JP7202949B2 - 接合構造の設計方法 - Google Patents

Description

本発明は、接合構造の設計方法に関する。

鋼管柱とＨ形鋼梁との接合構造として、通しダイヤフラム工法が知られている。通しダイヤフラム工法では、鋼管柱をＨ形鋼梁の上下フランジ位置で切断した上で、ダイヤフラムを挿入して鋼管柱に溶接し、ダイヤフラムに梁ブラケットの上下フランジを溶接するとともに梁ブラケットのウェブを鋼管柱のスキンプレートに溶接接合し、梁ブラケットとＨ形鋼梁とを高力ボルト接合する。

これに対して、特許文献１では、鋼管柱を切断することなく鋼管柱の外側にダイヤフラムを設置する外ダイヤフラム工法であって、鋼管柱の柱面に接触しＨ形鋼梁の上下フランジにそれぞれ接合される外ダイヤフラムを鋼管柱の外周方向に分割された分割ダイヤフラムとし、鋼管柱の柱面に接触圧が作用するように分割ダイヤフラム同士を互いに締め付け固定する技術が記載されている。

上記のような特許文献１に記載された技術では、外ダイヤフラムの設置によって鋼管柱の切断が不要になるのに加えて、外ダイヤフラムを面摩擦によって鋼管柱に接合するため、この部分における溶接が不要になり、加工量が大幅に減少する。

国際公開第２０１７／０２６１１３号

ところで、特許文献１に記載された接合構造では、外ダイヤフラムが鋼管柱に溶接されないため、Ｈ形鋼梁に作用する曲げモーメントによってフランジに生じる引張偶力は直接的に鋼管柱の柱面に伝達されるのではなく、鋼管柱の周りに締め付け固定された外ダイヤフラムを介して反対側の柱面への圧縮力として作用する。自重や積載荷重が作用する場合、反対側の外ダイヤフラムに接合されたＨ形鋼梁のフランジには引張偶力が生じているため上記の圧縮力が相殺されて問題は生じない。

しかしながら、例えば地震荷重が作用して、反対側の外ダイヤフラムに接合されたフランジに圧縮偶力が生じている場合、鋼管柱の柱面に作用する圧縮力が過大になり、鋼管柱に局部変形が生じる可能性がある。このような局部変形が生じると鋼管柱の柱面と外ダイヤフラムとの間に隙間が生じ、接合構造のエネルギー吸収能力が低下する。従って、地震時を考慮した設計にあたっては角形鋼管柱の局部変形の影響を評価する必要があるが、そのための効果的な手法についてはまだ提案されていない。

そこで、本発明は、面摩擦によって接合される外ダイヤフラムを有する角形鋼管柱と梁との接合構造において、角形鋼管柱の局部変形の影響を評価することを可能にする接合構造の設計方法を提供することを目的とする。

本実施形態のある観点によれば、互いに対向する第１および第２の平坦面、第１および第２の平坦面に直交し互いに対向する第３および第４の平坦面、ならびに第１から第４の平坦面のそれぞれの間にある円柱面を側面に含む角形鋼管柱と、第１から第４の平坦面にそれぞれ当接される第１から第４の分割ダイヤフラムを含み、第１から第４の分割ダイヤフラムが平面視において角形鋼管柱を囲むように配置されるとともに平坦面に接触圧を作用させるように互いに締結されることによって構成される外ダイヤフラムと、少なくとも第１の分割ダイヤフラムに接合される梁とを備える接合構造の設計方法であって、第１の平坦面の局部変形による角形鋼管柱の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０を評価する工程と、全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０が発生したときの節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０に基づいて梁の全塑性耐力、角形鋼管柱の全塑性耐力、または梁と角形鋼管柱との間のパネルゾーンの全塑性耐力の少なくともいずれかを決定する工程とを含む、接合構造の設計方法が提供される。

上記の接合構造の設計方法において、全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０が発生したときの節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０よりも小さくなるように、梁の全塑性耐力、角形鋼管柱の全塑性耐力、または梁と角形鋼管柱との間のパネルゾーンの全塑性耐力の少なくともいずれかを決定してもよい。

