JP6003591B2 - 圧延h形鋼 - Google Patents
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Ix=B×H3/12−(B−tw)×(H−2tf)3/12 ・・・(8)
Zx=Ix/(H/2) ・・・(9)
My=Zx×σy ・・・(10)
Mcr=ry√(π4×E2×Iw×A/lb 4+π2×E×G×Jt×A/lb 2)
・・・(11)
ここで、ryは弱軸断面二次半径であり、次式(12)で定義される。
ry=√(Iy/A) ・・・(12)
ここで、弱軸の断面二次モーメントIyは、次式(13)で表される。
Iy=B3×tf/6+(H−2tf)×tw 3/12 ・・・(13)
ここで、上記横座屈長さlbとは、例えば図1に示す大梁2が、柱1、小梁3、及び横座屈補剛材4によって支持される支点間隔のように、横方向の変位を拘束する部材による支持点(横補剛)の間隔を表す。
一方、上式(12),(13)より、弱軸の断面二次モーメントIyは高さHの1次関数であるため、弱軸断面二次半径ryが強軸の性能に比べ相対的に小さくなる。
これにより、上式(11)で求められる横座屈曲げモーメントMcrの理論値は、上式(10)で求められる強軸方向に曲げる際の降伏時の曲げモーメントMyに比べて相対的に小さくなるため、圧延H形鋼は横座屈(荷重の作用方向に対して直行方向の座屈)が生じやすくなるという課題がある。
ここで、上記幅厚比とは、フランジの厚さ寸法tfに対するフランジの片側幅寸法B/2の比(フランジ幅厚比)、及びウェブの厚さ寸法twに対するウェブの高さ寸法(H−2tf)の比(ウェブ幅厚比)のことであり、この値が大きい程、幅に対して板厚が薄く局部座屈しやすい。
この図2から、弱軸の断面二次半径ryの性能範囲の最大値は、強軸の断面二次半径rxの性能範囲の最大値の1/4倍程度と、強軸の断面二次半径rxに比べ小さいことがわかる。また、無補剛の場合は、強軸の断面二次半径rxの増加に伴い、弱軸の断面二次半径ryがネックとなって横座屈で最大耐力が決まるため、該弱軸の断面二次半径ryの性能範囲が大きくなければ、強軸性能を十分に発揮できない。
しかしながら、前記特許文献1〜4に開示されているような圧延H形鋼は、該圧延H形鋼自体に横座屈を防ぐことを目的とした工夫は施されておらず、横座屈を防ぐ小梁及び横補剛部材を多く必要とするため、鋼構造骨組全体の重量が大きくなる上、コスト高となるという問題があった。
ここで、フランジの幅寸法B・圧延H形鋼の高さHの比(B/H)が0.77以下の範囲にある圧延H形鋼(圧延H形鋼におけるフランジの幅で、細幅系列または中幅系列の圧延H形鋼として日本国内で市販されているもの)は、主用途が梁に分類される。
一方、フランジの幅寸法B・圧延H形鋼の高さHの比(B/H)が0.77を超える範囲にある圧延H形鋼(圧延H形鋼におけるフランジの幅で、広幅系列の圧延H形鋼として市販されているもの)は、主用途が柱やブレースに分類できる(特許文献4参照)。
B≦0.15H+295(ただし、H≦1080の場合)、B≦457(ただし、H>1080の場合) ・・・(14)
(a)弱軸の断面二次半径は、上式(12),(13)より、フランジの幅寸法Bを大きくすることで向上できること。
(b)強軸まわりの断面性能の対重量効率を向上させるには、フランジの幅寸法Bを大きくするよりも、圧延H形鋼の高さHを大きくすることの効果が大きいこと。
(c)圧延H形鋼の設計上の要求性能は、強軸まわりの断面性能で決まり、弱軸まわりの断面性能の不足は上式(11)より、小梁及び横座屈補剛材を多く配置して横補剛間隔lbを短くし、Mcrを大きくする考え方が一般的であること。
さらに、前記梁中央部として適用される圧延H形鋼は、弾性設計範囲内で使用されることから、弾性限まで局部座屈しないための幅厚比制限までフランジを拡幅してもよく、これにより強軸まわりの性能を落とすことなく弱軸まわりの性能を高めることができる。
(a) ウェブ及びフランジを有する圧延H形鋼であって、前記圧延H形鋼の鋼材の設計用降伏応力をF(N/mm2)とし、その圧延H形鋼の高さ寸法をH(mm)とし、前記フランジの幅寸法をB(mm)とした場合に下式(1)を満たし、全断面積をAとした場合に前記フランジの幅寸法Bが下式(2)を満たし、前記フランジの厚さ寸法をtfとし、前記ウェブの厚さ寸法をtwとした場合に、それぞれ下式(3)、(4)を満たすことを特徴とする圧延H形鋼。
(B/H)≦0.77 ・・・(1)
