JP2011106186A - Pedestal fixing structure - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、鉄骨建築物における柱脚に関し、特に柱脚下部と基礎との固定構造に関する。 The present invention relates to a column base in a steel structure, and more particularly to a fixing structure between a column base lower part and a foundation.
従来、鉄骨建築物のうち、事務所ビルなどに用いられる鉄骨ラーメン架構では、上部構造の柱及び梁が鉄骨部材、基礎梁が鉄筋コンクリート（ＲＣ：Reinforced Concrete）部材で構成されており、最下層の柱脚には、露出柱脚、根巻き柱脚、埋め込み柱脚などが用いられている（特許文献１）。柱脚は、上部の鉄骨部材で構成される柱と下部のＲＣ部材で構成される基礎梁に応力を伝達する部位であるが、応力が十分に伝達されないと１階で大きな層間変形角が生じてしまう。柱脚は、異種構造の接合部であるため、異種構造間の応力の伝達について検討する必要がある。 Conventionally, among steel buildings, in steel frame frames used for office buildings, etc., the superstructure columns and beams are composed of steel members and the foundation beams are composed of reinforced concrete (RC) members. As the column base, an exposed column base, a root-wrapped column base, an embedded column base, or the like is used (Patent Document 1). The column base is a part that transmits stress to the column composed of the upper steel member and the lower RC member, but if the stress is not sufficiently transmitted, a large interlayer deformation angle occurs on the first floor. End up. Since the column base is a joint of different structures, it is necessary to consider the transmission of stress between the different structures.
図１７Ａに従来の露出型の柱脚固定構造の概略平面構成を示し、図１７Ｂに、図１７ＡのＡ−Ａ’線上に沿う概略断面構成を示す。図１７Ａ，Ｂに示すように、露出型の柱脚固定構造２０は、鉄筋コンクリートからなる基礎梁２３上部に、鉄骨柱２４の下端部に溶接されたベースプレート２９がアンカーボルト２５によって緊結された構成とされている。基礎梁２３は、補強用に配筋された複数本の鉄筋２２と、その鉄筋２２を埋め込んで打設されたコンクリート２１で構成されている。ベースプレート２９は、基礎梁２３上部にモルタル部材２８を介して配置されており、ベースプレート２９及びモルタル部材２８には、図示しないがアンカーボルト２５を挿通する挿通孔が形成されている。アンカーボルト２５は、下端部が基礎梁２３に埋め込まれ、基礎梁２３に埋め込まれたアングル材２６にナット２７で緊締されている。また、アンカーボルト２５の上端部はモルタル部材２８及びベースプレート２９に形成された挿通孔を挿通して、ベースプレート２９の上部に露出され、座金を介してダブルナット３０により緊締されている。そして、このダブルナット３０によって緊締されることにより、鉄骨柱２４が溶接されているベースプレート２９と基礎梁２３が緊結される。
FIG. 17A shows a schematic plan configuration of a conventional exposed-type column base fixing structure, and FIG. 17B shows a schematic cross-sectional configuration along the line A-A ′ of FIG. 17A. As shown in FIGS. 17A and 17B, the exposed column
このような露出型の柱脚固定構造２０では、柱脚の回転剛性が小さいことから、最下層の層間変形角を抑えるために最下層の柱の断面を大きくするか、柱脚を金物等で基礎梁２３に緊結する必要があり、後者では、接合部の施工が複雑になる。
In such an exposed-type column
次に、図１８Ａに、従来の埋め込み型の柱脚固定構造の概略平面構成を示し、図１８Ｂに、図１８ＡのＡ−Ａ’線上に沿う概略断面構成を示す。図１８Ａ，Ｂに示すように、埋め込み型の柱脚固定構造４０では、鉄骨柱４４が溶接されたベースプレート４６は、上述同様、鉄筋４２及びコンクリート４１で構成された鉄筋コンクリートからなる基礎梁４３の内部にてアンカーボルト４７で固定されている。図１８Ａ，Ｂに示した柱脚固定構造４０では、下端部が曲げ加工されたアンカーボルト４７が用いられている。このような埋め込み型の柱脚固定構造４０では、鉄骨柱４４の周囲が鉄筋コンクリートで固められるため、柱脚がより強固に固定されるため、鉄骨柱４４の水平剛性が高まり、地震時の水平変位が小さく収まる。しかしながら、図１８Ａ，Ｂに示した埋め込み型や、図示しない根巻き型の柱脚固定構造では基礎梁４３に鉄骨柱４４を埋め込む為、埋め込まれた部分の鉄骨柱４４と基礎梁４３の鉄筋４２が干渉しあい、鉄筋４２の納まりが悪くなる。このため、基礎梁４３の断面を大きくするか、基礎梁４３にハンチを設ける必要がある。
Next, FIG. 18A shows a schematic plan configuration of a conventional embedded column base fixing structure, and FIG. 18B shows a schematic cross-sectional configuration along line A-A ′ of FIG. 18A. As shown in FIGS. 18A and 18B, in the embedded column
また、このような埋め込み型の柱脚固定構造４０では製造工程も複雑になる。図１９Ａ〜図１９Ｃを用いて、従来の埋め込み型の柱脚固定構造４０の製造工程を説明する。
In addition, the manufacturing process is complicated in such an embedded column
まず、図１９Ａに示すように、基礎梁４３を構成する複数本の鉄筋４２を配筋する。その後、図１９Ｂに示すように、鉄筋４２内にアンカーボルト４７を配置する。
First, as shown in FIG. 19A, a plurality of reinforcing
次に、図１９Ｃに示すように、ベースプレート４６とアンカーボルト４７とをダブルナット４５で緊締することで、下端部にベースプレート４６が溶接された鉄骨柱４４をアンカーボルト４７に緊結する。
Next, as shown in FIG. 19C, the
その後、鉄筋４２が埋め込まれるようにコンクリート４１を打設することで、図１８Ｂに示すような埋め込み型の柱脚固定構造４０が完成される。
Thereafter, the
このような柱脚固定構造４０の製造方法では、基礎梁４３のコンクリート４１の打設の前に鉄骨柱４４が納入されている必要があるが、鉄骨柱４４の発注、製造、製作図作成や、鉄骨柱４４の工場加工、製作までには、着工からある程度の時間が必要となる。そのため、図１９Ｂに示す基礎梁４３の鉄筋４２を配筋した後、鉄骨柱４４の納入が遅れると、鉄骨柱４４を固定する鉄骨建方までに作業が進まない時期ができてしまい、着工から鉄骨建方までにタイムラグを生じることとなる。このため工期に遅れがでることで人件費などのコストもかかるという問題がある。
In such a manufacturing method of the column
また、柱脚の固定度が高い架構では、梁降伏型であっても保有水平耐力設計時に柱脚の降伏は許容されている。しかし、架構が想定外の地震外力を受ける時、同程度の幅厚比ランクのＨ形鋼梁に比べて塑性変形性能が小さい角形鋼管柱で最大耐力に達する場合があり、最下層で層崩壊を引き起こす危険性がある。 In addition, in a frame with a high degree of fixing of the column base, yielding of the column base is allowed when designing the retained horizontal strength, even if it is a beam yield type. However, when the frame receives an unexpected earthquake external force, the maximum strength may be reached with a square steel pipe column with a plastic deformation performance smaller than that of an H-shaped steel beam of the same width-thickness ratio rank. There is a risk of causing.