上記の接合構造の設計方法において、全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０を、第１の平坦面と第１の分割ダイヤフラムとが接触する領域の１／２の長さｂ、円柱面の板厚中心部断面の半径ｒ、および円柱面における単位長さあたりの全塑性モーメントｍ_ｐｃを用いて式（ｉ）によって算出してもよい。

さらに、節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０に基づいて、曲げモーメントと軸力との組み合わせ応力を考慮した局部変形による角形鋼管柱の全塑性耐力計算値に対応する節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐを、角形鋼管柱の全塑性曲げ耐力計算値に対応する節点モーメント_ＣＣＭ_ｐを用いて式（ii）によって算出し、節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐに基づいて梁の全塑性耐力、角形鋼管柱の全塑性耐力、または梁と角形鋼管柱との間のパネルゾーンの全塑性耐力の少なくともいずれかを決定してもよい。ここでは節点モーメントで整理しているが、別位置のモーメントや、梁または柱のせん断力等で整理しても良い。

上記の接合構造の設計方法において、接合構造は、第２、第３または第４の分割ダイヤフラムの少なくともいずれかに接合される梁をさらに備えてもよい。

上記の構成によれば、面摩擦によって接合される外ダイヤフラムを有する角形鋼管柱と梁との接合構造において、角形鋼管柱の局部変形の影響を評価することができる。

本発明の一実施形態に係る接合構造の斜視図である。 図１に示す接合構造について実施した十字試験の概要を示す図である。 図２に示す十字試験の結果を示すグラフである。 通しダイヤフラム工法の十字試験の結果を示すグラフである。 図１に示す接合構造における引張偶力と圧縮偶力との発生状態の例を示す図である。 角形鋼管柱の局部変形をモデル化して示す図である。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。 角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施形態について詳細に説明する。なお、本明細書および図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

図１は、本発明の一実施形態に係る接合構造の斜視図である。図１に示された接合構造１は、角形鋼管柱２と、外ダイヤフラム３と、Ｈ形鋼梁４とを含む。

角形鋼管柱２は、断面が全体として矩形状であり角部が丸められた鋼管、具体的には例えば冷間ロール成形角形鋼管である。角形鋼管柱２の側面は、互いに対向する平坦面２１Ａ，２１Ｂと、平坦面２１Ａ，２１Ｂに直交し互いに対向する平坦面２１Ｃ，２１Ｄと、平坦面２１Ａ～２１Ｄのそれぞれの間にある円柱面２２とを含む。

外ダイヤフラム３は、角形鋼管柱２の平坦面２１Ａ～２１Ｄにそれぞれ当接される分割ダイヤフラム３１Ａ～３１Ｄを含む。分割ダイヤフラム３１Ａ～３１Ｄは、平面視において角形鋼管柱２を囲むように配置されるとともに、平坦面２１Ａ～２１Ｄに接触圧を作用させるように互いに締結される。本実施形態では、後述するようにＨ形鋼梁４が上フランジ４１、ウェブ４２および下フランジ４３を有し、外ダイヤフラム３は上フランジ４１に接合される上側外ダイヤフラム３Ａと下フランジ４３に接合される下側外ダイヤフラム３Ｂとを含む。

それぞれの分割ダイヤフラム３１Ａ～３１Ｄは、Ｈ形鋼梁４の上フランジ４１または下フランジ４３に接合される梁プレート３１１と、角形鋼管柱２の平坦面２１Ａ～２１Ｄにそれぞれ当接される柱プレート３１２とを含む。梁プレート３１１は、例えば図示された例のように上フランジ４１または下フランジ４３に添接され、高力ボルト接合などのボルト接合や、隅肉溶接などによって上フランジ４１または下フランジ４３に接合される。あるいは、梁プレート３１１は、突合せ溶接によって上フランジ４１または下フランジ４３に接合されてもよい。

さらに、図示された例において、それぞれの分割ダイヤフラム３１Ａ～３１Ｄは、柱プレート３１２の両側に延出する締結プレート３１３を含む。互いに隣接する分割ダイヤフラム３１Ａ～３１Ｄの間で締結プレート３１３を重ね合わせ、ボルト３１４およびナット３１５を用いて締結することによって、分割ダイヤフラム３１Ａ～３１Ｄのそれぞれの柱プレート３１２が角形鋼管柱２の平坦面２１Ａ～２１Ｄに押し付けられて接触圧が作用し、外ダイヤフラム３を面摩擦によって角形鋼管柱２に接合することができる。