Bmin<B
≦(β×H+β√(H2−(1+β×γ)×(H2−γ×A)))/(1+β×γ) ・・・(2)
tf≧B/(2×β) ・・・(3)
tw≧(H−2×tf)/γ ・・・(4)
ただし、Bminは下式(5)、βは下式(6)、γは下式(7)でそれぞれ定義する。
Bmin=0.15H+295(ただし、H≦1080の場合)、Bmin=457(ただし、H>1080の場合)・・・(5)
β=215/√(F) ・・・(6)
γ=1100/√(F) ・・・(7)
(b) 梁として適用されることを特徴とする前記(a)に記載の圧延H形鋼。
(c) 両端側がブラケットを介して柱に接続される梁の中央部として適用されることを特徴とする前記(a)に記載の圧延H形鋼。
即ち、この圧延H形鋼は、該圧延H形鋼の高さ寸法Hと断面積Aと、鋼材の設計用降伏応力Fと、フランジの幅寸法Bとの関係から、強軸性能が高く、また横座屈に強い圧延H形鋼の寸法を容易に設定することができる。
特に、本発明の圧延H形鋼は、米国、英国、欧州あるいは日本の主要国において規定されている従来の圧延H形鋼よりも、弱軸まわりの断面性能を大幅に向上させることができる。しかも、この圧延H形鋼の強軸まわりの断面性能の対重量効率は、前記主要国において対応する圧延H形鋼と同等以上とすることが可能である。
これにより、前記主要国を含む世界各国において、高性能の圧延H形鋼を容易に寸法設定して適用することができる。
χLT=1/(ΦLT+√(ΦLT 2−λLT 2))・・・(15)
ただし、λLTは(16)式、ΦLTは(17)式で定義される。
λLT=√(Wy×fy/Mcr)・・・(16)
ΦLT=0.5(1+αLT(λLT−0.2)+λLT 2)・・・(17)
ここでWyは、非特許文献7において部材の幅厚比に応じて定められる弾性断面係数(Zx)または塑性断面係数(Zpx)である。
表1、図5から同一の形状及び材質の場合、圧延H形鋼は溶接組立H形鋼よりχLTが大きく、より大きな耐座屈性能を持つ。本発明が解決しようとする課題は、強軸性能が高く且つ横座屈に強いH形鋼を提供することであるため、本発明では対象を溶接組立H形鋼より耐座屈性能の高い圧延H形鋼に限定した。
図1は、本発明の圧延H形鋼の一実施の形態を示すもので、この実施の形態の圧延H形鋼は、鋼構造骨組の一部を形成する大梁2及び小梁3として適用されている場合を示している。
即ち、この鋼構造骨組は、複数の柱1と、これらの柱1間に架け渡された大梁2と、対向する一対の大梁2,2間に架け渡された該大梁2の横座屈に対して補剛する小梁3と、小梁3の中間部と大梁2との間に架け渡された該小梁3の横座屈に対して補剛する横座屈補剛材4とで構成されている。
また、図6は、この発明に係る圧延H形鋼の各部の代表寸法を示すものである。
図6中、符号Hは圧延H形鋼の高さ寸法(mm)を、符号Bは圧延H形鋼のフランジ6の幅寸法(mm)を、符号tfはフランジ6の厚さ寸法(mm)を、符号twはウェブ7の厚さ寸法(mm)を、符号rはフランジ6とウェブ7との内隅部の曲率半径(mm)を、符号Xで示す一点鎖線は断面の強軸を、符号Yで示す一点鎖線は断面の弱軸をそれぞれ示している。
既に述べたように、本発明者らは、鋭意研究した結果、圧延H形鋼のフランジの幅寸法の上下限を規定することにより、強軸(X軸)まわりの断面性能を確保しながら、かつ横方向(ウェブの板面に対し垂直方向)の座屈を防ぎ得ることを見出した。
そのため、以下に述べるように、梁として適用することができる圧延H形鋼1の高さ寸法Hとフランジの幅寸法Bとの比(B/H)の範囲を規定すると共に、強軸(X軸)まわりの断面性能を確保しながら横座屈を防ぐことができるフランジの幅寸法Bの範囲を規定している。
(B/H)≦0.77 ・・・(1)
すなわち、圧延H形鋼の高さ寸法Hおよびフランジ6の幅寸法Bの比である辺(フランジ6の幅寸法)・高さ比B/Hが、0.77以下であるかまたはそれを超えるかは、その用途による。つまり、この辺・高さ比B/Hが0.77を超える広幅の場合には主に柱用として使用され、辺・高さ比B/Hが0.77以下の中幅または小幅の場合には、主に梁用として使用されるので、このような実用上の指標をこの実施の形態でも採用している。
したがって、この実施の形態で対象としている圧延H形鋼は、辺・高さ比B/Hが0.77以下に属する、主として梁用の圧延H形鋼である。
Bmin<B
≦(β×H+β√(H2−(1+β×γ)×(H2−γ×A)))/(1+β×γ) ・・・(2)