また、従来の梁降伏型の設計では、地震時に建物が終局状態となるとき、梁のみならず、柱脚で大きな損傷を生じ、最下層で層間変形集中を生じ、建物の倒壊に至るケースがある。 In addition, in the conventional beam yield type design, when the building is in the final state during an earthquake, not only the beam but also the column base is damaged significantly, the interlayer deformation is concentrated in the bottom layer, and the building collapses. is there.
最下層の柱脚が最大耐力に達し、部材崩壊することを防ぐためには、最下層の柱中央をピン接合とすることが考えられる（非特許文献１）。このようなピン継手に関する従来の研究では、柱中央にテーパーピンを用いることで耐震強度の向上が図られているが、基礎梁と、鉄骨柱の柱脚の接合部に関しては検討されていない。 In order to prevent the lowermost column base from reaching the maximum proof stress and collapsing the member, it is conceivable to use pin bonding at the center of the lowermost column (Non-Patent Document 1). In conventional research on such pin joints, the earthquake resistance is improved by using a taper pin at the center of the column, but the joint between the foundation beam and the column base of the steel column has not been studied.
また、応力を伝達するためには、柱脚を鋼とする必要があるが、従来の露出型の柱脚固定構造では鋳鋼製品の露出柱脚金物を必要とし、コストがかかる。また、根巻き型、及び埋め込み型の柱脚固定構造では、ディテールが複雑となる。 In order to transmit the stress, the column base needs to be made of steel. However, the conventional exposed-type column base fixing structure requires an exposed column base bracket of a cast steel product, which is expensive. In addition, details are complicated in the base-rolled type and embedded type column base fixing structures.
上述の点に鑑み、本発明は、工期の短縮、及びコストの軽減が図られ、大地震時の建物の倒壊を防ぐことのできる高い安全性の実現が可能な柱脚固定構造を提供する。 In view of the above points, the present invention provides a column base fixing structure capable of realizing a high level of safety that can prevent the collapse of a building in the event of a large earthquake, with a shortened construction period and cost.
上記課題を解決し、本発明の目的を達成するため、本発明の柱脚固定構造は、鉄筋コンクリートからなる基礎梁と基礎梁と一体に形成され基礎梁から垂直上方の所望の高さに突出して形成された鉄筋コンクリート柱とを有する。また、下端部にシアプレートが溶接された鉄骨柱と、鉄骨コンクリート柱上部にシアプレートを緊結するアンカーボルトとを有する。 In order to solve the above problems and achieve the object of the present invention, the column base fixing structure of the present invention is formed integrally with the foundation beam made of reinforced concrete and the foundation beam and protrudes from the foundation beam to a desired height above the foundation beam. And a reinforced concrete column formed. Moreover, it has the steel frame column which the shear plate was welded to the lower end part, and the anchor bolt which binds a shear plate to the steel frame concrete column upper part.
本発明の柱脚固定構造では、鉄筋コンクリート柱が構成され、この鉄筋コンクリート柱の長さにより鉄骨コンクリート柱と鉄骨柱とを含む１層目の柱全体に係る曲げモーメントが制御される。これにより、１層目の柱部分での崩壊を防ぐことができる。 In the column base fixing structure of the present invention, a reinforced concrete column is formed, and the bending moment of the entire first layer column including the steel concrete column and the steel column is controlled by the length of the reinforced concrete column. Thereby, collapse at the pillar portion of the first layer can be prevented.
本発明によれば、大地震時の建物の倒壊を防ぐ安全性の高い柱脚固定構造を得ることができる。また、工期の短縮、及びコストの軽減が図られる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the highly safe column base fixing structure which prevents the collapse of the building at the time of a big earthquake can be obtained. In addition, the construction period can be shortened and the cost can be reduced.
以下に、本発明の実施形態に係る柱脚固定構造の一例を、図１〜図１６を参照しながら説明する。本発明の実施形態は以下の順で説明する。なお、本発明は以下の例に限定されるものではない。
１．一実施の形態に係る柱脚固定構造
１−１ 構成
１−２ 施工方法
２．静的解析
２−１ 静的解析概要
２−２ 静的解析結果
３．地震応答解析
３−１ 地震応答解析概要
３−２ 地震応答解析結果
Hereinafter, an example of a column base fixing structure according to an embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. Embodiments of the present invention will be described in the following order. In addition, this invention is not limited to the following examples.
1. Column base fixing structure according to one embodiment 1-1 Configuration 1-2
〈１．一実施の形態に係る柱脚固定構造〉
［１−１ 構成］
図１Ａに、本発明の一実地の形態に係る柱脚固定構造の概略平面構成を示し、図１Ｂに、図１ＡのＡ−Ａ’線上に沿う断面構成を示す。
<1. Column base fixing structure according to one embodiment>
[1-1 Configuration]
FIG. 1A shows a schematic plan configuration of a column base fixing structure according to an embodiment of the present invention, and FIG. 1B shows a cross-sectional configuration along the line AA ′ in FIG. 1A.
図１Ａ，Ｂに示すように、本実施形態例の柱脚固定構造１は、鉄筋コンクリートからなる基礎梁４と一体に形成された鉄筋コンクリート柱５上部に、下端部にシアプレート６が溶接された鉄骨柱７がアンカーボルト１０により緊結された構造とされている。
As shown in FIGS. 1A and 1B, a column
鉄筋コンクリートで構成される基礎梁４及び鉄筋コンクリート柱５は、補強用に配筋された複数本の鉄筋３と、その鉄筋３を被覆するように打設されたコンクリート２から構成されている。
The
鉄筋コンクリート柱５は、基礎梁４と一体に形成され、基礎梁４から垂直上方に突出して形成されている。また、鉄筋コンクリート柱５は、断面が四角形状とされ、基礎梁４から所定の高さに形成されている。この鉄筋コンクリート柱５の高さｈ’（基礎梁４の中心から鉄筋コンクリート柱５の先端までの長さ）は、基礎梁４の中心から２層目の梁の中心までの高さをｈとすると、ｈ’＝０．３ｈ〜０．７ｈに設定するのが好ましく、また、より好ましくは、０．４ｈ〜０．６ｈに設定する。すなわち、建物の１階分の高さ（≒ｈ）を例えば３．６ｍとした場合には、１ｍ〜２ｍ程度に形成されるのが好ましい。
The reinforced
鉄骨柱７は、角形鋼管で構成されており、柱脚である鉄骨柱７の下端部には、鋼板からなるシアプレート６が溶接されている。この鉄骨柱７の幅Ｂは、鉄筋コンクリート柱５の幅をＢ’よりも、１００〜２００程度小さく設計されている。また、本実施形態例の鉄骨柱７では、シアプレート６に溶接される側の下端部の各板面に、下端が開口した開口部８が形成されている。すなわち、角形鋼管の４つの面に、開口部８が形成された構成とされている。
The
