JP7737072B2 - 柱梁接合構造 - Google Patents

Description

本発明は、柱梁接合構造に関する。
本願は、２０２３年６月１９日に、日本に出願された特願２０２３－０９９７４７号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。

１９９４年にアメリカ合衆国で、ノースリッジ地震が発生した。このノースリッジ地震が発生するよりも前においては、図２０に示す柱梁接合構造２００が採用されていた（非特許文献１参照）。すなわち、柱梁接合構造２００は、柱２０１と、梁２１１と、を備える。柱２０１は、柱用Ｈ形鋼（Ｈ形鋼）で構成された柱本体２０２と、一対のスチフナ（ダイアフラム。第１補強板、連続板）２０３と、シアプレート２０４と、を有する。
柱本体２０２は、一対の柱用フランジ２０６及び柱用ウェブ２０７を有し、上下方向に沿って延びている。
各スチフナ２０３は、水平スチフナであり、水平面に沿って配置されている。各スチフナ２０３は、上下方向において、梁２１１における後述する一対の梁用フランジ２１６と同じ位置に配置されている。各スチフナ２０３は、柱２０１（柱本体２０２）の一対の柱用フランジ２０６及び柱用ウェブ２０７に、溶接により形成された溶接部２０８によりそれぞれ接合されている。
シアプレート２０４は、柱２０１の柱用フランジ２０６に溶接等により接合されている。

梁２１１は、梁用Ｈ形鋼（Ｈ形鋼）２１２と、一対の裏当て金２１３と、を有する。梁用Ｈ形鋼２１２は、例えば、ＪＩＳ（日本工業規格） Ｇ ３１９２：２０１４ 熱間圧延形鋼の形状，寸法，質量及びその許容差（以下では、単にＪＩＳ Ｇ ３１９２と言う）により規定されるＨ形鋼である。
梁用Ｈ形鋼２１２は、一対の梁用フランジ２１６及び梁用ウェブ２１７を有する。一対の梁用フランジ２１６は、上下方向に対向するように配置されている。一対の梁用フランジ２１６のうち、上方に配置された梁用フランジ２１６が上フランジ２１６Ａであり、下方に配置された梁用フランジ２１６が下フランジ２１６Ｂである。

各梁用フランジ２１６は、裏当て金２１３が梁用フランジ２１６の下方に取り付けられた状態で、溶接部２１８により柱本体２０２の柱用フランジ２０６に接合されている。梁用ウェブ２１７とシアプレート２０４とは、高力ボルト等の締結部材２１９により互いに接続されている。なお、梁用ウェブ２１７は、シアプレート２０４と締結部材２１９による接続に加え、溶接により接続される場合もある。また、梁用ウェブ２１７は、柱用フランジ２０６に直接溶接により接合される場合もある。
柱梁接合構造２００において、柱２０１と梁２１１とは、接合部２２２で互いに接続されている。接合部２２２は、いわゆるプレノースリッジ（Pre-Northridge）接合部である。
ここで、柱用ウェブ２０７における、上下方向において梁２１１の範囲内の部分を、接合部パネル２０７ａと規定する。

柱梁接合構造２００のノースリッジ地震による破壊形式には、図２１に示すように、線ＬＡ，ＬＢ，ＬＣ，ＬＤで表される亀裂に対応するＴｙｐｅ ＡからＴｙｐｅ Ｄがある。
Ｔｙｐｅ Ａ，Ｂは、柱用フランジ２０６を、柱用フランジ２０６の主面と平行に引き裂く方向（後述する図１におけるＳ方向（板厚方向Ｓ））の破壊靭性に依存する。Ｔｙｐｅ Ｃでは、亀裂を表す線ＬＣは、梁用フランジ２１６を貫通するように進展している。
Ｔｙｐｅ Ｄは、柱用フランジ２０６を材軸方向（長手方向）に分断する方向（Ｌ方向）の破壊靭性に依存する。

図２２に示すように、Ｔｙｐｅ Ｄはさらに、接合部パネル２０７ａのせん断変形に起因する柱用フランジ２０６の局所的な曲げ変形によって誘起される。なお、図２２に示す柱梁接合構造２００Ａでは、柱２０１に一対の梁２１１が接合されている。柱２０１の柱用フランジ２０６における範囲Ｒ１の部分、及び梁２１１の梁用フランジ２１６における範囲Ｒ２の部分には、それぞれ局所的なキンク（捩れ。kink）変形が生じている。これら範囲Ｒ１，Ｒ２の部分が、局所的な曲げ変形が生じている部分である。
このように、Ｔｙｐｅ Ｃを除き、いずれも、下フランジ２１６Ｂの裏当て金２１３と柱２０１との間に形成されたスリットで、亀裂が発生、進展したことを示している。

欧米の現在の耐震構造に用いられる柱梁接合構造は、ノースリッジ地震における、柱梁接合構造２００の接合部２２２での破壊形式を踏まえて、多数回の繰返し変形に耐えうるように、接合部の詳細構造（detail）が決められている。
具体的な詳細構造として、図２３に示すように、柱梁接合構造２００Ｂは、下記の（１）～（３）の対策を講じることが義務付けられている。
（１）柱２０１を、スチフナ２０３により補強する。
（２）柱２０１の接合部パネル２０７ａを、柱用ウェブ２０７を厚くするようにダブラープレート（第２補強板）２２５により補強する。
（３）梁２１１Ａの端部を現場で溶接した後に、梁２１１Ａの下フランジ２１６Ｂに取り付く裏当て金２１３を除去し、補強溶接する。
すなわち、梁２１１Ａは、梁２１１の各構成において、下フランジ２１６Ｂ周辺に裏当て金２１３を有さない。ダブラープレート２２５は、柱２０１に備えられ、接合部パネル２０７ａに接合される。

柱２０１と梁２１１Ａとの接合部２２２Ａは、いわゆるポストノースリッジ（Post-Northridge）接合部である。接合部２２２Ａは、Ｔｙｐｅ ＡからＴｙｐｅ Ｄの破壊を防止するための接合部である。
（１）及び（２）の対策により、柱用フランジ２０６及び接合部パネル２０７ａの塑性変形を抑制している。（３）の対策における裏当て金２１３の除去には、例えばアークガウジング工法が用いられる。補強溶接は、裏当て金２１３を除去した部分で、除去した部分の下方から上向きに行われる。補強溶接により、破壊の起点となるスリットを無くしている。
これらの対策は、柱用フランジ２０６にＳ方向及びＬ方向の破壊靭性が比較的低い鋼材を用いる場合において、早期の脆性破壊を防止するには有効な対策である。

中島正愛、"兵庫県南部地震と米国ノースリッジ地震における鉄骨造建物柱はり接合部破断現象とその比較"、［online］、平成8年4月、京都大学防災研究所年報、第39号、B-1、［令和4年8月3日検索］、インターネット<http://www.dpri.kyoto-u.ac.jp/nenpo/no39/39b1/a39b1p02.pdf>

しかしながら、柱梁接合構造２００Ｂの接合部２２２Ａでは、地震外力によるエネルギーを全て梁２１１Ａの塑性変形によって吸収するため、梁２１１Ａの局部座屈によって接合部２２２Ａの終局性能が制限されていた。また、スチフナやダブラ―プレートによる補強や裏当て金の除去は、工場製作や現場施工の負荷が大きく、建築鉄骨の生産性を落とす要因になっている。
一方で、柱梁接合構造が用いられる建築物の構造安定性を確保することが望まれている。

本発明は、このような問題点に鑑みてなされたものであって、柱梁接合構造が用いられる建築物の構造安定性を確保するとともに、エネルギー吸収性能が高い接合部を有する柱梁接合構造を提供することを目的とする。