Ｈ形鋼梁４は、上フランジ４１、ウェブ４２、および下フランジ４３を有する。本実施形態では、接合構造１が、外ダイヤフラム３のうち分割ダイヤフラム３１Ａ，３１Ｂに接合される２本のＨ形鋼梁４を含む。ここで、分割ダイヤフラム３１Ａ，３１Ｂは、角形鋼管柱２の互いに対向する平坦面２１Ａ，２１Ｂに当接される。接合構造１は、分割ダイヤフラム３１Ｃ，３１Ｄのいずれか、または両方に接合されるＨ形鋼梁４をさらに含んでもよい。具体的には、例えば、接合構造１は、分割ダイヤフラム３１Ａに接合される１本のＨ形鋼梁４のみを含んでもよいし、分割ダイヤフラム３１Ａ，３１Ｃにそれぞれ接合されてＬ字形をなす２本のＨ形鋼梁４を含んでもよいし、分割ダイヤフラム３１Ａ～３１Ｃにそれぞれ接合されてＴ字形をなす３本のＨ形鋼梁４を含んでもよいし、分割ダイヤフラム３１Ａ～３１Ｄにそれぞれ接合されて十字形をなす４本のＨ形鋼梁４を含んでもよい。なお、図示された例において、Ｈ形鋼梁４は角形鋼管柱２の平坦面２１Ａ～２１Ｄにそれぞれ直交するように配置されるが、他の例ではＨ形鋼梁４が平坦面２１Ａ～２１Ｄに斜交するように配置されてもよい。

なお、上述したような接合構造の細部の構成、および変形例については、例えば国際公開第２０１７／０２６１１３号を参照して適宜実施することが可能である。

図２に、図１に示す接合構造について実施した十字試験の概要を示す。十字試験では、角形鋼管柱２の下端を固定するとともに、角形鋼管柱２の両側に接合されるＨ形鋼梁４について、角形鋼管柱２とは反対側の端部で鉛直方向変位を固定した状態で、角形鋼管柱２の上端に水平方向の荷重（地震時の荷重を模擬している）を作用させた。その結果、図３のグラフに示すように、層間変形角０．０２ｒａｄ付近から荷重上昇を伴わずに変形が増大する区間が発生した。このような区間を含むスリップ型の挙動が接合構造において発生する場合、例えば図４のグラフに示す通しダイヤフラム工法の接合構造における同様の試験結果のような紡錘型の挙動の場合に比べて、接合構造のエネルギー吸収能力（グラフ上でループによって囲まれる領域の面積で表される）が低くなる。

十字試験後の接合構造１を観察したところ、角形鋼管柱２の平坦面２１Ａに変形が生じたことによって、平坦面２１Ａに当接される分割ダイヤフラム３１Ａの柱プレート３１２との間に隙間が生じていた。これは、十字試験において、図５に示すように分割ダイヤフラム３１Ｂに接合されるＨ形鋼梁４の上フランジ４１に荷重によるモーメントによる引張偶力Ｆ１が発生したときに、角形鋼管柱２を挟んで対向する分割ダイヤフラム３１Ａに接合される上フランジ４１には圧縮偶力Ｆ２が発生しており、分割ダイヤフラム３１Ｂから分割ダイヤフラム３１Ｃ，３１Ｄを介して伝達された引張偶力が分割ダイヤフラム３１Ａに作用する圧縮偶力と同じ向きで合成された結果、分割ダイヤフラム３１Ａの柱プレート３１２から角形鋼管柱２の平坦面２１Ａに作用する圧縮荷重Ｐが過大になり、平坦面２１Ａに局部変形が生じたものと考えられる。

