柱梁接合部パネル部のアスペクト比ｄ_ｂ／ｄ_ｃが大きくなるほど、柱梁接合部パネル部の耐力の低下量が大きくなっている。すなわち、柱梁接合部１の少なくとも接合部パネル部分において、角溶接１３をアンダーマッチ溶接と部分溶込み溶接との一方または両方とすることで、柱梁接合部１の接合部パネルの全塑性耐力_ｐＭ_ｐ１ ^＊を小さくすることができる。そして、角溶接１３がアンダーマッチ溶接と部分溶け込み溶接との一方または両方であることによる耐力減少を考慮した接合部パネルの全塑性耐力_ｐＭ_ｐ１ ^＊は、図４に示すように、角溶接１３の溶接金属の耐力（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）と母材耐力（ｔ・σ_ｙ）との比（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）／（ｔ・σ_ｙ）に基づいて把握できる。

また、本実施形態の柱梁接合部１およびその設計方法では、溶接組立箱形断面柱１０を構成するスキンプレート１１、１２の引張強度を７８０Ｎ／ｍｍ^２以上とすることができる。現在、溶接組立箱形断面柱のスキンプレートとして一般的に用いられている鋼板の強度は、最大で７８０Ｎ／ｍｍ^２級程度である。７８０Ｎ／ｍｍ^２級またはそれ以上の鋼板は、これよりも低強度の鋼材に比べて破断伸びが小さくなりやすく、これを溶接組立箱形断面柱のスキンプレートに用いる場合には、スキンプレートには変形能力を期待せず、弾性範囲内で用いるように設計されるのが一般的である。しかし、非特許文献６に記載されているように、７８０Ｎ／ｍｍ^２級の鋼材であっても、柱梁接合部のパネル内では大きな変形能力を発揮することが報告されている。これより、７８０Ｎ／ｍｍ^２級の鋼板をスキンプレート１１、１２に用いても、溶接組立箱形断面柱１０と鉄骨梁２０との柱梁接合部１の崩壊形を柱接合部パネル部崩壊形とし、柱梁接合部１の変形能力を十分に確保できる。

また、本実施形態の柱梁接合部１およびその設計方法では、角溶接１３の開先深さを６０ｍｍ以下とすることが好ましい。上述のとおり、サブマージアーク溶接では、１パスで施工可能な最大溶接深さは６０ｍｍ程度である。よって、肉厚が６０ｍｍ以上の溶接組立箱形断面部材をオーバーマッチ溶接かつ完全溶込み溶接のサブマージアーク溶接で製作する場合には、角溶接１３が多層サブマージアーク溶接となり、後熱管理が必要となるため、溶接組立箱形断面部材の製作工期が急激に長期化する。

これに対し、本実施形態の柱梁接合部１では、溶接組立箱形断面柱１０の角溶接１３の溶接深さｔ_ｗを小さくして部分溶込み溶接とし、さらに角溶接１３の開先深さを６０ｍｍ以下とすることにより、溶接組立箱形断面柱１０のスキンプレート１１、１２の板厚ｔが大きい場合にも角溶接１３を１パスで溶接することが可能となる。よって、肉厚が６０ｍｍ以上の溶接組立箱形断面部材を完全溶込みの多層サブマージアーク溶接により施工する場合のような後熱管理が不要なため、角溶接１３の溶接施工性が大幅に高められ、溶接組立箱形断面柱１０の製作コストや製作期間を大幅に削減できる。溶接組立箱形断面柱１０のスキンプレート１１、１２の板厚ｔが６５ｍｍ程度またはそれ以下である場合には、角溶接１３の開先深さを６０ｍｍ以下としなくても、角溶接１３を部分溶込み溶接とすることにより、上述の効果を得ることができる。

なお、角溶接１３をアンダーマッチ溶接または部分溶込み溶接とすることにより、溶接組立箱形断面柱１０の部材耐力が大きく影響を受けるのは、接合部パネル部分が主である。ただし、接合部パネル部分以外の部位においても、溶接組立箱形断面柱１０が確実にせん断力を伝達できるようにするには、溶接組立箱形断面柱１０の角溶接１３の溶接金属の耐力の母材耐力に対する比（ｔ_ｗ・σ_ｙｗ）／（ｔ・σ_ｙ）を０．３以上とすることが好ましい。