前記課題を解決するために、この発明は以下の手段を提案している。
（１）本発明の態様１は、柱用Ｈ形鋼、角形鋼管、又は溶接組立箱形断面で構成された柱本体を有する柱と、梁用Ｈ形鋼を有し、前記梁用Ｈ形鋼の一対の梁用フランジが、前記柱本体が有する被接合板に溶接部を介してそれぞれ直接接合された梁と、を備え、前記被接合板は、前記柱用Ｈ形鋼の柱用フランジ、又は前記角形鋼管及び前記溶接組立箱形断面の平板部であり、前記柱本体の中心軸線と、前記梁用Ｈ形鋼の中心軸線とが交差する位置を、交差位置と規定したときに、前記交差位置における、前記梁の全塑性耐力に対する前記柱の全塑性耐力の比が、１．５以上３．０以下であり、前記交差位置における、前記柱用Ｈ形鋼で構成された前記柱本体の柱用ウェブ、又は前記角形鋼管及び前記溶接組立箱形断面で構成された前記柱本体における前記梁の長手方向に沿って延びる前記平板部である接合部パネル、における、上下方向において前記梁せいの範囲内の部分の全塑性耐力に対する前記梁の全塑性耐力の比が、１．０５以上１．５以下であり、前記柱と前記梁との接合部にエネルギーが作用したときに、前記接合部パネルが降伏し、降伏による前記接合部パネルの耐力上昇に続いて、前記梁が降伏し、前記梁及び前記接合部パネルの両方で、前記エネルギーを吸収する、柱梁接合構造である。

この発明では、発明者等は鋭意検討の結果、柱梁接合構造における柱と梁との接合部におけるエネルギー吸収性能を高めるには、梁だけでなく、接合部パネルで、柱梁接合構造に作用するエネルギーを吸収させることが必要であることを見出した。特に、柱用フランジの破断が生じない限り塑性化後の安定的な耐力上昇が望める接合部パネルが先に降伏し、降伏による接合部パネルの耐力上昇に続いて、梁が降伏するように構成されていることが好ましい。つまり、接合部パネルの全塑性耐力に対する梁の全塑性耐力の比である梁パネル耐力比は、接合部パネルが先に降伏するには、１．０５以上であればよい。
また、接合部パネルは、繰り返しの塑性変形によるひずみ硬化により、耐力が全塑性耐力の１．５倍程度まで上昇することが期待できる。つまり、梁パネル耐力比を１．５以下にすることで、接合部パネルが先行降伏した後の耐力上昇過程において、接合部パネルだけでなく梁も塑性化させることができ、梁及び接合部パネルの両方で柱梁接合構造に作用するエネルギーを吸収させることができる。従って、柱と梁との接合部におけるエネルギー吸収性能を高めることができる。

一方で、柱梁接合構造が用いられる建築物の構造安定性を確保するには、柱の降伏による、建築物が備える層の崩壊を防ぐ必要がある。そのためには、柱は梁に対して十分に強くする必要がある。梁の塑性化後の耐力上昇を鑑みると、梁の全塑性耐力に対する柱の全塑性耐力の比である柱梁耐力比は、１．５以上が好ましい。柱が過剰な性能となり経済的に不合理とならないようにするには、柱梁耐力比は２．５～３．０程度以下に抑えるのが好ましい。
以上のように、梁パネル耐力比を１．０５以上１．５以下とし、柱梁耐力比を１．５以上３．０以下とすることにより、柱梁接合構造が用いられる建築物の構造安定性を確保し、エネルギー吸収性能が高い接合部を有する柱梁接合構造を提供することができる。

（２）本発明の態様２は、前記一対の梁用フランジのうち下方に配置された下フランジ及び前記被接合板のそれぞれに前記溶接部を介して接合された裏当て金を備え、前記裏当て金は、前記下フランジの下方に取り付けられ、前記裏当て金の上面には、前記被接合板に近づくに従い漸次、下方に向かう斜面が形成され、前記溶接部は前記斜面内にも形成されている、（１）に記載の柱梁接合構造であってもよい。
この発明では、裏当て金と溶接部との接続面における被接合板に接合される部分は、被接合板に対して直交せずに傾斜している。このため、例えば、梁に作用する曲げモーメント等の荷重により、被接合板と裏当て金との境界に生じるスリットの先端へのひずみ集中を緩和することができ、スリットの先端から溶接部や被接合板（被接合板の母材）に向かう亀裂の進展を抑制することができる。

（３）本発明の態様３は、－２０℃における、前記被接合板の板厚方向のシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}が、３５Ｊ以上である、（１）又は（２）に記載の柱梁接合構造であってもよい。
この発明では、－２０℃における、被接合板の板厚方向の靭性が、一般的な被接合板と比べると一定以上高くなる。一般的に、被接合板の温度が高くなるのに従い被接合板の靭性が高くなる。被接合板が実際に使用される温度では靭性がさらに高くなるため、梁が有する梁用Ｈ形鋼の一対の梁用フランジに、被接合板が溶接部を介して直接接合された場合であっても、被接合板が板厚方向に破断するのを抑制することができる。

（４）本発明の態様４は、０℃における、前記被接合板の板厚方向のシャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）が、４７Ｊ以上である、（１）から（３）のいずれか一に記載の柱梁接合構造であってもよい。
この発明では、０℃における、被接合板の板厚方向の靭性が、一定以上高くなる。一般的に、被接合板の温度が高くなるのに従い被接合板の靭性が高くなる。被接合板が実際に使用される温度では靭性がさらに高くなるため、梁が有する梁用Ｈ形鋼の一対の梁用フランジに、被接合板が溶接部を介して直接接合された場合であっても、被接合板が板厚方向に破断するのを抑制することができる。

（５）本発明の態様５は、上下方向において前記一対の梁用フランジと同じ位置に配置され、前記柱本体に接合される第１補強板を有さない、（１）から（４）のいずれか一に記載の柱梁接合構造であってもよい。
この発明では、柱において、柱本体に接合される第１補強板を有さないため、柱の施工を比較的容易に行うことができる。

（６）本発明の態様６は、前記柱用ウェブ又は前記平板部を厚くするように前記柱用ウェブ又は前記平板部に接合される第２補強板を有さない、（１）から（５）のいずれか一に記載の柱梁接合構造であってもよい。
この発明では、柱において、柱用ウェブ又は平板部に接合される第２補強板を有さないため、柱の施工を比較的容易に行うことができる。

本発明の柱梁接合構造では、柱梁接合構造が用いられる建築物の構造安定性を確保し、エネルギー吸収性能が高い接合部を有する柱梁接合構造を提供することができる。

本発明の一実施形態の柱梁接合構造の要部の斜視図である。 図１中のＡ１部拡大図である。 シャルピー試験片の形状を示す図であり、（Ａ）は平面図、（Ｂ）は正面図、（Ｃ）は（Ａ）中の切断線Ａ３－Ａ３の断面図である。 圧延鋼材からシャルピー試験片を採取する際の試験片及びノッチの向きを説明する図である。 柱用フランジから板厚方向のシャルピー試験片を採取する手順を示す図である。 ノッチが形成される平面がロール方向に直交するシャルピー試験片を用いた、ＪＩＳ Ｚ ２２４２による試験結果を示す図である。 ノッチが形成される平面が板厚方向に直交するシャルピー試験片を用いた、ＪＩＳ Ｚ ２２４２による試験結果を示す図である。 柱梁接合構造が用いられる建築物を説明する正面図である。 柱梁接合構造用の試験装置の概要を説明する正面図である。 サンプル１に作用させる載荷履歴１を説明する図である。 サンプル２に作用させる載荷履歴２を説明する図である。 米国緊急事態管理庁の実験結果を表す図である。 Shinの文献の実験結果を表す図である。 サンプル１の実験結果を表す図である。 実施例及び従来の接合部を比較した結果を表す図である。 実施例の実験結果を表す写真である。 実施例の柱梁接合構造及び既往の研究における、耐力比及び最大層間変形角を比較する図である。 本発明の一実施形態の柱梁接合構造の第１変形例における、要部の斜視図である。 本発明の一実施形態の柱梁接合構造の第２変形例における、要部の斜視図である。 ノースリッジ地震以前に用いられていた柱梁接合構造の要部の正面図である。 同柱梁接合構造の破壊形式を説明する要部の拡大図である。 柱梁接合構造の接合部パネルがせん断変形している状態を示す側面図である。 ノースリッジ地震より後で従来用いられている柱梁接合構造の要部の斜視図である。

以下、本発明に係る柱梁接合構造の一実施形態を、図１から図１９を参照しながら説明する。

〔１．建築物の構成〕
〔１－１．柱梁接合構造の構成〕
図１に示すように、本実施形態の柱梁接合構造１は、建築物２に用いられる。柱梁接合構造１は、柱１１と、一対の梁２１１Ｂと、を備える。なお、柱梁接合構造１が備える梁２１１Ｂの数は限定されず、１本でもよいし、３本以上でもよい。
柱１１は、柱用Ｈ形鋼（Ｈ形鋼）で構成された柱本体１２を有する。柱本体１２は、上下方向（又は第１方向）に沿って延びている。柱本体１２は、一対の柱用フランジ（被接合板）１６と、柱用ウェブ１７と、を有する。一対の柱用フランジ１６及びウェブ１７は、圧延鋼材で形成されていることが好ましい。