そこで、本発明者らは、上記のような局部変形を考慮した角形鋼管柱２の全塑性耐力を評価する手法について検討した。例えば大きな地震荷重が作用した場合にＨ形鋼梁４が角形鋼管柱２よりも先に降伏して塑性化することによって、角形鋼管柱２の塑性化を防止または低減し、地震時における構造物の倒壊を阻止することができるが、このような設計をする際に角形鋼管柱２の全塑性耐力を局部変形を考慮して評価することによって、Ｈ形鋼梁４の降伏前には角形鋼管柱２に局部変形が生じず、従って図３のグラフに示されたようなスリップ型の挙動が生じないことによって、地震のエネルギーを接合構造１において十分に吸収することができる。

（局部変形による角形鋼管の全塑性耐力評価）
検討にあたり、まず、面外圧縮力のみを考慮して局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力を評価する。図６に、角形鋼管柱２の局部変形部分をモデル化して示す。図６に示されたモデルは、対称性を考慮し、平坦面２１Ａの幅方向の１／２、かつ平坦面２１Ａと分割ダイヤフラム３１Ａとが接触する領域の長さ方向の１／２の領域Ｒとそれに隣接する平坦面２１Ａおよび円柱面２２を含む。ここで、図１に示された例では外ダイヤフラム３が上側外ダイヤフラム３Ａと下側外ダイヤフラム３Ｂとを含むが、領域Ｒは、上側外ダイヤフラム３Ａに含まれる分割ダイヤフラム３１Ａと平坦面２１Ａとが接触する領域の長さ方向の１／２の領域である。領域Ｒには、例えば図５に示したような状況において、図６に矢印で示す向きに圧縮荷重Ｐが作用する。

図６に示されたモデルにおいて、降伏線は、角形鋼管柱２の板厚中心を通り、平坦面２１Ａと円柱面２２との境界、および円柱面２２の中間点に設定されている。角形鋼管柱２の板厚をｔとすると、円柱面２２の外側半径は２．５ｔ、円柱面２２を通る降伏線の半径（円柱面２２の板厚中心部断面の半径）ｒは２．０ｔである。図６には、降伏線を示す実線と、それ以外の部材位置を示す破線と、これらの線の節点Ａ～Ｋとが示されている。

上記のようなモデルにおいて、領域Ｒ（領域ＡＢＦＥ）がＹ方向に－δだけ変位する場合を考える。分割ダイヤフラム３１Ａに隣接する分割ダイヤフラム３１Ｃ（または分割ダイヤフラム３１Ｄ）の柱プレート３１２による拘束を考慮によって、降伏線ＤＨにＸ方向の変位は生じないものとする。この場合において、各降伏線の長さが変化せず、節点での回転が生じると仮定した場合、各降伏線の単位モーメント、長さ、および回転角の増分は、表１に示すように求められる。表１において、ｍ_ｐｆは角形鋼管柱２の平坦面２１Ａにおける単位長さあたりの全塑性モーメント、ｍ_ｐｃは角形鋼管柱２の円柱面２２における単位長さあたりの全塑性モーメントであり、それぞれ以下の式（１）および式（２）によって算出される。なお、σ_ｙｆは平坦面２１Ａの降伏点または耐力（設計においては基準強度に置き換える）、σ_ｙｃは円柱面２２の降伏点または耐力（設計においては基準強度に置き換える）である。また、図６に示されるように、長さｄは平坦面２１Ａの幅の１／２、長さｂは平坦面２１Ａと分割ダイヤフラム３１Ａとが接触する領域Ｒの長さの１／２、長さｃは角形鋼管柱２の局部変形による形状変化部分の長さ、ｒは円柱面２２の断面半径である。

ここで、接合構造についてのＦＥＭ解析の結果から、角形鋼管柱２に局部変形が生じた場合、主に降伏するのは平坦面２１Ａと円柱面２２との境界、および円柱面２２の中間点の降伏線（図６に太線で示す降伏線ＢＦ，ＣＧ，ＤＨ）である。そこで、この３つの降伏線以外には塑性変形が生じないと仮定してモデルを単純化し、表１の値を用いて内力仕事と外力仕事とのつり合いより面外圧縮力のみを考慮すると、局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０は以下の式（３）のように算出される。