シアプレート６は、鉄筋コンクリート柱５の上部を被覆するプレート部６ａと、プレート部６ａから直角方向に延在して形成され、鉄筋コンクリート柱５の側面を所定の位置まで被覆する側面被覆部６ｂとから構成されている。鉄骨柱７は、シアプレート６のプレート部６ａであって、側面被覆部６ｂが延在する側とは反対側上部に開口部８が形成された鉄骨柱７の下端部が溶接されている。そして、鉄骨柱７が溶接されたシアプレート６は、プレート部６ａ及び側面被覆部６ｂが、鉄筋コンクリート柱５の上側面を覆うように鉄筋コンクリート柱５上部に配置されている。この側面被覆部６ｂの側面を被覆する長さは、鉄筋コンクリート柱５の断面の長さに対して、１０％〜２０％であることが好ましく、例えば鉄筋コンクリート柱５の断面が７００ｍｍ程度である場合には、例えば１０〜１５ｃｍ程度に設定する。側面被覆部６ｂが、鉄筋コンクリート柱５の断面の長さに対して２０％の長さよりも長すぎるとシアプレート６にかかる曲げ応力が大きくなり、シアプレート６が耐えられなくなる。また、側面被覆部６ｂが、鉄筋コンクリート柱５の断面の長さに対して１０％の長さよりも短すぎると、鉄骨柱７と鉄筋コンクリート柱５間のせん断応力の伝達がうまくなされないという問題がある。
The
図示しないが、鉄骨柱７に形成された開口部８に相当するシアプレート６には、アンカーボルト１０を挿通させる挿通孔が形成されている。アンカーボルト１０は、下端部が鉄筋コンクリート柱５に埋め込まれて配置され、上端部がシアプレート６の挿通孔を通ってシアプレート６上部に露出されており、上部には座金を介してダブルナット９が螺合されている。このように、シアプレート６を介してアンカーボルト１０上部にダブルナット９を緊締することにより、鉄筋コンクリート柱５上部に鉄骨柱７が緊結されている。本実施形態例で用いられるアンカーボルト１０は、通常の鉄骨建築でもちいられている例えば直径１６〜３２ｍｍのアンカーボルト１０を用いることができ、アンカーボルト１０の鉄筋コンクリート柱５への埋め込み長は、ボルト径の２５倍以上とされている。また、本実施形態例では、アンカーボルト１０の下端部は曲げ加工が施されている。
Although not shown, the
本実施形態例の柱脚固定構造１では、アンカーボルト１０は鉄骨柱７に形成された開口部８に形成されるため、より中央部分にて鉄骨柱７と鉄筋コンクリート柱５とを緊結することができる。これにより、本実施形態例の柱脚固定構造１は、鉄骨柱７と鉄筋コンクリート柱５との接合部を、よりピン接合に近い形として取り扱うことが可能となる。
In the column
［１−２ 施工方法］
次に、図２、及び図３を用いて、本実施形態例の柱脚固定構造１を組み立てるための施工方法を説明する。
[1-2 Construction method]
Next, a construction method for assembling the column
まず、図２Ａに示すように、基礎梁４及び鉄筋コンクリート柱５が形成される部分に、所望の型枠（図示せず）を組み立て、複数の鉄筋３をその中に配筋する。次に、図２Ｂに示すように、鉄筋コンクリート柱５となる部分の鉄筋３の所望の位置に、アンカーボルト１０を配置する。このとき、アンカーボルト１０は、その上端部が、後の工程で配置されるシアプレート６の挿通孔に挿通され得る位置にくるように配置し、鉄筋３よりも上側にくるように配置する。
First, as shown to FIG. 2A, a desired formwork (not shown) is assembled in the part in which the
次に、型枠の中にコンクリート２を打設し、その後脱型することにより、図３Ｃに示すように、鉄筋コンクリートからなる基礎梁４と、鉄筋コンクリート柱５を形成する。この鉄筋コンクリート柱５の高さｈ’は、前述したように、建物の１階分の高さｈとすると０．３ｈ〜０．７ｈとなるように形成されるものである。したがって、鉄筋コンクリート柱５は、足場を組む必要がない高さとされる。このため、鉄筋コンクリート柱５の作製時において、作業時間が増加することがなく、足場を組むためのコストもかからない。
Next, the
次に、図３Ｄに示すように鉄骨柱７が溶接されたシアプレート６の挿通孔にアンカーボルトの上端部を挿通するようにシアプレート６及び鉄骨柱７を鉄筋コンクリート柱５上部に配置する。その後、座金を介してアンカーボルト１０上部にダブルナット９を螺合する。そして、鉄骨柱７が溶接されたシアプレート６と鉄筋コンクリート柱５を緊結することにより、図１Ｂに示した柱脚固定構造１が完成される。
Next, as shown in FIG. 3D, the
本実施形態例の柱脚固定構造１の施工においては、鉄筋コンクリートからなる基礎梁４と鉄筋コンクリート柱５を形成した後に鉄骨建方が行われるので、従来の埋め込み型の柱脚固定構造のようなタイムラグを生じない。図４Ａに、本実施形態例の柱脚固定構造１を有する鉄骨建築物の着工から鉄骨建方までのタイムテーブルを示し、図４Ｂに、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を有する鉄骨建築物の着工から鉄骨建方までのタイムテーブルを示す。図４Ａ，Ｂは、共に、中層（６階建て程度）の中規模（床面積５０００ｍ２程度）での鉄骨建築物を想定したものである。また、図４Ａ，Ｂでは、杭工事がある場合のタイムテーブルを示している。以下の説明では、本実施形態例の柱脚固定構造１を施工する場合と、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を施工する場合を並行して説明する。
In the construction of the column
図４Ａ，Ｂに示すように、通常、杭工事が着工されると同時に、鉄骨工事に用いられる鉄骨が発注され、製造、作製図作成が行われる。杭工事はおよそ１ヶ月で終了し、その後、根伐、敷砂利、捨コン等の作業が１ヶ月程度かけて行われる。その後、基礎を作製する。本実施形態例の柱脚固定構造１とする場合には、基礎を形成後、続けて基礎梁４の形成が行われる。この基礎梁４の形成は、図２Ａ〜図３Ｃで説明した通りである。一方、従来の埋め込み型の柱脚固定構造とする場合には、基礎を形成後、基礎梁の形成前に鉄骨建方に入る必要がある。しかしながら、この時期には、鉄骨柱が未だ納品されていないため、鉄骨が納品されるまでのおよそ２ヶ月間は作業が進まない。すなわち、基礎形成後から、鉄骨建方に入るまでには、２ヶ月のタイムラグを生じる。
As shown in FIGS. 4A and 4B, usually, the pile work is started, and at the same time, the steel frame used for the steel work is ordered, and manufacturing and production drawing creation are performed. Pile work will be completed in about one month, and then work such as root cutting, shingle gravel and dumping will be done over a month. Then, the foundation is made. In the case of the column
本実施形態例の柱脚固定構造１では、基礎の形成後、引き続いて基礎梁４の形成が行われるため、鉄骨が納品される時期に鉄骨建方にスムーズに移行することができる。このため、タイムラグが生じない。
In the column
そうすると、図４Ａ，Ｂに示すように、本実施形態例の柱脚固定構造１と従来の埋め込み型の柱脚固定構造とでは、工期におよそ２ヶ月の差が出てくる。すなわち、本実施形態例の柱脚固定構造１を用いた場合には、２ヶ月の工期の短縮が可能となり、コストの低減が可能となる。
As a result, as shown in FIGS. 4A and 4B, a difference of about two months occurs in the construction period between the column
また、このような本実施形態例の柱脚固定構造１を架構に用いることで、最下層の柱脚での崩壊を防ぎ、完全な梁損傷型の架構とすることが可能となる。
Further, by using the column
次に、本実施形態例の柱脚固定構造１を適用した鉄骨ラーメン架構を解析モデルとして実施した静的解析、及び地震応答解析（動的解析）について説明する。ここでは、剛性及び耐力をほぼ同等にした架構を設計し、静的解析及び地震応答解析を行い、各架構における損傷分布や架構の崩壊時性能を説明する。静的解析では、６層の鉄骨ラーメン架構を用い、地震応答解析では３層及び６層の鉄骨ラーメン架構を用いた。
Next, static analysis and seismic response analysis (dynamic analysis) performed using the steel frame rigid frame structure to which the column
図５Ａに、解析対象とした６層の鉄骨ラーメン架構の軸組図を示し、図５Ｂにその平面構成を示す。１層分の高さを３．６０ｍとした６層構造で、９．００ｍ毎に鉄骨柱が横方向及び奥行き方向に配置され、横幅は、９．００ｍ×３の幅とされ、奥行きは、９．００ｍ×２の幅とされている。図５Ｂに示すように、鉄骨ラーメン架構の接合部は最下層の鉄骨柱中央を除いて全て剛接合とし、地面と基礎との接合はピン接合としている。最下層の柱脚固定構造は、図１Ａ，Ｂに示した本実施形態例の柱脚固定構造１とされ、解析モデルでは鉄筋コンクリート柱５と鉄骨柱７の接合部はピン接合として評価とした。また、解析モデルでは、図５Ｂに示す支配面積を解析構面とした。３層の鉄骨ラーメン架構の構成は、図５Ａの軸組図を３層構造として考えれば良い。したがって、３層鉄骨ラーメン架構の図示及び説明は省略する。
FIG. 5A shows an axis diagram of a six-layer steel frame frame structure to be analyzed, and FIG. 5B shows a planar configuration thereof. With a 6-layer structure with a height of 3.60 m for one layer, steel columns are arranged in the horizontal and depth directions every 9.00 m, the horizontal width is 9.00 m × 3, and the depth is The width is 9.00 m × 2. As shown in FIG. 5B, the joints of the steel frame frame are all rigid joints except for the center of the lowermost steel column, and the joint between the ground and the foundation is a pin joint. The column base fixing structure in the lowermost layer is the column
下記の表１に、解析モデルに用いた６層鉄骨ラーメン架構の部材断面構成と、３層鉄骨ラーメン架構の部材断面構成を示す。 Table 1 below shows the member cross-sectional configuration of the six-layer steel frame frame used in the analysis model and the member cross-sectional configuration of the three-layer steel frame frame.