また、本実施形態の柱梁接合部１およびその設計方法は、溶接組立箱形断面柱１０の内部にコンクリート（図示せず）が充填されているにも適用可能である。

本発明の柱梁接合部およびその設計方法の効果を検証すべく、数値解析により柱梁接合部の崩壊形を確認したので、これについて以下に説明する。

本数値解析では、図５に示す平面十字骨組の解析モデルに対し、溶接組立箱形断面柱１０に軸方向力を付与しつつ鉄骨梁２０の両端に逆対称にせん断力を付与する条件で数値解析を行い、柱梁接合部１の崩壊形を確認した。

具体的には、平面十字骨組の溶接組立箱形断面柱１０を構成するスキンプレート１１、１２の降伏強度σ_ｙを６３０Ｎ／ｍｍ^２とし、柱幅を８００ｍｍ、板厚ｔを８０ｍｍ、柱高さを１２０００ｍｍとした。また、角溶接１３として、角溶接Ａ（本発明例）と角溶接Ｂ（比較例）の２種類を設定した。角溶接Ｂについては、溶接金属の降伏強度σ_ｙｗを６３０Ｎ／ｍｍ^２、開先深さｔ_ｗを８０ｍｍとして、多パスのサブマージアーク溶接によりイーブンマッチ溶接となるように施工されているものとして、解析モデルを設定した。また、角溶接Ａについては、溶接金属の降伏強度σ_ｙｗを３２５Ｎ／ｍｍ^２、開先深さｔ_ｗを５０ｍｍとして、１パスのサブマージアーク溶接によりアンダーマッチ溶接となるように施工されているものとして、解析モデルを設定した。

また、鉄骨梁２０については、鉄骨梁２０が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントが大きい場合を再現すべく、降伏強度を４４０Ｎ／ｍｍ^２、梁幅を６００ｍｍ、梁せいを１６００ｍｍ、梁フランジの板厚を８０ｍｍ、梁ウェブの板厚を４０ｍｍ、梁長さを２４０００ｍｍとした。

溶接組立箱形断面柱１０の材軸方向上端をピンローラー支持、材軸方向下端をピン支持とし、軸力比０．４の軸方向力（溶接組立箱形断面柱１０の降伏軸力をＮ_ｙとすると、０．４Ｎ_ｙ）が作用するものとした。そして、図５に示すように、鉄骨梁２０の材軸方向端部に上下逆方向にせん断力Ｑが作用するときの、接合部パネルに取り付く鉄骨梁２０が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントの合計値Σ_ｂＭ_ｐ ^＊、接合部パネルに取り付く溶接組立箱形断面柱１０の材端の全塑性モーメントの合計値Σ_ｃＭ_ｐ ^＊、接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ１ ^＊または_ｐＭ_ｐ２ ^＊を計算した。表１に、本数値解析の結果を示す。

表１に示すとおり、角溶接１３が角溶接Ｂの比較例では、鉄骨梁２０が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントの合計値Σ_ｂＭ_ｐ ^＊、溶接組立箱形断面柱１０の材端の全塑性モーメントの合計値Σ_ｃＭ_ｐ ^＊、接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ２ ^＊のうち、Σ_ｃＭ_ｐ ^＊が最も小さくなっている。つまり、柱梁接合部１の接合部パネルに隣接する溶接組立箱形断面柱１０の材端に損傷が集中して、柱梁接合部１の崩壊形が柱崩壊形となる可能性が高いことがわかる。

これに対し、角溶接１３が角溶接Ａの本発明例では、鉄骨梁２０が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントの合計値Σ_ｂＭ_ｐ ^＊、溶接組立箱形断面柱１０の材端の全塑性モーメントの合計値Σ_ｃＭ_ｐ ^＊、接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ１ ^＊のうち、_ｐＭ_ｐ１ ^＊が最も小さくなっている。つまり、柱梁接合部１の崩壊形を接合部パネル崩壊形とすることができている。また、接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ１ ^＊と溶接組立箱形断面柱１０の材端の全塑性モーメントの合計値Σ_ｃＭ_ｐ ^＊との比_ｐＭ_ｐ ^＊／Σ_ｃＭ_ｐ ^＊は０．７７であり、接合部パネル崩壊時に、溶接組立箱形断面柱１０の材端の耐力は、２～３割ほど余力を残している。