一対の柱用フランジ１６は、互いの板厚方向Ｓに対向するように配置されている。柱用ウェブ１７は、一対の柱用フランジ１６の間に配置されている。柱用ウェブ１７は、一対の柱用フランジ１６の幅方向の中心に、それぞれ接合されている。
例えば、柱本体１２は、高靭性鋼材で形成されている。柱本体１２の化学組成では、Ｓ含有量が比較的低いことが好ましい。一般的に、Ｓは、鋼材中のＭｎと結合して、不純物として鋼材に含有される元素である。Ｓは、ＭｎＳを形成し、鋼材を脆化させる作用を有する。柱本体１２が含有するＳ含有量が比較的低いことにより、柱本体１２の靭性を比較的高くすることができる。

この例では、柱１１は、図２３等に示したような、スチフナ２０３及びダブラープレート２２５を有さない。なお、柱１１は、スチフナ２０３及びダブラープレート２２５の少なくとも一方を有してもよい。

図１及び図２に示すように、梁２１１Ｂは、梁２１１（この例では水平方向である、第２方向に延びる）の各構成における、一対の裏当て金２１３に代えて、一対の裏当て金２１を有する。
図２に示すように、この例では、各梁用フランジ２１６における柱用フランジ１６側の端部には、柱用フランジ１６に近づくに従い漸次、下方に向かう斜面２１６ａが形成されている。
この例では、第１方向と第２方向は互いに実質的に直交している。

裏当て金２１は、直方体状である。各裏当て金２１は、各梁用フランジ２１６（下フランジ２１６Ｂ）の下方に取り付けられている。より詳しくは、各裏当て金２１は、各梁用フランジ２１６の下方から各梁用フランジ２１６と柱用フランジ１６に隅肉溶接や仮付溶接等により取り付けられている。なお、上フランジ２１６Ａには、裏当て金２１は用いられなくてもよいし、裏当て金２１３を用いてもよい。
裏当て金２１の上面における柱用フランジ１６側の端部には、柱用フランジ１６に近づくに従い漸次、下方に向かう斜面２１ａが形成されている。すなわち、裏当て金２１は、面取りされている。斜面２１ａは、梁用フランジ２１６の斜面２１６ａに連なっている。溶接部２１８は、梁用フランジ２１６の斜面２１６ａ内（斜面２１６ａ上）、及び裏当て金２１の斜面２１ａ内（斜面２１ａ上）にそれぞれ配置されている。裏当て金２１は、梁用フランジ２１６（下フランジ２１６Ｂ）及び柱用フランジ１６のそれぞれに、溶接部２１８を介して接合されている。
このように、各梁用フランジ２１６は、柱本体１２の柱用フランジ１６のそれぞれに、溶接部２１８を介して直接接合されている。
柱用フランジ１６と裏当て金２１との間には、溶接部２１８が配置され難く、スリット２１ｂが形成されやすい。

ここで、図１に示すように、柱用ウェブ１７における、上下方向において梁２１１Ｂの範囲内の部分を、接合部パネル１７ａと規定する。柱本体１２の中心軸線Ｏ１と、梁２１１Ｂ（梁用Ｈ形鋼）の中心軸線Ｏ２とが交差する位置を、交差位置Ｐ１と規定する。
柱梁接合構造１において、柱１１と一対の梁２１１Ｂとは、接合部２３で互いに接続されている。交差位置Ｐ１は、接合部２３の節点である。
なお、柱本体１２は柱用Ｈ形鋼で構成されるとしたが、柱本体は、角形鋼管、溶接組立箱形断面（溶接組立箱形断面柱）で構成されてもよい。

〔１－２．柱用フランジの材料についての検討〕
図１に示すように、例えば、一対の梁２１１Ｂに、曲げモーメントである荷重Ｆ１が作用すると、被接合板である柱用フランジ１６に板厚方向Ｓに力が作用する。発明者等は、柱用フランジ１６に、板厚方向Ｓの靭性が高い材料を用いることにより、荷重Ｆ１が作用したときに接合部パネル１７aがせん断変形し、それに伴い柱用フランジ１６が曲げ変形を生じつつも板厚方向Ｓの荷重に抵抗し、荷重Ｆ１によるエネルギーを吸収すると考えた。
なお、板厚方向Ｓの靭性が低い柱用フランジに板厚方向Ｓに力が作用すると、柱用フランジに、球根状剥離（Divot fracture）が生じる虞がある。

部材の靭性を測定する方法として、ＪＩＳ Ｚ ２２４２：２０１８ 金属材料のシャルピー衝撃試験方法の規定（以下では、単にＪＩＳ Ｚ ２２４２と言う）が知られている。ＪＩＳ Ｚ ２２４２では、図３に示すシャルピー試験片１５０を用いて試験が行われる。シャルピー試験片１５０の軸線方向の長さは、５５ｍｍである。シャルピー試験片１５０における、軸線方向に直交する断面形状は、１０ｍｍ×１０ｍｍの矩形状である。シャルピー試験片１５０において、軸線方向の中心の外面には、ノッチ１５１が形成されている。ノッチ１５１は、軸線方向に直交する平面Ｓ１上に形成される。ノッチ１５１は、深さ２ｍｍのＶノッチである。ノッチ１５１は、シャルピー試験片１５０におけるこの深さ方向に、部分的に形成されている。
ノッチ１５１は、軸線方向に直交する方向に延び、シャルピー試験片１５０の全幅にわたって形成されている。

図４を用いて、柱用フランジ１６等の圧延鋼材１５５からシャルピー試験片１５０を採取する際の試験片及びノッチの向きについて説明する。なお、図４では、シャルピー試験片１５０を、後述するノッチ１５１の形状も含めて模式的に示している。
圧延鋼材１５５は、圧延機で、鋼を、板厚方向（Thickness Direction）Ｓに薄くしながら、ロール方向（Rolled Direction）Ｌに延ばして製造される。ここで、板厚方向Ｓ及びロール方向Ｌにそれぞれ直交する方向を、幅方向（Width Direction）Ｔという。ロール方向Ｌ及び幅方向Ｔは、それぞれ板厚直交方向（板厚方向Ｓに直交する方向）である。 例えば、ノッチ１５１が形成される平面Ｓ１が板厚方向Ｓに直交し、ノッチ１５１の深さ方向が幅方向Ｔに平行なシャルピー試験片１５０を、「Ｓ－Ｔ」又は「シャルピー試験片１５０_ＳＴ」と表記する。
ＪＩＳ Ｚ ２２４２では、ノッチ１５１が形成される平面Ｓ１が、ロール方向Ｌ又は幅方向Ｔに直交するシャルピー試験片１５０_ＬＳ，１５０_ＬＴ，１５０_ＴＳ，１５０_ＴＬが用いられる。板厚方向Ｓに直交するシャルピー試験片１５０_ＳＴ，１５０_ＳＬを用いたシャルピー衝撃試験は、用いるシャルピー試験片１５０の採取手順以外は、ＪＩＳ Ｚ ２２４２の手順で行われる。

図５に、柱用フランジ１６からシャルピー試験片１５０_ＳＬを採取する手順を示す。ここで、柱用フランジ１６の板厚を、ｔ１（ｍｍ）と規定する。柱用フランジ１６の板厚方向Ｓを向く面であって、後述する延長棒（extending bar）１５６が接合される面を、面１６ａと言う。シャルピー試験片１５０_ＳＬのノッチ１５１と面１６ａとの板厚方向Ｓの距離を、ｔ２（ｍｍ）と規定する。

柱用フランジ１６の面１６ａに、円柱状の延長棒１５６を、摩擦圧接接合により接合する。摩擦圧接接合により接合するのは、柱用フランジ１６と延長棒１５６との接合部に形成される熱影響部（HAZ:Heat-Affected Zone）を、極力狭い範囲に抑えるためである。これにより、シャルピー試験片１５０のノッチ１５１に熱影響が生じない形で、シャルピー試験片１５０を製作することができる。
このとき、延長棒１５６の軸線方向が、板厚方向Ｓに沿うように配置する。例えば、延長棒１５６の長さは１２０ｍｍであり、延長棒１５６の径は３０ｍｍである。延長棒１５６を形成する材料は、柱用フランジ１６を形成する材料と同一であることが好ましい。 摩擦圧接接合は、延長棒１５６の全断面が柱用フランジ１６の面１６aに接合されるように実施する。