（組み合わせ応力を考慮した角形鋼管の全塑性耐力評価）
次に、曲げモーメントと軸力との組み合わせ応力を考慮して角形鋼管柱２の全塑性耐力を評価する。接合構造についてのＦＥＭ解析の結果から、角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐは、せん断スパンＳＲ（角形鋼管柱２の長さをＬ、外径をＤとして、ＳＲ＝Ｌ／２Ｄ）が大きいと角形鋼管柱２の全塑性曲げ耐力計算値_ＣＣＰ_ｐに収束し、ＳＲが小さい範囲ではそれとは異なる値に収束する。ここで、ＳＲが小さい場合は角形鋼管柱２に曲げがほとんど生じないことから、上記の収束値は式（３）で算出された局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０に対応するものと考えられる。従って、組み合わせ応力を考慮した局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐは、式（４）のように_ＣＬＰ_ｐ０および_ＣＣＰ_ｐとの相関式で表され、これを_ＣＬＰ_ｐの式に書き換えると式（５）になる。なお、式（４）および式（５）では、せん断応力は角形鋼管柱２の側面（平坦面２１Ｃ，２１Ｄ）で負担されるため局部変形への影響は小さいと考え、全塑性曲げ耐力計算値_ＣＣＰ_ｐのみを対象とした。

ここで、角形鋼管柱２の全塑性曲げ耐力計算値_ＣＣＰ_ｐは、例えば以下の式（６）を用いて算出することができる。式（６）において、Ｚ_ｐは角形鋼管柱２の塑性断面係数、Ｌは角形鋼管柱２の長さ、Ｂは角形鋼管柱２の幅、ｎは軸力比である。ここで、軸力は全塑性曲げ耐力を低減させるものとして考慮されている。

図７Ａから図７Ｉは、角形鋼管柱の全塑性耐力の計算値と解析値とを示すグラフである。径厚比Ｄ／ｔが３３，２５，１９の３通り、軸力比ｎが０，０．３，０．５の３通りの合計９通りのケースについて比較した結果、いずれの場合も、上記の式（５）で算出された角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐは、せん断スパンＳＲが小さい範囲では式（３）で算出された局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０に漸近し、ＳＲが大きい範囲では角形鋼管柱２の全塑性曲げ耐力計算値_ＣＣＰ_ｐに漸近するという、角形鋼管柱２の全塑性耐力解析値_ＬＰ_ｐの傾向をよく捉えている。グラフに示された各例における_ＬＰ_ｐ／_ＣＬＰ_ｐは０．９６～１．２２である。

以上で説明したような角形鋼管の全塑性耐力評価の結果は、原理的には荷重Ｐを３点曲げ試験の中央荷重として整理したものである。なお、角形鋼管柱２の全塑性曲げ耐力計算値_ＣＣＰ_ｐは、全塑性モーメント計算値を載荷重治具の材軸方向長さＢの範囲で等分布荷重が生じているものとして計算している。これを実設計に適用するにあたっては、角形鋼管柱２およびＨ形鋼梁４の挙動を考慮する必要があるため、以下のように接合構造（柱梁架構）の節点モーメントとして整理する。まず、局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０が発生したときの節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０を定義する。節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０は、図５に示した偶力Ｆ１，Ｆ２の合計が局部変形による全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０に等しくなったとき（Ｆ１＋Ｆ２＝_ＣＬＰ_ｐ０）に発生する。なお、他の例で、角形鋼管柱２の片側のみにＨ形鋼梁４が接合される場合、節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０は、Ｈ形鋼梁４から受ける圧縮力Ｆ１が局部変形による全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０に等しくなったとき（Ｆ１＝_ＣＬＰ_ｐ０）に発生する。

さらに、組み合わせ応力を考慮した角形鋼管の全塑性耐力評価について説明したように、角形鋼管柱２の全塑性耐力解析値_ＬＰ_ｐは、せん断スパンＳＲが大きいと角形鋼管柱２の全塑性曲げ耐力計算値_ＣＣＰ_ｐに収束し、ＳＲが小さい範囲では局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０に収束する。曲げモーメントおよび軸力との組合せ応力を考慮した局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力に対応する節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐについても同様に、せん断スパンＳＲが大きいと角形鋼管柱２の全塑性モーメントに対応する節点モーメント_ＣＣＭ_ｐに収束し、ＳＲが小さい範囲では_ＣＬＰ_ｐ０に対応する節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０に収束する。従って、組み合わせ応力を考慮した節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐは、以下の式（７）のように_ＣＬＭ_ｐ０および_ＣＣＭ_ｐとの相関式で表され、これを_ＣＬＭ_ｐの式に書き換えると式（８）になる。