架構の名称の記号は、最初の数字が層数、２番目の数値が梁のモーメント（曲げ耐力）Mpbに対する柱のモーメント（曲げ耐力）Ｍｐｃの割合Ｍｐｃ／Ｍｐｂ（柱梁耐力比）、３番目の記号Ａ，Ｂ，Ｃが柱の幅厚比の違いを示している。記号Ａ，Ｂ，Ｃの意味は以下の通りである。
Ａ：幅厚比大
Ｂ：基準となる幅厚比
Ｃ：幅厚比小
また、表１において、基礎の柱に相当する部分は、図１の鉄筋コンクリート柱５に相当する部分である。
尚、後述する図７〜図１５において、従来の柱脚固定構造を用いた解析モデルには、架構名称の最後に「ｆｉｘ」の文字を表記している。また、従来の柱脚固定構造としては埋め込み型の柱脚固定構造を用い、鉄骨柱の柱脚と基礎梁との接合は剛接合として解析を行った。
The first number is the number of layers, the second number is the moment of the beam (bending strength) Mpb, the ratio of the column moment (bending strength) M pc M pc / M pb (column beam strength ratio) The third symbols A, B, and C indicate the difference in the column width-thickness ratio. The meanings of symbols A, B, and C are as follows.
A: Large width-thickness ratio B: Standard width-thickness ratio C: Low width-thickness ratio In Table 1, the portion corresponding to the foundation column is the portion corresponding to the reinforced
7 to 15, which will be described later, in the analysis model using the conventional column base fixing structure, the letter “fix” is written at the end of the frame name. In addition, the embedded column base fixing structure was used as the conventional column base fixing structure, and the connection between the steel column base and the foundation beam was analyzed as a rigid connection.
架構の部材断面は、保有水平耐力設計に沿って架構の剛性及び耐力が概ね等しくなるように選定し、梁及び柱の幅厚比をＦＡランク（基準法で定められた部材ランク）としている。高さ方向に関しては、３層毎に梁及び柱の部材断面を変更している。標準せん断力係数Ｃ０＝０．２のときの最大層間変形角が１／２００以下を満足するものとしている。 The member cross section of the frame is selected so that the rigidity and strength of the frame are approximately equal in accordance with the retained horizontal strength design, and the width-thickness ratio of the beam and column is FA rank (member rank determined by the standard method). Regarding the height direction, the member cross sections of the beams and columns are changed every three layers. The maximum interlayer deformation angle when the standard shear force coefficient C 0 = 0.2 satisfies 1/200 or less.
表２に、柱及び梁に用いられる鉄骨部材の材料特性を示す。 Table 2 shows the material characteristics of steel members used for columns and beams.
梁及び柱共に、鋼材のヤング係数Ｅsteelを２０５．８×１０３Ｎ／ｍｍ２、降伏応力σy-steelを２３５．０Ｎ／ｍｍ２としており、コンクリートのヤング係数Ｅconcreteを２７．３×１０３Ｎ／ｍｍ２、降伏応力をσy-concreteを３７．０Ｎ／ｍｍ２としている。 The beams and columns both Young's modulus of the steel E steel with 205.8 × 10 3 N / mm 2 , and a 235.0N / mm 2 yield stress σ y-steel, 27.3 × a Young's modulus E concrete Concrete 103 N / mm 2 , yield stress is σ y-concrete is 37.0 N / mm 2 .
〈２．静的解析〉
［２−１ 静的解析概要］
静的解析では、本実施形態例の柱脚固定構造を用いた６層の鉄骨ラーメン架構を解析モデルとして解析した。また、静的解析における数値解析プログラムは、ＤＲＡＩＮ−２ＤＸを使用した。
<2. Static analysis>
[2-1 Outline of static analysis]
In the static analysis, a six-layer steel frame structure using the column base fixing structure of this embodiment was analyzed as an analysis model. In addition, DRAIN-2DX was used as a numerical analysis program in static analysis.
図６Ａ，Ｂに、柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．４の６層鉄骨ラーメン架構における第１層の梁及び柱のＭ／Ｍｐ−θ／θｐ関係（荷重変形関係）を示す。横軸が材端回転角θを弾性変形量θｐで除した値で、縦軸が材端モーメントＭを全塑性モーメントＭｐで除した値である。梁のＭ／Ｍｐ−θ／θｐ関係は、「加藤勉，秋山宏，帯洋一：局部座屈を伴うＨ型断面部材の変形，日本建築学会論文報告集，第２５７号，ｐｐ．４９−５８，１９７７．７」（以下文献１）の実験式により求めることができる。また、柱のＭ／Ｍｐ−θ／θｐ関係は、「加藤勉，秋山宏，北沢進：局部座屈を伴う箱型断面部材の変形，日本建築学会論文報告集，第２６８号，ｐｐ．７１−７６，１９７８．６」（以下文献２）の実験式により求めることができる。図６Ａ，Ｂの実線Ｉは、文献１及び２で導出された値であり、図６Ａ，Ｂの実線ＩＩは、数値解析により得られた値である。
6A and 6B show the M / M p −θ / θ p relationship (load deformation relationship) of the first layer beam and column in the six-layer steel frame frame structure with the column beam yield ratio M pc / M pb = 1.4. Show. A value horizontal axis by dividing the theta timber end rotation angle elastic deformation amount theta p, a value ordinate by dividing the timber end moment M in all plastic moment M p. The M / M p −θ / θ p relationship of the beam is as follows: “Taku Kato, Hiroshi Akiyama, Yoichi Obi: Deformation of H-shaped cross-section member with local buckling, Journal of Architectural Institute of Japan, No. 257, pp. 49 -58, 1977.7 "(hereinafter referred to as Document 1). Also, the M / M p −θ / θ p relationship of the column is as follows: “Taku Kato, Hiroshi Akiyama, Susumu Kitazawa: Deformation of box-shaped cross-section member with local buckling, Architectural Institute of Japan Proceedings, No. 268, pp .71-76, 1978.6 "(hereinafter referred to as Document 2). A solid line I in FIGS. 6A and 6B is a value derived in
梁及び柱に用いられる鉄骨部材の耐力劣化挙動は、周辺部材の塑性化等により材端支持条件の変化や架構内の応力再配分によって、端材の場合とは異なる挙動を示す可能性がある。本実施形態例の静的解析では鉄骨部材の劣化領域を余力と考え、架構内の部材が最大耐力に達する点を部材崩壊と定義し、最大耐力に達するまでの範囲を検討範囲とした。 The strength deterioration behavior of steel members used for beams and columns may be different from that of end materials due to changes in material end support conditions and stress redistribution in the frame due to plasticization of surrounding members. . In the static analysis of the present embodiment example, the degradation region of the steel frame member is considered as a surplus force, the point where the member in the frame reaches the maximum strength is defined as the member collapse, and the range until the maximum strength is reached is set as the examination range.