ただし、前記(2)式中のBmin(mm)は下式(5)で定義する。
Bmin=0.15H+295(ただし、H≦1080の場合)、Bmin=457(ただし、H>1080の場合)・・・(5)
加えて、この実施形態の圧延H形鋼は、その弾性限まで局部座屈しない圧延H形鋼であり、梁部材の必要塑性変形能力は塑性率1.0以上である。これを実現するため、この実施形態における圧延H形鋼のフランジ6の幅寸法Bの上限値は、前記式(2)において、フランジ6の幅厚比B/(2×tf)の上限値、およびウェブ7の幅厚比(H−2×tf)/(tw)の上限値により規定している。
tf≧B/(2×β) ・・・(3)
tw≧(Hー2×tf)/γ ・・・(4)
この(3)式におけるフランジ6の厚さ寸法tfの下限値(右辺)は、フランジ6の幅寸法B、フランジ6の幅厚比βとして一義的に決まるフランジ6の厚さ寸法tfの寸法を導いたものである。
この(4)式におけるウェブ7の厚さ寸法twの下限値(右辺)は、高さ寸法H、ウェブ7の幅厚比γとして一義的に決まるフランジ6の厚さ寸法tfの寸法を導いたものである。
まず、圧延H形鋼のフランジ幅厚比B/(2×tf)については、表2に示すように、鋼材の設計用降伏応力Fが235(N/mm2)である場合、上限値が、AISC設計基準では16.5と規定され、BS設計基準では16.2と規定される。また、欧州におけるEN設計基準では14.0と規定され、最も厳しい設計基準とされている。
このことから、この実施形態では、圧延H形鋼のフランジ幅厚比B/(2×tf)の上限値として14.0を採用し、(B/2tf)=X/√(F)の値が14.0となるように、前記Xの値を求め、
(B/2tf)=215/√(F)=β ・・・(6)
として設計用降伏応力Fを用いて一般化している。
このことから、この実施形態では、AIJ設計基準に規定されているウェブ幅厚比(H−2×tf)/(tw)の71.0を上限値として採用し、
((H−2×tf)/tw)=Y/√(F)の値が71.0なるように、前記Yの値を求めて、
((H−2×tf)/tw)=1100/√(F)=γ ・・・(7)
と、設計用降伏応力F(N/mm2)を用いて一般化している。
σcr=k×(π2×E)/(12×(1−ν2))×(t/b)2 ・・・(18)
ここで、kは座屈係数、E(205000N/mm2)はヤング係数、ν(0.3)はポアソン比、tは板厚、bは板幅である。
3辺単純支持・1片自由の場合(フランジの場合)では、板厚t=tf、板幅b=B/2であるから、(B/2tf)=281/√(F)となり、これから、上記表2中に記載の18.3を理論値として得ることができる。
また、周辺単純支持の場合(ウェブの場合)では、板厚t=tw、板幅b=H−2×tfであるから、((H−2×tf)/tw)=861/√(F)となり、これから、上記表2中に記載の56.2を理論値として得ることができる。
このことから、フランジ幅厚比は弾性局部座屈限界よりやや厳しく設定し、3辺単純支持・1片自由の場合(フランジの場合)は、許容応力度設計において14.0であることから、(B/2tf)=X/√(F)の値が14.0となるように、前記Xの値を求め、
(B/2tf)=215/√(F)=β ・・・(6)
として設計用降伏応力Fを用いて一般化している。
周辺単純支持の場合(ウェブの場合)では、許容応力度設計において71.0であることからして、((H−2×tf)/tw)=Y/√(F)の値が71.0なるように、前記Yの値を求めて、
((H−2×tf)/tw)=1100/√(F)=γ ・・・(7)
と、設計用降伏応力F(N/mm2)を用いて一般化している。
B/(2×tf)=215/√(F)=β・・・(6)
と規定することにより、フランジ幅厚比B/(2×tf)を規定している諸国において、新たな断面形状の圧延H形鋼で、その強軸まわりの断面性能の対鋼重効率を保ちながら、弱軸まわりの性能を大きくできる圧延H形鋼で、寸法設定も容易な圧延H形鋼を提供することができる。
特に、本発明の圧延H形鋼は、米国、英国、欧州あるいは日本の主要国において規定されている従来の圧延H形鋼よりも、弱軸まわりの断面性能を大幅に向上させることができる。その上、この圧延H形鋼の強軸まわりの断面性能の対重量効率は、前記主要国において対応する圧延H形鋼と同等以上とすることが可能である。
これにより、前記主要国を含む世界各国において、高性能の圧延H形鋼を容易に寸法設定して適用することができる。