例えば、板厚ｔ１が４０ｍｍ以下の場合には、距離ｔ２は（ｔ１／４）とする。板厚ｔ１が４０ｍｍを超える場合には、距離ｔ２は１０ｍｍとする。柱用フランジ１６と延長棒１５６との接合部には、熱影響部が、狭い範囲ではあるが形成されるため、板厚ｔ１に応じて、距離ｔ２を前記のように設定することが好ましい。
例えば、柱用フランジ１６の板厚ｔ１は、１９ｍｍ以上である。

一般的に、ＪＩＳ Ｚ ２２４２で測定されるシャルピー吸収エネルギーが大きくなるほど、靭性が高くなる。

図６に、ノッチ１５１が形成される平面Ｓ１がロール方向Ｌに直交するシャルピー試験片１５０_ＬＴを用いた、ＪＩＳ Ｚ ２２４２による試験結果を示す。図６において、横軸はシャルピー試験片１５０_ＬＴの温度（℃）を表し、縦軸はシャルピー吸収エネルギー（Ｊ）を表す。以下では、ノッチ１５１が形成される平面Ｓ１がロール方向Ｌに直交するシャルピー試験片１５０_ＬＳ，１５０_ＬＴ，１５０_ＴＳ，１５０_ＴＬによるシャルピー吸収エネルギーを、ロール方向Ｌのシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{（Ｌ，Ｔ）}と言う。
なお、板厚直交方向がロール方向Ｌであるとしたが、板厚直交方向は幅方向Ｔでもよい。

白丸印は、柱用フランジ１６に用いる高靭性鋼材による結果を表す。実線による線Ｌ１は、白丸印が表す結果を近似した曲線を表す。白三角印は、比較となる従来から柱用フランジ１６に使用されている一般的な鋼材（以下では、従来鋼材と言う）による結果を表す。点線による線Ｌ２は、白三角印が表す結果を近似した曲線を表す。
線Ｌ３は、Eurocodes及びAISC（American Institute of Steel Construction：米国鋼構造協会）に基づく必要性能を表す。必要性能は、－２１℃から－２０℃において、シャルピー吸収エネルギーが２７Ｊ以上となることである。

高靭性鋼材及び従来鋼材のいずれにおいても、温度が高くなるのに従い、シャルピー吸収エネルギーが大きくなった。温度によらず、高靭性鋼材のシャルピー吸収エネルギーは、従来鋼材のシャルピー吸収エネルギー以上となった。
－６０℃から８０℃において、高靭性鋼材及び従来鋼材のいずれのシャルピー吸収エネルギーも、Eurocodes及びAISCに基づく必要性能を満たした。

ここで、測定した、高靭性鋼材のＪＩＳ Ｚ ２２４２に基づく、－２０℃における、ロール方向Ｌのシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}を、図６中に、点Ｐ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}として示す。高靭性鋼材のＪＩＳ Ｚ ２２４２に基づく、０℃における、ロール方向Ｌのシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）}を、図６中に、点Ｐ_{０（Ｌ，Ｔ）}として示す。

図７に、ノッチ１５１が形成される平面Ｓ１が板厚方向Ｓに直交するシャルピー試験片１５０_ＳＬを用いた、ＪＩＳ Ｚ ２２４２による試験結果を示す。軸、凡例、及び線Ｌ１，Ｌ２の意味は、図６と同一である。シャルピー試験片１５０_ＳＬの場合には、Eurocodes及びAISCに必要性能は規定されていない。
以下では、ノッチ１５１が形成される平面Ｓ１が板厚方向Ｓに直交するシャルピー試験片１５０_ＳＴ，１５０_ＳＬによるシャルピー吸収エネルギーを、板厚方向Ｓのシャルピー吸収エネルギーｖＥ_（Ｓ）と言う。
シャルピー試験片１５０_ＳＬの場合でも、シャルピー試験片１５０_ＬＴと同様の傾向が視られた。さらに、シャルピー試験片１５０_ＳＬの場合には、高靭性鋼材のシャルピー吸収エネルギーと従来鋼材のシャルピー吸収エネルギーとの差が大きくなった。

ここで、測定した、高靭性鋼材のＪＩＳ Ｚ ２２４２に基づく、－２０℃における、板厚方向Ｓのシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}を、図７中に、点Ｐ_{－２０（Ｓ）}として示す。高靭性鋼材のＪＩＳ Ｚ ２２４２に基づく、０℃における、板厚方向Ｓのシャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）を、図７中に、点Ｐ_０（Ｓ）として示す。
シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}は、３５Ｊ以上であることが好ましい。シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}は、４７Ｊ以上であることがより好ましい。 シャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）は、４７Ｊ以上であることが好ましい。シャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）は、７０Ｊ以上であることがより好ましい。

－２０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}及びシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}が、（６）式を満たすことが好ましい。
ｖＥ_{－２０（Ｓ）}≧０．５×ｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）} ・・（６）
すなわち、－２０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}に対応する柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性が、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}に対応する柱用フランジ１６のロール方向Ｌの靭性に対して一定の割合以上になることが好ましい。
また、０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）}及びシャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）が、（７）式を満たすことが好ましい。
ｖＥ_０（Ｓ）≧０．５×ｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）} ・・（７）
すなわち、０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）に対応する柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性が、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）}に対応する柱用フランジ１６のロール方向Ｌの靭性に対して一定の割合以上になることが好ましい。

このように柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性が柱用フランジ１６のロール方向Ｌの靭性に対して一定の割合以上となることで、方向による柱用フランジ１６の靭性の差が少なくなり、安定的な亀裂の進展を誘発することで延性的な破壊性状となり、よりエネルギー吸収性能が高い接合部となる。
なお、部材の靭性を測定する方法としては、ＪＩＳ Ｚ ２２４２と同様の結果が得られる他の基準として例えば、ＩＳＯ １４８－１：２０１６ Ｍｅｔａｌｌｉｃ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ－Ｃｈａｒｐｙ ｐｅｎｄｕｌｕｍ ｉｍｐａｃｔ ｔｅｓｔ Ｐａｒｔ１：Ｔｅｓｔ ｍｅｔｈｏｄ、ＡＳＴＭ Ｅ２３－１８ Ｓｔａｎｄａｒｄ Ｔｅｓｔ Ｍｅｔｈｏｄｓ ｆｏｒ Ｎｏｔｃｈｅｄ Ｂａｒ Ｉｍｐａｃｔ Ｔｅｓｔｉｎｇ ｏｆ Ｍｅｔａｌｌｉｃ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ、ＢＳ ＥＮ ＩＳＯ １４８－１：２０１６ Ｍｅｔａｌｌｉｃ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ－Ｃｈａｒｐｙ ｐｅｎｄｕｌｕｍ ｉｍｐａｃｔ ｔｅｓｔ Ｐａｒｔ１：Ｔｅｓｔ ｍｅｔｈｏｄ、ＤＩＮ ＥＮ ＩＳＯ １４８－１：２０１６ Ｍｅｔａｌｌｉｃ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ－Ｃｈａｒｐｙ ｐｅｎｄｕｌｕｍ ｉｍｐａｃｔ ｔｅｓｔ Ｐａｒｔ１：Ｔｅｓｔ ｍｅｔｈｏｄ等を用いてもよい。

更に、－２０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}及びシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}が、（６’）式を満たすことが好ましい。
ｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}≧ｖＥ_{－２０（Ｓ）} ・・（６’）
すなわち、－２０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}に対応する柱用フランジ１６のロール方向Ｌの靭性が、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}に対応する柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性に対して同等以上になることが好ましい。
また、０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）}及びシャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）が、（７’）式を満たすことが好ましい。
ｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）}≧ｖＥ_０（Ｓ） ・・（７’）
すなわち、０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）}に対応する柱用フランジ１６のロール方向Ｌの靭性が、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）に対応する柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性に対して同等以上になることが好ましい。