［２−２ 静的解析結果］
図７に、柱の幅厚比が異なる６層鉄骨ラーメン架構のせん断力と層間変形角の関係を示す。横軸は、第２層の層間変形角δ２／ｈ２であり、縦軸は第１層のせん断力Ｑ１を架構の層重量Ｗ１と振動特性係数Ｒｔで除した値である。層間変形角は、層間の変位δｉを階高ｈｉで除した値であり、せん断力Ｑ１は、地震時に角階の梁にかかる水平力の和である。
[2-2 Static analysis results]
FIG. 7 shows the relationship between the shear force and the interlaminar deformation angle of a six-layer steel frame frame structure with different column width-thickness ratios. The horizontal axis represents the interlayer deformation angle δ 2 / h 2 of the second layer, and the vertical axis represents the value obtained by dividing the shear force Q 1 of the first layer by the layer weight W 1 of the frame and the vibration characteristic coefficient R t . The inter-layer deformation angle is a value obtained by dividing the inter-layer displacement δ i by the floor height h i , and the shearing force Q 1 is the sum of the horizontal forces applied to the beams of the angular floor during an earthquake.
図７の白抜きの逆三角形で示す点は、架構内のある一部材が最初に降伏する点を示し、後述する図１２の番号１に対応している。これを部材の初期降伏と定義する。図７の黒塗りの逆三角形で示す点は、架構内のある一部材が最初に最大耐力に達する点を示し、図１２の矢印ｚと対応している。これを部材の崩壊と定義する。架構では、黒塗りの逆三角形で示す点が、右側（すなわち、層間変形角が大きい側）にあるほど大地震に対しても安定した挙動を示し、高い安全性を有することが言える。
A point indicated by a white inverted triangle in FIG. 7 indicates a point where a certain member in the frame first yields, and corresponds to a
この解析において、架構の初期剛性は柱脚支持条件によらず等しくなっている。架構の降伏後の耐力は、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を有する架構に比べて、本実施形態例の柱脚固定構造１を有する架構の方が１０％程度低くなっている。また、最下層の柱脚を従来の埋め込み型の柱脚固定構造とした架構に比べて、本実施形態例の柱脚固定構造１を用いた架構の方が、部材崩壊に至までに大きな層間変形角を保持している。これは、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を有する架構では、塑性変形性能が小さい柱で部材崩壊を生じたためである。また、幅厚比が大きい柱を有する架構に比べて幅厚比が小さい柱を有する架構の方が部材崩壊に至までに大きな層間変形角を保持している。
In this analysis, the initial stiffness of the frame is the same regardless of the column base support conditions. The yield strength of the frame after yielding is about 10% lower in the frame having the column
図８Ａに、最大層間変形角δmax／ｈｉが０．０２に達したときの層間変形角分布を示し、図８Ｂに架構の構成部材が最初に崩壊したときの層間変形角分布を示す。横軸は、各層の層間変形角δｉ／ｈｉ、縦軸は、層数ｎである。最大層間変形角δmax／ｈｉが０．０２のときでは全ての架構で第２層に最も大きな層間変形角が生じている。また、部材崩壊時では、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を有する架構の最大層間変形角に比べて、本実施形態例の柱脚固定構造を有する架構の方が大きくなっている。柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂが等しい架構の場合、最大層間変形角は、柱幅厚比の小さい方が大きくなっている。 Figure 8A, illustrates a story drift distribution when the maximum story drift [delta] max / h i has reached 0.02, showing a story drift distribution when components of Frames are initially collapsed in Figure 8B. The horizontal axis represents the interlayer deformation angle δ i / h i of each layer, and the vertical axis represents the number n of layers. Maximum biggest story drift in the second layer in the all Frames when story drift [delta] max / h i 0.02 occurs. In addition, when the member collapses, the frame having the column base fixing structure of this embodiment is larger than the maximum interlayer deformation angle of the frame having the conventional embedded column base fixing structure. In the case of a frame having the same column beam yield strength ratio M pc / M pb , the smaller the column width thickness ratio, the larger the maximum interlayer deformation angle.
図９に、柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂが異なる６層鉄骨ラーメン架構のせん断力と層間変形角の関係を示す。横軸及び縦軸は、図７と同様であり、図９中の白抜きの逆三角形で示す点及び黒塗りの逆三角形で示す点も、図７と同様であるから重複説明を省略する。架構の初期剛性は柱梁耐力比によらず等しくなっている。柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．２の架構の降伏後の耐力は他の架構の降伏後の耐力に比べて１０％程度高くなっている。それ以外の架構の降伏後の耐力はほぼ等しくなっている。柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．２の架構では塑性変形性能が小さい柱で崩壊が生じるため、他の架構に比べて部材崩壊に至までの層間変形角が小さくなっている。 FIG. 9 shows the relationship between the shear force and the interlaminar deformation angle of a six-layer steel frame frame structure with different column beam bearing strength ratios M pc / M pb . The horizontal axis and the vertical axis are the same as those in FIG. 7, and the points indicated by the white inverted triangles and the black inverted triangles in FIG. 9 are also the same as those in FIG. The initial stiffness of the frame is the same regardless of the column beam strength ratio. The yield strength after yielding of the frame with the column beam strength ratio M pc / M pb = 1.2 is about 10% higher than the yield strength after yielding of the other frames. The yield strength of the other frames after yielding is almost equal. In the frame with the column beam yield strength ratio M pc / M pb = 1.2, collapse occurs in columns with low plastic deformation performance, so the interlayer deformation angle leading to member collapse is smaller than in other frames.