前記実施の形態においては、本発明の圧延H形鋼が、大梁及び小梁全長に適用されている場合について述べているが、本発明の圧延H形鋼は、図7に示すような、両端側がブラケット7,7を介して柱1に接続される梁の中央部8として適用することができる。
この場合においても、圧延H形鋼の高さ寸法Hとフランジの厚さ寸法tfとウェブの厚さ寸法twと断面積Aと、鋼材の設計用降伏応力Fと、フランジの幅寸法Bから、強軸性能が高く、また横座屈に強い圧延H形鋼の寸法をきわめて容易に設定することができる。
また、前記梁中央部として適用される場合は、弾性設計範囲内で使用されることから、弾性限まで局部座屈しないための幅厚比制限までフランジを拡幅してもよく、これにより強軸まわりの性能を落とすことなく弱軸まわりの性能を高めることが可能となる。
さらに、本発明によれば、図2に示す通り、従来例のB/H≦0.77の全ての圧延H形鋼断面に対し、強軸性能は同等でありながら、弱軸の性能を従来例より向上させることができる。これにより、小梁3及び横座屈補剛材4を減らすことができる。例えば図1の小梁3の部材長を12(m)、F=325(MPa)、AIJの設計で均等補剛とした場合、小梁3の断面寸法を表3中の従来例A3とすると、横座屈補剛材が1箇所の場合の横座屈長さは必要最小横補剛間隔の5.43(m)以上とする必要があり、部材長さ12(m)に横座屈補剛材を1箇所設けた場合の横補剛間隔6mを超えるため横座屈補剛材4が2箇所以上必要となる。ところが本発明例B3とすると、最小横補剛間隔は8.30(m)となり、横座屈補剛材4の設置は1箇所でよく、鋼材量を減らすことができる。
この比較実験では、各種寸法に設定された比較例A1〜A7と、これらの各比較例A1〜A7と対応する寸法に設定された本発明例B1〜B7とを用い、AISCでは設計用降伏応力F=344.75(MPa)、AIJではF=325(MPa)の場合について、各種性能を測定した。そして、測定した各値について、B1/A1、B2/A2、B3/A3、B4/A4、B5/A5、B6/A6、B7/A7のそれぞれの比として、同寸法における性能を比較した。
結果を表3−1及び表3−2に示す。また、表3−1及び表3−2中の本発明例B1〜B7は、図2中に示す本発明例B1〜B7の各プロット点とそれぞれ対応している。
※1 AISCではF=6.895(ksi)=344.75(MPa)、AIJではF=325(MPa)としている。
※2 AISC Unbraced Length:非特許文献8におけるModerately Ductile Membersの最大横補剛間隔Lb
※3 AIJ Unbraced Length:非特許文献9において、梁の横補剛による変形性能確保(保有耐力横補剛)に記載のii)横補剛間隔の設定方法、はり全長にわたって均等間隔で横補剛を設ける方法に従い、n=1として最大横補剛間隔を計算。
また、前記最大横補剛間隔については、非特許文献8及び非特許文献9に基づいて規定している。
2 大梁
3 小梁(圧延H形鋼)
4 横座屈補剛材
5 フランジ
6 ウェブ
7 ブラケット
8 梁中央部(圧延H形鋼)
Claims (3)
- ウェブ及びフランジを有する圧延H形鋼であって、
前記圧延H形鋼の鋼材の設計用降伏応力をF(N/mm2)とし、その圧延H形鋼の高さ寸法をH(mm)とし、前記フランジの幅寸法をB(mm)とした場合に下式(1)を満たし、
全断面積をA(mm2)とした場合に前記フランジの幅寸法Bが下式(2)を満たし、前記フランジの厚さ寸法をtf(mm)とし、前記ウェブの厚さ寸法をtw(mm)とした場合に、それぞれ下式(3)、(4)を満たすことを特徴とする圧延H形鋼。
(B/H)≦0.77 ・・・(1)
Bmin<B
≦(β×H+β√(H2−(1+β×γ)×(H2−γ×A)))/(1+β×γ) ・・・(2)
tf≧B/(2×β) ・・・(3)
tw≧(H−2×tf)/γ ・・・(4)
ただし、Bmin(mm)は下式(5)、βは下式(6)、γは下式(7)でそれぞれ定義する。
Bmin=0.15H+295(ただし、H≦1080の場合)、Bmin=457(ただし、H>1080の場合)・・・(5)
β=215/√(F) ・・・(6)
γ=1100/√(F) ・・・(7) - 梁として適用されることを特徴とする請求項1に記載の圧延H形鋼。
- 両端側がブラケットを介して柱に接続される梁の中央部として適用されることを特徴とする請求項1に記載の圧延H形鋼。
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