このように柱用フランジ１６のロール方向Ｌの靭性が柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性に対して同等以上となることで、板厚方向の破壊を抑制することで亀裂が板厚貫通方向に進展する場合についても亀裂の進展が安定的となり延性的な破壊性状となり、よりエネルギー吸収性能が高い接合部となる。

〔１－３．柱梁接合構造の各構成の全塑性耐力等についての規定〕
一般的に、柱梁接合構造の設計では、柱、梁等の全塑性耐力を計算する際に、交差位置を基準にしている。なお、全塑性耐力は、梁等のように、部材が所定の基準方向に延びる形状である場合に、その部材に何らかの外力が作用したことにより、その部材の基準方向に直交する断面において、断面内の全てが塑性状態になったときの、その外力のことを意味する。
ここで、交差位置Ｐ１における、梁２１１Ｂの全塑性耐力Ｍ_ｐｂに対する柱１１の全塑性耐力Ｍ_ｐｃの比を、柱梁耐力比（Ｍ_ｐｃ／Ｍ_ｐｂ）と規定する。交差位置Ｐ１における、接合部パネル１７ａの全塑性耐力Ｍ_ｐｐに対する梁２１１Ｂの全塑性耐力Ｍ_ｐｂの比を、梁パネル耐力比（Ｍ_ｐｂ／Ｍ_ｐｐ）と規定する。
以下の〔４．〕では、本発明の課題である、建築物２の構造安定性を確保し、エネルギー吸収性能が高い接合部２３を有する柱梁接合構造１を提供するための、柱梁耐力比及び梁パネル耐力比の範囲についての検討を行う。

〔１－４．全塑性耐力の計算方法〕
図８に示す柱梁接合構造３が用いられる建築物４を用いて、全塑性耐力の計算方法の一例を説明する。柱梁接合構造３は、１本の柱１１と、６本の梁２１１Ｂと、を備える。この例では、６本の梁２１１Ｂのせいが互いに等しく、上下方向に隣り合う梁２１１Ｂ間の距離（柱１１のせい）が互いに等しいと仮定する。
６本の梁２１１Ｂにおける柱１１に接合されていない側の端部は、第２柱５１にそれぞれ接合されている。
ここで、一対の第２柱５１が並べられた方向を、左右方向と言う。柱１１の中心軸線Ｏ１又は第２柱５１の中心軸線Ｏ３と、梁２１１Ｂの中心軸線Ｏ２とが交差する位置を、節点と言う。

柱梁接合構造３の諸元の記号を、以下のように規定する。なお、各記号の単位としては、後述する表１に示す単位等が用いられる。
_Ｌｌ ，_Ｒｌ ：接合部２３に対する左側、右側の梁２１１Ｂの節点間の距離
_Ｌｌ’，_Ｒｌ’：接合部２３に対する左側、右側の梁２１１Ｂの内法長さ
_Ｔｈ ，_Ｂｈ ：接合部２３に対する上方、下方の柱１１の節点間の距離
_Ｔｈ’，_Ｂｈ’：接合部２３に対する上方、下方の柱１１の内法長さ
_ｂＬＺ_ｐ，_ｂＲＺ_ｐ：接合部２３に対する左側、右側の梁２１１Ｂの塑性断面係数
_ｃＴＺ_ｐ，_ｃＢＺ_ｐ：接合部２３に対する上方、下方の柱１１の塑性断面係数
_ｂＬＦ，_ｂＲＦ：接合部２３に対する左側、右側の梁２１１Ｂの材料強度の基準強度
_ｃＴＦ，_ｃＢＦ：接合部２３に対する上方、下方の柱１１の材料強度の基準強度
_ｐＦ：接合部パネル１７ａの材料強度の基準強度

_ｂＨ：梁２１１Ｂのせい
_ｃＨ：柱１１のせい
_ｂｔ_ｆ：梁用フランジ２１６の厚さ
_ｃｔ_ｆ：柱用フランジ１６の厚さ
ｔ_ｐ：ウェブ１７の厚さ（柱本体が角形鋼管又は溶接組立箱形断面で構成される場合には、角形鋼管又は溶接組立箱形断面の平板部（図１８の平板部３３Ｂ参照）の厚さ）
ｄ_ｂ：一対の梁用フランジ２１６の板厚中心間の距離（＝_ｂＨ－_ｂｔ_ｆ）
ｄ_ｃ：一対の柱用フランジ１６の板厚中心間の距離（＝_ｃＨ－_ｃｔ_ｆ）
ここで、接合部パネルの有効体積Ｖ_ｅは、（１１）式及び（１２）式により得られる。

このとき、梁２１１Ｂの全塑性耐力Ｍ_ｐｂは、（１５）式により得られる。柱の全塑性耐力Ｍ_ｐｃは、（１６）式により得られる。接合部パネルの全塑性耐力Ｍ_ｐｐは、（１７）式により得られる。

例えば、接合部２３の上方及び下方の階高（距離_Ｔｈ，_Ｂｈに該当）を、４５００ｍｍと仮定する。梁２１１Ｂの節点間の距離_Ｌｌ，_Ｒｌを、９０００ｍｍと仮定する。
表１に示すケース１からケース５に対して、梁パネル耐力比及び柱梁耐力比を求めた。

例えば、ケース１には、柱用Ｈ形鋼で構成された柱本体が用いられる。柱本体の断面寸法は、Ｈ－４５８×４２７×４０×５０（せい×幅×ウェブの厚さ×フランジの厚さで、単位はｍｍ）で、基準強度_ｃＴＦ，_ｃＢＦは２３５Ｎ／ｍｍ_２とした。
ケース１では、梁パネル耐力比が１．４１１となり、柱梁耐力比が２．９８３となった。

〔１－５．建築物の他の構成〕
建築物２は、図示しない床スラブ等を備えている。床スラブは、柱梁接合構造１の梁２１１Ｂ等により、床スラブの下方から支持されている。建築物２は、床スラブ等により上下方向に仕切られた複数の層（階）を有してもよい。
例えば、建築物２は、床スラブ上に、机や書類棚等の設備を置いて使用される。

〔２．高靭性鋼材の製造方法〕
高靭性鋼材の化学成分は、Ｓ含有量に関して０．０１１質量％以下である。なお、Ｓ含有量は、燃焼－赤外線吸収法を用いて測定することができる。高靭性鋼材の他の元素の化学成分は、適宜設定されればよい。
化学組成の一例としては、Ｃ：０．０５～０．２０％（質量％）、Ｓｉ：０．０５～０．６０％、Ｍｎ：０．５０～２．００％、Ｐ：０．０３５％以下、Ｓ：０．０１１％以下を含む化学組成が挙げられる。

高靭性鋼材は、上述の化学組成を有する鋳造スラブを１０５０～１３５０℃に加熱し、仕上圧延を６００～９５０℃で行うことにより得ることができる。
また、仕上圧延に引き続いて、加速冷却を行い、１００℃以上６００℃以下で加速冷却を停止することが好ましい。

〔３．柱梁接合構造の耐力比の検討実験〕
図９に示す実験装置１６０に柱梁接合構造１を取付けて、実験を行った。以下では、柱梁接合構造１が備える一対の梁２１１Ｂのうち、一方を梁２１１ＢＡと言い、他方を梁２１１ＢＢと言う場合がある。なお、柱梁接合構造１は、実際の建物における配置から横倒しした状態で設置されており、柱と梁の構面が水平面にくるように設置されている。
実験装置１６０は、反力壁接続治具１６１と、梁用ジャッキ１６２Ａ，１６２Ｂと、柱用ジャッキ１６３と、横補剛治具１６４と、軸力フレーム１６５と、パンタグラフ治具１６６Ａ，１６６Ｂと、反力治具１６７と、を備える。

反力壁接続治具１６１は、実験場の反力壁に取り付けられている。反力壁接続治具１６１には、梁用ジャッキ１６２Ａ，１６２Ｂ、及び軸力フレーム１６５が固定されている。柱用ジャッキ１６３は、軸力フレーム１６５の反力壁接続治具１６１が接合されている端部とは反対側の端部に固定されている。
梁用ジャッキ１６２Ａは、梁２１１ＢＡにおける柱本体１２に接合されている端部とは反対側の端部を、上方及び下方に交互に移動させる。梁用ジャッキ１６２Ｂは、梁２１１ＢＢにおける柱本体１２に接合されている端部とは反対側の端部を、下方及び上方に交互に移動させる。
柱用ジャッキ１６３は、柱本体１２の下端部を移動させる。
横補剛治具１６４とパンタグラフ治具１６６Ａ，１６６Ｂは、実験場の反力床に取り付けられ、試験体の柱本体１２及び梁２１１Ｂが構面外に変形するのを抑制する。
反力治具１６７の両端は、それぞれ柱本体１２の下端部と反力壁接続治具１６１に接合されている。反力治具１６７は、梁用ジャッキ１６２Ａ，１６２Ｂにより生じる反力を伝達する。