図１０Ａに、最大層間変形角δmax／ｈｉが０．０２に達したときに層間変形角分布を示し、図１０Ｂに、架構の構成部材が最初に崩壊したときの層間変形角分布を示す。横軸、及び縦軸は、図８Ａ，Ｂと同様である。全ての架構で、第２層に最も大きな層間変形角が生じている。最大層間変形角δmax／ｈｉ＝０．０２のときでは、柱梁耐力比の違いによらず、全ての架構で層間変形角がほぼ等しくなっている。部材崩壊時では、柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．４の架構の最大層間変形角が最も大きくなっている。これは、柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．４の架構の梁の塑性変形性能が柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝２．１の架構に比べて優れている為である。 In FIG. 10A, the maximum story drift [delta] max / h i represents the story drift distribution upon reaching 0.02, in FIG. 10B, showing a story drift distribution when components of Frames is initially collapsed . The horizontal and vertical axes are the same as in FIGS. 8A and 8B. In all frames, the largest interlayer deformation angle is generated in the second layer. In the case of the maximum story drift δ max / h i = 0.02, regardless of the differences in Column Strength Ratio, the story drift in all Frames are substantially equal. At the time of member collapse, the maximum interlaminar deformation angle of the frame with the column beam yield ratio M pc / M pb = 1.4 is the largest. This is because the plastic deformation performance of the beam having the column beam strength ratio M pc / M pb = 1.4 is superior to that of the column beam strength ratio M pc / M pb = 2.1.
図１１Ａ〜Ｆに、それぞれの架構における柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂが異なる６層鉄骨ラーメン架構の降伏部位と崩壊部位を示す。図１１Ａ〜Ｆに示す番号１〜５は、架構内の部位が降伏する順序であり、矢印ｚは、最初に崩壊する部位を示す。
FIGS. 11A to 11F show the yield site and the collapse site of the six-layer steel frame rigid frame with different column beam yield ratios M pc / M pb in the respective frames. The
図１１Ａ〜Ｆから、本実施形態例の柱脚固定構造１を用いた架構の場合、全ての架構で初期降伏（番号１で示す）が第１層の梁端に生じている。柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．２の架構では柱梁耐力比が小さいため、早い段階で、第２層及び第３層の柱頭にも降伏が生じており、部材崩壊が第４層の柱頭に生じている。柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．４で幅厚比が大きい柱を有する架構では、部材崩壊（矢印ｚで示す）が第４層の柱頭に生じている。柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．４で幅厚比が小さい柱を有する架構及び柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝２．１の架構では、部材崩壊（矢印ｚで示す）が初期降伏（番号１で示す）と同じ第１層の梁端に生じている。
11A to 11F, in the case of the frame using the column
一方、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を用いた架構の場合、全ての架構で初期降伏が第２層の梁端に生じ、部材崩壊が塑性変形性能の低い第１層の柱脚に生じており、最下層で層崩壊する可能性がある。 On the other hand, in the case of a frame using a conventional embedded column base fixing structure, initial yielding occurs at the beam end of the second layer in all frames, and member collapse occurs at the column base of the first layer with low plastic deformation performance. There is a possibility of layer collapse at the lowest layer.
従来の柱脚固定構造を用いた場合に、第１層の柱が崩壊する可能性が高い理由を、図１２を用いて説明する。図１２Ａに、本実施形態例の柱脚固定構造１を有する架構の柱及び梁にかかる部材崩壊時のモーメント分布を示す。また、図１２Ｂに、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を有する架構の柱及び梁にかかる部材崩壊時のモーメント分布を示し、図１２Ｃに、従来の露出型の柱脚固定構造を有する架構の柱及び梁にかかる部材崩壊時のモーメント分布を示す。図１２Ａ〜Ｃの実線は、柱にかかる曲げモーメントで、破線は、梁にかかる曲げモーメントである。
The reason why there is a high possibility that the column of the first layer will collapse when the conventional column base fixing structure is used will be described with reference to FIG. FIG. 12A shows the moment distribution at the time of member collapse applied to the columns and beams of the frame having the column
図１２Ａ〜Ｃからわかるように、従来の露出型、及び埋め込み型の柱脚固定構造とした場合には、１層目の柱にかかる曲げモーメントのバランスが上下端で崩れている。例えば、図１２Ｂに示すように、埋め込み型では、１層目の柱の下端部にかかるモーメントＭ３は、上端部にかかるモーメントＭ４よりも大きくなっており、図１２Ｃに示すように、露出型では、１層目の柱の下端部にかかるモーメントはほぼゼロとなり、上端部にはモーメントＭ５がかかる。このため、埋め込み型、及び露出型の柱脚固定構造を有する場合には、部材崩壊時に、１層目の柱に部材崩壊が生じる。 As can be seen from FIGS. 12A to 12C, in the conventional exposed type and embedded type column base fixing structure, the balance of the bending moment applied to the first layer column is broken at the upper and lower ends. For example, as shown in FIG. 12B, in the embedded type, the moment M 3 applied to the lower end portion of the first layer pillar is larger than the moment M 4 applied to the upper end portion, and as shown in FIG. the mold, moment applied to the lower end portion of the first layer of pillar becomes almost zero, the upper portion takes a moment M 5. For this reason, in the case of having the embedded type and the exposed type column base fixing structure, the member collapses in the first column when the member collapses.
一方、本実施形態例の柱脚固定構造１を用いた場合には、図１２Ａに示すように、部材崩壊時において、１層目の柱には、上下端でバランスのよいモーメントＭ１，Ｍ２が生じており、鉄筋コンクリート柱５と鉄骨柱７との接合部でモーメントはほぼゼロになる。これは、１層目の柱中央に、鉄筋コンクリート柱５と鉄骨柱７との接合部があり、その接合部がピン接合とされているためである。このため、本実施形態例の柱脚固定構造１を用いた架構では、部材崩壊時において、１層目の柱の崩壊を防ぐことができる。また、本実施形態例の柱脚固定構造１では、鉄筋コンクリート柱５と鉄骨柱７との切り替え位置を変化させることで、実質的に最下層の柱の曲げ応力の半曲点位置を変えることができるので、最下層の水平剛性や柱の曲げ応力を制御することができる。
On the other hand, when the column
以上の静的解析結果から、本実施形態例の柱脚固定構造１を有する鉄骨ラーメン架構では、部材崩壊時に、第１層の柱が崩壊することがなく、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を有する鉄骨ラーメン架構よりも建物の倒壊の危険性が少ないことがわかる。
From the above static analysis results, in the steel frame rigid frame having the column
〈３．地震応答解析〉
［３−１ 地震応答解析概要］
地震応答解析（動的解析）では、本実施形態例の柱脚固定構造を用いた３層の鉄骨ラーメン架構、及び６層の鉄骨ラーメン架構を解析モデルとして解析した。
<3. Earthquake Response Analysis>
[3-1 Outline of earthquake response analysis]
In the seismic response analysis (dynamic analysis), a three-layer steel frame structure using the column base fixing structure of the present embodiment and a six-layer steel frame structure were analyzed as analysis models.
動的解析では、鉄骨ラーメン架構の粘性減衰はレーリー型とし、１次と２次の減衰定数は２％とした。降伏後の挙動には、移動硬化則を用いている。架構の１層あたりの質量は、１８８．３トンとしている。 In the dynamic analysis, the viscous damping of the steel frame frame was Rayleigh type, and the primary and secondary damping constants were 2%. The kinematic hardening law is used for the behavior after yielding. The mass per layer of the frame is 188.3 tons.
表３に、柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．４の３層及び６層の鉄骨ラーメン架構の固有周期を示す。 Table 3 shows the natural periods of the three-layer and six-layer steel frame frames with the column beam bearing strength ratio M pc / M pb = 1.4.
地震応答解析で用いる地震動は、EL Centro 1940 NS/EW,Hachinohe 1968 NS/EW,Taft 1952 NS/EW,Kobe 1995 NS/EW,模擬波BCJL1/BCJL2の１０種類とした、地震応答解析では、時刻歴波形の最大速度を３０〜７０kineに基準化している。 The seismic motion used in the seismic response analysis is EL Centro 1940 NS / EW, Hachinohe 1968 NS / EW, Taft 1952 NS / EW, Kobe 1995 NS / EW, and simulated wave BCJL1 / BCJL2. The maximum speed of the history waveform is normalized to 30 to 70 kine.