以上より、本発明の柱梁接合部およびその設計方法により、鉄骨梁が大断面や高強度で、柱梁接合部パネルに取り付く梁部材の材端の全塑性耐力の合計値が大きい場合にも、柱梁接合部の崩壊形を柱崩壊形ではなく柱梁接合部パネル崩壊形にできることが確認された。

１柱梁接合部
１０溶接組立箱形断面柱
１１、１２スキンプレート
１３角溶接
２０鉄骨梁
ｔスキンプレートの板厚
ｔ_ｗ角溶接の溶接深さ
σ_ｙスキンプレートの降伏強度
σ_ｙｗ角溶接の溶接金属の降伏強度

Claims

４枚のスキンプレートが角溶接により相互に接合されて構成される溶接組立箱形断面柱と鉄骨梁との柱梁接合部であって、
前記角溶接がアンダーマッチ溶接と部分溶け込み溶接との一方または両方であり、
前記柱梁接合部の接合部パネルに取り付く前記鉄骨梁が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントの合計値Σ_ｂＭ_ｐ ^＊、前記接合部パネルに取り付く前記溶接組立箱形断面柱の材端の全塑性モーメントの合計値Σ_ｃＭ_ｐ ^＊、前記接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ１ ^＊、前記角溶接がオーバーマッチ溶接かつ完全溶け込み溶接であると仮定したときの前記接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ２ ^＊が、下記（１）式および（２）式の関係を満たす、柱梁接合部。
Σ_ｃＭ_ｐ ^＊＜_ｐＭ_ｐ２ ^＊・・・（１）
_ｐＭ_ｐ１ ^＊＜Σ_ｃＭ_ｐ ^＊＜Σ_ｂＭ_ｐ ^＊・・・（２）
前記スキンプレートの引張強度が７８０Ｎ／ｍｍ^２以上である、請求項１に記載の柱梁接合部。
前記角溶接の開先深さが６０ｍｍ以下である、請求項１または２に記載の柱梁接合部。
前記溶接組立箱形断面柱の内部にコンクリートが充填されている、請求項１または２に記載の柱梁接合部。
前記溶接組立箱形断面柱の内部にコンクリートが充填されている、請求項３に記載の柱梁接合部。
４枚のスキンプレートが角溶接により相互に接合されて構成される溶接組立箱形断面柱と鉄骨梁との柱梁接合部の設計方法であって、
前記角溶接がアンダーマッチ溶接と部分溶け込み溶接との一方または両方であり、
前記スキンプレートの板厚および基準強度、前記鉄骨梁の断面形状および基準強度、ならびに前記角溶接の溶接深さおよび溶接金属の基準強度から算出される、前記柱梁接合部の接合部パネルに取り付く前記鉄骨梁が全塑性状態となるときの材端の曲げモーメントの合計値Σ_ｂＭ_ｐ ^＊、前記接合部パネルに取り付く前記溶接組立箱形断面柱の材端の全塑性モーメントの合計値Σ_ｃＭ_ｐ ^＊、前記接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ１ ^＊、前記角溶接がオーバーマッチ溶接かつ完全溶け込み溶接であると仮定したときの前記接合部パネルの全塑性モーメント_ｐＭ_ｐ２ ^＊が、下記（１）式および（２）式の関係を満たすように、前記スキンプレートの板厚および基準強度、前記鉄骨梁の断面形状および基準強度、ならびに前記角溶接の溶接深さおよび溶接金属の基準強度を設定する、柱梁接合部の設計方法。
Σ_ｃＭ_ｐ ^＊＜_ｐＭ_ｐ２ ^＊・・・（１）
_ｐＭ_ｐ１ ^＊＜Σ_ｃＭ_ｐ ^＊＜Σ_ｂＭ_ｐ ^＊・・・（２）
前記スキンプレートの引張強度が７８０Ｎ／ｍｍ^２以上である、請求項６に記載の柱梁接合部の設計方法。
前記角溶接の開先深さが６０ｍｍ以下である、請求項６または７に記載の柱梁接合部の設計方法。
前記溶接組立箱形断面柱の内部にコンクリートが充填されている、請求項６または７に記載の柱梁接合部の設計方法。
前記溶接組立箱形断面柱の内部にコンクリートが充填されている、請求項８に記載の柱梁接合部の設計方法。