柱梁接合構造１の諸元は、表２のようである。

表２に示すように、柱本体１２の断面寸法は、Ｈ－４９８×４３２×４５×７０とした。柱本体１２の長さは、４５５０ｍｍとした。柱本体１２の降伏強度は、３７９Ｎ／ｍｍ^２とし、引張強度は５４６Ｎ／ｍｍ^２とした。
柱本体１２は図６及び図７に示す高靭性鋼材であり、化学組成は、質量％で、Ｃ：０．１６％、Ｓｉ：０．３０％、Ｍｎ：１．４０％、Ｐ：０．０１７％、Ｓ：０．００４％を含有している。高靭性鋼材のＳ含有量は、一般的な鋼材と比べると比較的低い。

表２に示すように、梁用Ｈ形鋼２１２の断面寸法は、Ｈ－６５０×３００×１６×２５とした。梁用Ｈ形鋼２１２の長さ（梁用ジャッキ１６２Ａと梁用ジャッキ１６２Ｂの距離）は、８０００ｍｍとした。梁用Ｈ形鋼２１２の降伏強度は、３８０Ｎ／ｍｍ^２とし、引張強度は５１３Ｎ／ｍｍ^２とした。
このとき、柱梁耐力比は２．３４であり、梁パネル耐力比は１．４３であった。

柱梁接合構造１は、スチフナ及びダブラープレートを有しておらず、裏当て金は斜面を有するものを梁用フランジ２１６の上フランジ２１６Ａと下フランジ２１６Ｂともに残置している。

実験装置１６０は、梁用ジャッキ１６２Ａにより梁２１１ＢＡの端部を上方に移動させると同時に、梁用ジャッキ１６２Ｂにより梁２１１ＢＢの端部を下方に移動させる、第１移動状態にする。また、実験装置１６０は、梁用ジャッキ１６２Ａにより梁２１１ＢＡの端部を下方に移動させると同時に、梁用ジャッキ１６２Ｂにより梁２１１ＢＢの端部を上方に移動させる、第２移動状態にする。実験装置１６０は、第１移動状態及び第２移動状態を１サイクルとして、交互に繰り返すことにより、柱梁接合構造１が逆対称曲げとなる荷重を作用させる。
構成が柱梁接合構造１として互いに同一である、サンプル１及び２を用意した。サンプル１に対しては、図１０に示す載荷履歴１で荷重を作用させ、サンプル２に対しては、図１１に示す載荷履歴２で荷重を作用させた。

図１０及び図１１において、横軸はサイクル（載荷サイクル）を表し、縦軸は柱梁接合構造１の層間変形角（ｒａｄ）を表す。
載荷履歴１は、米国設計規準ANSI/AISC341-16で定められる耐震構造接合部の性能確認実験の標準載荷履歴で用いられた載荷履歴である。AISCは、米国の鋼構造に関する基準を制定する団体であり、鋼構造耐震設計規定等を発行している。載荷履歴２は、耐震構造検討プロジェクトSACで用いられた載荷履歴である。SACは、ノースリッジ地震で発生した鋼構造の溶接接合部破壊の対策検討を目的に組織されたプロジェクトである。
サンプル１及び２のいずれにおいても、柱用ジャッキ１６３により、柱本体１２に、降伏軸力の２０％という、一定の圧縮軸力（５０００ｋＮ）を作用させた。柱本体１２に一定の圧縮軸力を作用させつつ、一対の梁２１１Ｂに複数サイクルの荷重を作用させた。

ここで、既往の研究おける接合部の実験結果を、図１２及び図１３に示す。図１２、図１３、及び後述する図１４において、横軸は層間変形角（ｒａｄ）を表し、縦軸は荷重である層せん断力（ｋＮ）を表す。
図１２は、米国緊急事態管理庁（Federal Emergency Management Agency。以下では、単にFEMAと言う）の1997年の実験結果を表す。この実験で用いられた接合部は、プレノースリッジ接合部である。
図１３は、Shinの文献（以下では、単にShinとも言う。〔７．〕参照）による実験結果を表す。この実験で用いられた接合部は、ポストノースリッジ接合部である。
図１４は、本試験のサンプル１（実施例）による結果を表す。

図１２から図１４の横軸の範囲は互いに同一であり、図１２から図１４の縦軸の範囲は互いに同一である。縦軸の層せん断力は、試験体の断面寸法等に応じて変わるため、直接比較することはできない。一方で、横軸の層間変形角は、柱梁接合構造の変形性能を表す。層間変形角が大きな領域まで層せん断力を保持している場合の方が、高い変形性能を有していることを意味する。図１４の層間変形角は最大で０．０８ｒａｄと、図１２及び図１３の最大層間変形角を大きく上回り、高い変形性能を有していることが分かった。
また、図１２から図１４において、実験結果の曲線で囲まれた領域は柱梁接合構造で吸収されたエネルギーを表し、各載荷サイクルにおける吸収エネルギーの累積が柱梁接合構造のエネルギー吸収性能となる。図１４は、図１２及び図１３に比べてより多くのサイクルにおいて層せん断力を保持しているため、累積の吸収エネルギーが極めて大きい。このため、図１４に示す柱梁接合構造１の接合部２３は、FEMA及びShinの接合部よりもエネルギー吸収性能が高いことが分かった。

図１５に、実施例の柱梁接合構造１、及びFEMA等の従来の接合部を比較した結果を示す。図１５中には、従来の接合部として、Chi & Uangの文献（以下では、単にChi & Uangとも言う。〔７．〕参照）、Riclesの文献（以下では、単にRiclesとも言う。〔７．〕参照）、及びRahiminia & Nambaの文献（以下では、単にRahiminia & Nambaとも言う。〔７．〕参照）の結果も示した。
各接合部に対して、接合部の区分、スチフナ、ダブラープレート、裏当て金の有無を示した。裏当て金の欄における「残置」とは、裏当て金を残置して裏当て金が有ることを意味する。裏当て金の欄における「除去」とは、裏当て金を除去して裏当て金が無いことを意味する。

例えば、実施例の柱梁接合構造１は、スチフナ及びダブラープレートを有さず、裏当て金を有する。

図１５の上部には、各接合部に対する変形性能として、層間変形角（ｒａｄ）を示す。 図１５中には、米国設計規準AISC341-18の必要性能（０．０４）を実線による線Ｌ５で表す。
米国設計規準AISC341-18では、載荷手順１による荷重を想定している。米国設計規準AISC341-18では、層間変形角が０．０４ｒａｄになったときに、全塑性耐力の８０％以上の耐力が残存することを、耐震構造用の接合部の必要性能として定めている。

図１５中に、実施例の柱梁接合構造１等の試験結果を示す。
接合部パネル降伏の欄において、「する」は、試験中に接合部パネルが降伏することを意味し、「しない」は、試験中に接合部パネルが降伏しないことを意味する。製作・施工性の欄において、「×」（ｂａｄ）は製作・施工性が悪いことを意味し、「○」（ｇｏｏｄ）は製作・施工性が良いことを意味する。耐震性能の欄において、「×」は耐震性能が悪いことを意味し、「○」は耐震性能が良いことを意味し、「◎」（ｖｅｒｙ ｇｏｏｄ）は耐震性能が非常に良いことを意味する。
例えば、実施例の柱梁接合構造１では、試験中に、接合部パネルが降伏した。柱梁接合構造１の製作・施工性は、スチフナ及びダブラープレートを有さないため良く、耐震性能は、非常に良かった。