図１３に、地震応答解析で用いた５種類の地震動（EL Centro 1940 NS,Hachinohe 1968 NS,Taft 1952 NS,Kobe 1995 NS,BCJL1）の元波による弾性応力スペクトルを示す。 FIG. 13 shows the elastic stress spectrum by the original wave of five types of ground motion (EL Centro 1940 NS, Hachinohe 1968 NS, Taft 1952 NS, Kobe 1995 NS, BCJL1) used in the earthquake response analysis.
表３より、解析モデルは、一般的な架構であることがわかる。 Table 3 shows that the analysis model is a general frame.
［地震応答解析結果］
図１４Ａに３層鉄骨ラーメン架構の総履歴吸収エネルギーＥに対する最大となる柱端の履歴吸収エネルギーＥｃ及び最大となる梁端の履歴吸収エネルギーＥｂの比を示す。また、図１４Ｂに、６層鉄骨ラーメン架構の総履歴吸収エネルギーＥに対する最大となる柱端の履歴吸収エネルギーＥｃ及び最大となる梁端の履歴吸収エネルギーＥｂの比を示す。図１４Ａ，Ｂの横軸はＥｃ／Ｅであり、縦軸はＥｂ／Ｅである。
[Earthquake response analysis results]
FIG. 14A shows the ratio of the maximum hysteresis absorption energy Ec at the column end to the maximum hysteresis absorption energy Eb at the beam end with respect to the total hysteresis absorption energy E of the three-layer steel frame frame. FIG. 14B shows a ratio of the maximum history absorption energy Ec at the column end and the maximum history absorption energy Eb at the beam end to the total history absorption energy E of the six-layer steel frame frame. 14A and 14B, the horizontal axis is Ec / E, and the vertical axis is Eb / E.
本実施形態例の柱脚固定構造を用いた架構の場合、図１４Ａに示すように３層の鉄骨ラーメン架構では柱梁耐力比が増加するにつれて層履歴吸収エネルギーに対する最大となる梁端の履歴吸収のエネルギーの割合が高くなっている。図１４Ｂに示すように６層の鉄骨ラーメン架構では全ての架構で総履歴吸収エネルギーに対する最大となる梁端の履歴吸収エネルギーの割合が高くなっている。３層及び６層の鉄骨ラーメン架構ともに層履歴吸収エネルギーに対する最大となる梁端の履歴吸収エネルギーの割合は２０％程度を上限値としている。 In the case of the frame using the column base fixing structure of the present embodiment, as shown in FIG. 14A, in the three-layered steel frame frame structure, the hysteresis absorption of the beam end that becomes the maximum with respect to the layer hysteresis absorption energy as the column beam strength ratio increases. The proportion of energy is high. As shown in FIG. 14B, in the six-layer steel frame frame structure, the ratio of the history absorbed energy at the beam end that is the maximum with respect to the total history absorbed energy is high in all frames. In both the 3-layer and 6-layer steel frame frames, the maximum ratio of the hysteretic absorbed energy at the beam end to the hysteretic absorbed energy is about 20%.
一方、従来の埋め込み型の柱脚固定構造を用いた架構の場合、３層鉄骨ラーメン架構では梁端に比べて柱端に履歴吸収エネルギーが集中しており、層履歴吸収エネルギーに対する最大となる柱端の履歴吸収エネルギーの割合は、３０％程度を上限値としている。６層鉄骨ラーメン架構では、総履歴吸収エネルギーに対する最大となる梁端及び柱端の履歴吸収エネルギーの割合がほぼ等しく１０％程度を上限値としている。 On the other hand, in the case of a frame using a conventional embedded column base fixing structure, the hysteretic absorbed energy is concentrated at the column end in the three-layer steel frame frame compared with the beam end. The ratio of the history absorbed energy at the end has an upper limit of about 30%. In the six-layer steel frame frame, the maximum ratio of the hysteresis energy at the beam ends and the column ends to the total hysteresis energy is approximately equal to about 10%.
図１５Ａに、３層鉄骨ラーメン架構における柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．４の架構の梁の塑性率μの比較を示し、図１５Ｂに、６層鉄骨ラーメン架構における柱梁耐力比Ｍｐｃ／Ｍｐｂ＝１．４の架構の梁の塑性率μの比較を示す。図１５Ａ，Ｂの横軸は架構の最大層間変形角、縦軸は梁の塑性率μである。また、図１５Ａ，Ｂに示されている横線は、架構内の梁の最大耐力時における塑性変形性能のうち最小値を示している。原点からの各線は、静的解析による架構内の最大層間変形角と梁の塑性率μの関係を示している。各プロットは地震応答解析結果である。塑性変形性能を超えたプロットには色を付けている。地震応答解析における塑性率μの算出方法は、以下の通りである。 FIG. 15A shows a comparison of the column beam strength ratio M pc / M pb = 1.4 in a three-layer steel frame rigid frame, and FIG. 15B shows a column beam strength ratio in a six-layer steel frame frame. The comparison of the plasticity rate μ of the beam of a frame of M pc / M pb = 1.4 is shown. The horizontal axis of FIGS. 15A and 15B is the maximum inter-layer deformation angle of the frame, and the vertical axis is the plastic modulus μ of the beam. Moreover, the horizontal line shown by FIG. 15A, B has shown the minimum value among the plastic deformation performance at the time of the maximum proof stress of the beam in a frame. Each line from the origin shows the relationship between the maximum interlayer deformation angle in the frame and the plastic modulus μ of the beam by static analysis. Each plot is the seismic response analysis result. The plots that exceed the plastic deformation performance are colored. The calculation method of the plasticity ratio μ in the earthquake response analysis is as follows.
１）各梁端の正側及び負側それぞれの累積履歴曲線から履歴吸収エネルギーを求める。
２）１）で求めた履歴吸収エネルギーをバウジンガー効果による割り増し係数αβで除し、骨格曲線の履歴吸収エネルギーを求める。
３）２）で求めた骨格曲線の履歴吸収エネルギーから図６Ａ，ＢのＭ／Ｍｐ−θ／θｐ関係を用いて、塑性率μを求める。その際、正側及び負側の塑性率μのうち最大となる値を採用する。
1) Obtain the history absorbed energy from the accumulated history curves on the positive and negative sides of each beam end.
2) The history absorption energy obtained in 1) is divided by the additional coefficient α β by the Baudinger effect to obtain the history absorption energy of the skeleton curve.
3) From the hysteresis absorption energy of the skeleton curve obtained in 2), the plasticity ratio μ is obtained using the M / M p −θ / θ p relationship in FIGS. 6A and 6B. At that time, the maximum value among the positive side and negative side plastic ratios μ is adopted.
塑性率μの算定で用いたバウジンガー効果による割り増し係数αBは２．０としている。梁の塑性率μでは、静的解析結果（実線）が地震応答解析結果（プロット）の下限値となっている。３層鉄骨ラーメン架構では柱の幅厚比が最も大きいＡ以外の架構で、梁の最大耐力時における塑性変形性能に達する部材が見られた。６層鉄骨ラーメン架構では、上述の解析範囲内では、梁の最大耐力時における塑性変形性能に達する部材が見られなかった。 The extra coefficient α B due to the Baudinger effect used in the calculation of the plasticity ratio μ is 2.0. For the plastic modulus μ of the beam, the static analysis result (solid line) is the lower limit of the seismic response analysis result (plot). In the three-layer steel frame frame, members reaching the plastic deformation performance at the maximum strength of the beam were found on frames other than A, where the column width-thickness ratio was the largest. In the six-layer steel frame frame, no member that reached the plastic deformation performance at the maximum strength of the beam was found within the above analysis range.
図１６Ａ〜Ｄに、梁のバウジンガー効果による割り増し係数αBと架構の層数の関係を示す。横軸は、架構の層数Ｎである。縦軸は梁のバウジンガー効果よる割り増し係数αBである。図１６Ａ〜Ｄに示す点線は、「日本建築学会：建築耐震設計における保有耐力と変形性能１９９０」（以下文献３）による梁の設計値２．０、各プロットは地震応答解析結果から算出した割り増し係数αB、太い実線は各プロットの平均値を示している。地震応答解析における割り増し係数αBは累積履歴曲線から算出した履歴吸収エネルギーを骨格曲線から算出した履歴吸収エネルギーで除した値である。全ての架構で６層鉄骨ラーメン架構よりも３層鉄骨ラーメン架構の方が割り増し係数αβのバラツキが大きくなっている。ただし、文献３による梁の設計値２．０と地震応答解析結果から算出した割り増し係数αBの平均値は概ね等しくなっている。
16A to 16D show the relationship between the extra coefficient α B due to the Baudinger effect of the beam and the number of layers of the frame. The horizontal axis is the number N of frames. The vertical axis is the extra coefficient α B due to the Baudinger effect of the beam. The dotted lines shown in FIGS. 16A to 16D indicate the beam design value 2.0 according to “The Architectural Institute of Japan: Holding Strength and Deformation Performance 1990 in Architectural Seismic Design” (hereinafter referred to as Reference 3), and each plot is an extra calculated from the seismic response analysis result. The coefficient α B , the thick solid line indicates the average value of each plot. The extra coefficient α B in the seismic response analysis is a value obtained by dividing the history absorbed energy calculated from the cumulative history curve by the history absorbed energy calculated from the skeleton curve. In all frames, the three-layer steel frame structure is increased more than the six-layer steel frame frame structure, and the variation in coefficient α β is larger. However, the average value of the extra value α B calculated from the design value 2.0 of the beam according to
以上の結果から、本実施形態例の柱脚固定構造では、従来の柱脚固定構造に比較して、地震時における柱の崩壊を防ぐことができるので、地震時における建物の倒壊を防ぐことができる。また、本実施形態例の柱脚固定構造では、埋め込み型の柱脚固定構造に比較すると工期も短縮でき、また、１層目の半分程度を鉄筋コンクリート柱で構成するため、鉄骨使用量を減らすことができるので、コストの低減を図ることができる。 From the above results, the column base fixing structure of the present embodiment example can prevent the collapse of the column at the time of the earthquake as compared with the conventional column base fixing structure, thus preventing the collapse of the building at the time of the earthquake. it can. In addition, in the column base fixing structure of this embodiment example, the construction period can be shortened as compared with the embedded type column base fixing structure, and about half of the first layer is composed of reinforced concrete columns, thereby reducing the amount of steel used. Therefore, the cost can be reduced.
また、本実施形態例の柱脚固定構造では、鉄骨柱の柱脚部の曲げ応力はほぼゼロであるため、アンカーボルトを４本程度とした簡易な柱脚にすることができる。また、シアプレートの側面被覆部の長さを調節することで、せん断応力の伝達を向上させることも可能となる。 Moreover, in the column base fixing structure of this embodiment, since the bending stress of the column base part of the steel column is almost zero, a simple column base with about four anchor bolts can be obtained. Further, it is possible to improve the transmission of shear stress by adjusting the length of the side surface covering portion of the shear plate.
なお、本実施形態例の柱脚固定構造では、鉄骨柱の下端部に開口部を形成し、その開口部に相当する位置で、アンカーボルトをボルト締めする構成としたがそれに限定されるものではなく、鉄骨柱よりも外側でボルト締めする構成としてもよい。本実施形態例のように、開口部を形成してその開口部に対応する位置でボルト締めした場合には、鉄骨柱と鉄筋コンクリート柱との接合点をより中央に寄せることができ、ピン接合により近い形とすることができるのでその部分での曲げ応力を低減することができる。 In the column base fixing structure of this embodiment example, an opening is formed at the lower end of the steel column, and the anchor bolt is bolted at a position corresponding to the opening, but the structure is not limited thereto. It is good also as a structure bolted on the outer side rather than a steel frame column. As in this embodiment, when an opening is formed and bolted at a position corresponding to the opening, the joint point between the steel column and the reinforced concrete column can be brought closer to the center, and by pin joining Since the shape can be made close, the bending stress at that portion can be reduced.
また、本実施形態例の柱脚固定構造は、３層及び６層の鉄骨ラーメン架構を例に解析を行ったが、その他のブレース架構等の鉄骨建築物にも好適に用いることができる。 In addition, the column base fixing structure of the present embodiment has been analyzed by taking an example of a three-layer and six-layer steel frame frame structure, but can also be suitably used for other steel frame structures such as brace frames.
１・・柱脚固定構造
２・・コンクリート
３・・鉄筋
４・・基礎梁
５・・鉄筋コンクリート柱
６・・シアプレート
６ａ・・プレート部
６ｂ・・側面被覆部
７・・鉄骨柱
８・・開口部
９・・ダブルナット
１０・・アンカーボルト
２０・・柱脚固定構造
２１・・コンクリート
２２・・鉄筋
２３・・基礎梁
２４・・鉄骨柱
２５・・アンカーボルト
２６・・アングル材
２７・・ナット
２８・・モルタル部材
２９・・ベースプレート
３０・・ダブルナット
４０・・柱脚固定構造
４１・・コンクリート
４２・・鉄筋
４３・・基礎梁
４４・・鉄骨柱
４５・・ダブルナット
４６・・ベースプレート
４７・・アンカーボルト
1. ・ Column base fixed
Claims (5)
前記基礎梁と一体に形成され前記基礎梁から垂直上方の所望の高さに突出して形成された鉄筋コンクリート柱と、
下端部にシアプレートが溶接された鉄骨柱と、
前記鉄骨コンクリート柱上部に前記シアプレートを緊結するアンカーボルトと
を有して構成される柱脚固定構造。 A foundation beam made of reinforced concrete; a reinforced concrete column formed integrally with the foundation beam and projecting to a desired height vertically above the foundation beam;
A steel column with a shear plate welded to its lower end,
A column base fixing structure comprising: an anchor bolt that binds the shear plate to an upper part of the steel concrete column.
請求項１記載の柱脚固定構造。 The column base fixing structure according to claim 1, wherein the height of the reinforced concrete column is 0.3h to 0.7h, where h is the height of one floor.
請求項２記載の柱脚固定構造。 The column according to claim 2, wherein an opening is formed on a side surface of a lower end portion of the steel column, and the anchor bolt is fixed to the upper portion of the shear plate with a nut at a position corresponding to the opening. Leg fixing structure.
請求項３記載の柱脚固定構造。 The shear plate is composed of a plate portion covering the upper surface of the reinforced concrete column, and a side surface covering portion formed to extend to the plate portion and covering the side surface of the upper end portion of the reinforced concrete column to a desired length. The column base fixing structure according to claim 3.
請求項４記載の柱脚固定構造。 The column base fixing structure according to claim 4, wherein the side surface covering portion covers a side surface of an upper end portion of the reinforced concrete column with a length of 10% to 20% of a width of the reinforced concrete column.
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