実施例の柱梁接合構造１の接合部２３は、線Ｌ５で表される米国設計規準AISC341-18の必要性能を大幅に超過している。サンプル１及び２は、ほぼ同様の破壊形式を示した。 これにより、実施例の柱梁接合構造１の接合部２３が、今回の試験条件において、耐震構造の接合部の必要性能を安定して上回ることを示した。
なお、実施例の柱梁接合構造１の接合部２３の終局状態は、非特許文献１のＴｙｐｅ Ｄに類似する。すなわち、柱用フランジ１６の表面に発生したき裂が、板厚方向に貫通する破壊形態を示した。

しかし、図１６に示すように、き裂ＬＦの発生進展は上フランジ２１６Ａ側に生じており、斜面２１ａが形成された裏当て金２１３が、下フランジ２１６Ｂが起点となる破壊を防止する手段として有効に機能していたことを示している。
なお、図１６に示すように、予め、柱梁接合構造１の表面に白色の漆喰が塗布されている。柱梁接合構造１において、塑性化した部分は漆喰が剥がれて、柱本体１２等の地の黒色が見えている。すなわち、柱１１と梁２１１Ｂがキンク変形するだけでなく、接合部パネル１７ａと、梁２１１Ｂの端の梁用フランジ２１６及び梁用ウェブ２１７が塑性化して、エネルギーを吸収していることが分かった。

また、現在、設計で想定する規模を超える極大地震による倒壊に対する余裕度（リダンダンシー）や、地震後の残存性能の評価（補修の可否判定）の研究が進んでいる。この中で、実施例の柱梁接合構造１の接合部２３の性能は、これらの視点で高い優位性を持つことが分かった。

〔４．耐力比の検討〕
実施例の柱梁接合構造１、Shinの文献、Rahiminia & Nambaの文献、及びRiclesの文献により得られた柱梁耐力比、梁パネル耐力比、及び最大層間変形角を、図１７に示す。 Shinの文献、Rahiminia & Nambaの文献、及びRiclesの文献は、既往の研究による文献である。
実施例及び既往の研究におけるスチフナの有無等は、表３に示す。

なお、スラブが有る場合には、スラブは、梁によりスラブの下方から支持される。
例えば、Shinの文献のUT01では、スチフナを有するが、ダブラープレートは無い。裏当て金は無く、スラブは無い。

〔５．本実施形態の効果〕
以上説明したように、発明者等は鋭意検討の結果、柱梁接合構造１における柱１１と梁２１１Ｂとの接合部２３におけるエネルギー吸収性能を高めるには、梁２１１Ｂだけでなく接合部パネル１７ａにおいても、柱梁接合構造１に作用するエネルギーを吸収させることが必要であることを見出した。特に、柱用フランジ１６の破断が生じない限り塑性化後の安定的な耐力上昇が望める接合部パネル１７ａが先に降伏し、降伏による接合部パネル１７ａの耐力上昇に続いて、梁２１１Ｂが降伏するように構成されていることが好ましい。つまり、接合部パネル１７ａの全塑性耐力Ｍ_ｐｐに対する梁２１１Ｂの全塑性耐力Ｍ_ｐｂの比である梁パネル耐力比は、接合部パネル１７ａが先に降伏するには、１．０５以上であればよい。
また、接合部パネル１７ａは繰り返しの塑性変形によるひずみ硬化により、耐力が全塑性耐力の１．５倍程度まで上昇することが期待できる。つまり、梁パネル耐力比を１．５以下にすることで、接合部パネル１７ａが先行降伏した後の耐力上昇過程において、接合部パネル１７ａだけでなく梁２１１Ｂも塑性化させることができ、梁２１１Ｂ及び接合部パネル１７ａの両方で柱梁接合構造１に作用するエネルギーを吸収させることができる。従って、柱１１と梁２１１Ｂとの接合部２３におけるエネルギー吸収性能を高めることができる。

一方で、柱梁接合構造１が用いられる建築物２の構造安定性を確保するには、柱１１の降伏による層の崩壊を防ぐ必要がある。そのためには、柱１１は梁２１１Ｂに対して十分に強くする必要がある。梁２１１Ｂの塑性化後の耐力上昇を鑑みると、梁２１１Ｂの全塑性耐力に対する柱１１の全塑性耐力の比である柱梁耐力比は、１．５以上が好ましい。柱１１が過剰な性能となり経済的に不合理とならないようにするには、柱梁耐力比は２．５～３．０程度以下に抑えるのが好ましい。

これに対して、図１７に示す既往の研究では、接合部パネルが先行して降伏する、梁パネル耐力比が１．０５以上のケースは少ない。これは、従来の鋼材及び接合ディテールでは、接合部パネルが先行して降伏することを避けてきたためと考えられる。
既往の研究では、梁パネル耐力比が１．０５以上の場合は、柱梁耐力比が１．５以下の小さいケースが主であり、接合部パネルが先行して降伏する既往研究は、柱の耐力が比較的小さい場合を想定したものであることが分かる。
柱梁耐力比が１．５を超えるような大きい場合には、柱用フランジの板厚が厚く、柱用フランジの局所的な曲げ変形（キンク）の影響が顕著となり、早期の破断が問題となり得る。これに対し、柱梁耐力比が小さい場合は、柱用フランジの板厚が比較的薄いため、接合部パネルが降伏する時の柱用フランジの局所的な曲げ変形の影響が小さく、破断の問題が生じにくい。これらの理由から、既往の研究では梁パネル耐力比が１．０５以上１．５以下の範囲（図１７に示す範囲Ｒ６）かつ柱梁耐力比が１．５以上３．０以下の範囲（図１７に示す範囲Ｒ７）となる耐力バランスの柱梁接合構造は避けられてきたと考えられる。

梁パネル耐力比を１．０５以上１．５以下とし、柱梁耐力比を１．５以上３．０以下とすることにより、柱梁接合構造１が用いられる建築物２の構造安定性を確保し、エネルギー吸収性能が高い接合部２３を有する柱梁接合構造１を提供することができる。
柱梁接合構造１の柱１１がスチフナ２０３及びダブラープレート２２５を有さない場合には、柱１１の製作及び施工が容易になる。

表１においては、ケース１は柱１１にＨ形鋼を用いた柱梁接合構造であり、ケース２は柱１１に溶接組立箱形断面を用いた柱梁接合構造であるが、どちらも梁パネル耐力比及び柱梁耐力比の範囲を満たし、実施例となる。
ケース３は、梁パネル耐力比の範囲を満たさずに、比較例となる。ケース４は、柱梁耐力比の範囲を満たさずに、比較例となる。ケース５は、梁パネル耐力比及び柱梁耐力比の範囲を満たさずに、比較例となる。

裏当て金２１には、斜面２１ａが形成されている。従って、裏当て金２１と溶接部２１８との接続面における柱用フランジ１６に接合される部分は、柱用フランジ１６に対して直交せずに傾斜している。このため、例えば、梁２１１Ｂに作用する曲げモーメント等の荷重により、柱用フランジ１６と裏当て金２１との境界に生じるスリット２１ｂの先端へのひずみ集中を緩和することができ、スリット２１ｂの先端から溶接部２１８や柱用フランジ１６に向かう亀裂の進展を抑制することができる。

ＪＩＳ Ｚ ２２４２に基づく、－２０℃における、柱用フランジ１６の板厚方向Ｓのシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}が、３５Ｊ以上である場合がある。この場合には、－２０℃における、柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性が、一定以上高くなる。一般的に、柱用フランジの温度が高くなるのに従い柱用フランジの靭性が高くなる。柱用フランジ１６が実際に使用される温度では靭性がさらに高くなるため、梁２１１Ｂが有する梁用Ｈ形鋼２１２の一対の梁用フランジ２１６に、柱用フランジ１６が溶接部２１８を介して直接接合された場合であっても、柱用フランジ１６が板厚方向Ｓに破断するのを抑制することができる。
シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}，ｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}が、（６）式を満たす場合がある。この場合には、－２０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}に対応する柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性が、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｌ，Ｔ）}に対応する柱用フランジ１６のロール方向Ｌの靭性に対して一定の割合以上になる。このため、方向による柱用フランジ１６の靭性の差が少なくなり、安定的な亀裂の進展を誘発することで延性的な破壊性状となり、よりエネルギー吸収性能が高い接合部となる。

ＪＩＳ Ｚ ２２４２に基づく、０℃における、柱用フランジ１６の板厚方向Ｓのシャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）が、４７Ｊ以上である場合がある。この場合には、０℃における、柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性が、一定以上高くなる。一般的に、柱用フランジの温度が高くなるのに従い柱用フランジの靭性が高くなる。柱用フランジ１６が実際に使用される温度では靭性がさらに高くなるため、梁２１１Ｂが有する梁用Ｈ形鋼２１２の一対の梁用フランジ２１６に、柱用フランジ１６が溶接部２１８を介して直接接合された場合であっても、柱用フランジ１６が板厚方向Ｓに破断するのを抑制することができる。
シャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ），ｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）}が、（７）式を満たす場合がある。この場合には、０℃における、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）に対応する柱用フランジ１６の板厚方向Ｓの靭性が、シャルピー吸収エネルギーｖＥ_{０（Ｌ，Ｔ）}に対応する柱用フランジ１６のロール方向Ｌの靭性に対して一定の割合以上になる。このため、方向による柱用フランジ１６の靭性の差が少なくなり、安定的な亀裂の進展を誘発することで延性的な破壊性状となり、よりエネルギー吸収性能が高い接合部となる。

柱１１は、スチフナ２０３を有さない場合がある。この場合には、柱１１の加工を比較的容易に行うことができる。
柱１１は、ダブラープレート２２５を有さない場合がある。この場合には、柱１１の加工を比較的容易に行うことができる。

〔６．その他〕
以上、本発明の一実施形態について図面を参照して詳述したが、具体的な構成はこの実施形態に限られるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲の構成の変更、組み合わせ、削除等も含まれる。
例えば、前記実施形態では、柱梁接合構造１は、裏当て金２１，２１３を取り除く等して、裏当て金２１，２１３を備えなくてもよい。例えば、裏当て金２１を取り除いて裏当て金２１を備えない場合には、例えば、図２において、裏当て金２１を備えない形状になり、溶接部２１８等の形状は図２に示す形状と変わらない。

図１８に示す第１変形例の柱梁接合構造１Ａのように、柱３１の柱本体３２は、溶接組立箱形断面で構成されてもよい。図１８では、柱本体３２の一部を破断して示している。この例では、柱本体３２は、一対の平板部（被接合板）３３Ａ及び一対の平板部３３Ｂを互いに溶接して構成されている。一対の平板部３３Ａは、互いに対向するように配置されている。一対の平板部３３Ｂは、互いに対向するように配置されている。各平板部３３Ｂは、一対の平板部３３Ａの端部にそれぞれ接合されている。
梁用Ｈ形鋼２１２の一対の梁用フランジ２１６は、各平板部３３Ａに溶接部２１８を介してそれぞれ直接接合されている。一対の平板部３３Ｂは、梁２１１Ｂの長手方向に沿って延びている。

接合部パネル３３Ｂａは、一対の平板部３３Ｂにおける、上下方向において梁２１１Ｂの範囲内の部分である。柱梁接合構造１Ａにおいて、柱３１と一対の梁２１１Ｂとは、接合部３５で互いに接続されている。この接合部パネル３３Ｂａに対して、本実施形態と同様に梁パネル耐力比が規定される。
第１変形例の柱梁接合構造１Ａは、スチフナ２０３及びダブラープレート２２５の少なくとも一方を有してもよい。
第１変形例の柱梁接合構造１Ａの場合でも、柱梁耐力比は、１．５以上３．０以下である。接合部パネル３３Ｂａに基づいた梁パネル耐力比は、１．０５以上１．５以下である。

図１９に示す第２変形例の柱梁接合構造１Ｂのように、柱４１の柱本体４２は、鋼板を折り曲げて溶接することにより製造された角形鋼管で構成されてもよい。図１９では、柱本体４２の一部を破断して示している。

柱用Ｈ形鋼及び梁用Ｈ形鋼は、ＪＩＳ Ｇ ３１９２により規定されるＨ形鋼に限定されず、軸線方向に直交する断面がＨ形の鋼材でもよい。

〔７．文献一覧〕
Shin : Shin, S. 2017, “Experimental and analytical investigation of panel zone behavior in steel moment frames”, PhD Thesis, Department of Civil, Architectural and Environmental Engineering, University of Texas at Austin, TX, USA.
Chi & Uang : Chi, B., and C.-M. Uang. 2002, “Cyclic response and design recommendations of reduced beam section moment connections with deep columns”, Journal of Structural Engineering, 128 (4): 464-473, American Society of Civil Engineers.
Ricles : Ricles, J. M., C. Mao, L.-W. Lu, and J. W. Fisher. 2000, Development and evaluation of improved details for ductile welded unreinforced flange connections, SAC Background Document, Report No. SAC/BD-00/24, SAC Joint Venture, Sacramento, CA, USA.
Rahiminia & Namba : Rahiminia, F., and H. Namba, 2013, “Joint panel in steel moment connections, part 1: experimental tests results”, Journal of Constructional Steel Research, 89: 272-283.

柱梁接合構造は、柱梁接合構造が用いられる建築物の構造安定性を確保するとともに、エネルギー吸収性能が高い接合部を有する柱梁接合構造に適用できる。よって、産業上の利用可能性は大きい。

１，１Ａ，１Ｂ 柱梁接合構造
１１，３１，４１ 柱
１２，３２，４２ 柱本体
１６ 柱用フランジ（被接合板）
１７ 柱用ウェブ
２１ 裏当て金
２１ａ 斜面
３３Ａ 平板部（被接合板）
２１１Ｂ 梁
２１２ 梁用Ｈ形鋼
２０３ スチフナ（第１補強板）
２１６ 梁用フランジ
２１６Ｂ 下フランジ
２１８ 溶接部
２２５ ダブラープレート（第２補強板）
Ｏ１，Ｏ２ 中心軸線
Ｐ１ 交差位置
Ｓ 板厚方向

Claims (6)

1. 柱用Ｈ形鋼、角形鋼管、又は溶接組立箱形断面で構成された柱本体を有する柱と、
   梁用Ｈ形鋼を有し、前記梁用Ｈ形鋼の一対の梁用フランジが、前記柱本体が有する被接合板に溶接部を介してそれぞれ直接接合された梁と、
   を備え、
   前記被接合板は、前記柱用Ｈ形鋼の柱用フランジ、又は前記角形鋼管及び前記溶接組立箱形断面の平板部であり、
   前記柱本体の中心軸線と、前記梁用Ｈ形鋼の中心軸線とが交差する位置を、交差位置と規定したときに、
   前記交差位置における、前記梁の全塑性耐力に対する前記柱の全塑性耐力の比が、１．５以上３．０以下であり、
   前記交差位置における、前記柱用Ｈ形鋼で構成された前記柱本体の柱用ウェブ、又は前記角形鋼管及び前記溶接組立箱形断面で構成された前記柱本体における前記梁の長手方向に沿って延びる前記平板部である接合部パネル、における、上下方向において前記梁せいの範囲内の部分の全塑性耐力に対する前記梁の全塑性耐力の比が、１．０５以上１．５以下であり、
   前記柱と前記梁との接合部にエネルギーが作用したときに、前記接合部パネルが降伏し、降伏による前記接合部パネルの耐力上昇に続いて、前記梁が降伏し、前記梁及び前記接合部パネルの両方で、前記エネルギーを吸収する、柱梁接合構造。
2. 前記一対の梁用フランジのうち下方に配置された下フランジ及び前記被接合板のそれぞれに前記溶接部を介して接合された裏当て金を備え、
   前記裏当て金は、前記下フランジの下方に取り付けられ、
   前記裏当て金の上面には、前記被接合板に近づくに従い漸次、下方に向かう斜面が形成され、
   前記溶接部は前記斜面内にも形成されている、請求項１に記載の柱梁接合構造。
3. －２０℃における、前記被接合板の板厚方向のシャルピー吸収エネルギーｖＥ_{－２０（Ｓ）}が、３５Ｊ以上である、請求項１又は２に記載の柱梁接合構造。
4. ０℃における、前記被接合板の板厚方向のシャルピー吸収エネルギーｖＥ_０（Ｓ）が、４７Ｊ以上である、請求項１又は２に記載の柱梁接合構造。
5. 上下方向において前記一対の梁用フランジと同じ位置に配置され、前記柱本体に接合される第１補強板を有さない、請求項１又は２に記載の柱梁接合構造。
6. 前記柱用ウェブ又は前記平板部を厚くするように前記柱用ウェブ又は前記平板部に接合される第２補強板を有さない、請求項１又は２に記載の柱梁接合構造。