本実施形態に係る接合構造１において、Ｈ形鋼梁４の全塑性耐力に対応する節点モーメントが式（８）を用いて算出された節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐよりも小さくなるように角形鋼管柱２およびＨ形鋼梁４を設計することによって、上述したように例えば大きな地震荷重が作用した場合にＨ形鋼梁４を角形鋼管柱２よりも先に降伏させ、かつＨ形鋼梁４の降伏前には角形鋼管柱２に局部変形が生じないようにすることができる。なお、せん断スパンＳＲが小さい範囲では_ＣＬＭ_ｐが局部変形による角形鋼管柱２の節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０に漸近することから、_ＣＬＭ_ｐ≒_ＣＬＭ_ｐ０とみなして角形鋼管柱２の全塑性耐力に対応する節点モーメントを算出してもよい。また、上記では平坦面２１Ａの局部変形による角形鋼管柱２の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０および節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０に基づいてＨ形鋼梁４の全塑性耐力を決定する例について説明したが、同様に全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０および節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０に基づいて角形鋼管柱２の全塑性耐力、またはＨ形鋼梁４と角形鋼管柱２との間のパネルゾーンの全塑性耐力を決定してもよい。

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

１…接合構造、２…角形鋼管柱、２１Ａ～２１Ｄ…平坦面、２２…円柱面、３…外ダイヤフラム、３Ａ…上側外ダイヤフラム、３Ｂ…下側外ダイヤフラム、３１Ａ～３１Ｄ…分割ダイヤフラム、３１１…梁プレート、３１２…柱プレート、３１３…締結プレート、３１４…ボルト、３１５…ナット、４…Ｈ形鋼梁、４１…上フランジ、４２…ウェブ、４３…下フランジ。

Claims (5)

1. 互いに対向する第１および第２の平坦面、前記第１および第２の平坦面に直交し互いに対向する第３および第４の平坦面、ならびに前記第１から第４の平坦面のそれぞれの間にある円柱面を側面に含む角形鋼管柱と、
   前記第１から第４の平坦面にそれぞれ当接される第１から第４の分割ダイヤフラムを含み、前記第１から第４の分割ダイヤフラムが平面視において前記角形鋼管柱を囲むように配置されるとともに前記平坦面に接触圧を作用させるように互いに締結されることによって構成される外ダイヤフラムと、
   少なくとも前記第１の分割ダイヤフラムに接合される梁と
   を備える接合構造の設計方法であって、
   前記第１の平坦面の局部変形による前記角形鋼管柱の全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０を評価する工程と、
   前記全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０が発生したときの節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０に基づいて前記梁の全塑性耐力、前記角形鋼管柱の全塑性耐力、または前記梁と前記角形鋼管柱との間のパネルゾーンの全塑性耐力の少なくともいずれかを決定する工程と
   を含む、接合構造の設計方法。
2. 前記全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０が発生したときの節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０よりも小さくなるように、前記梁の全塑性耐力、前記角形鋼管柱の全塑性耐力、または前記梁と前記角形鋼管柱との間のパネルゾーンの全塑性耐力の少なくともいずれかを決定する、請求項１に記載の接合構造の設計方法。
3. 前記全塑性耐力計算値_ＣＬＰ_ｐ０を、前記第１の平坦面と前記第１の分割ダイヤフラムとが接触する領域の１／２の長さｂ、前記円柱面の板厚中心部断面の半径ｒ、および前記円柱面における単位長さあたりの全塑性モーメントｍ_ｐｃを用いて式（ｉ）によって算出する、請求項１または請求項２に記載の接合構造の設計方法。
   

   
4. 前記節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐ０に基づいて、曲げモーメントと軸力との組み合わせ応力を考慮した局部変形による前記角形鋼管柱の全塑性耐力に対応する節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐを、前記角形鋼管柱の全塑性曲げ耐力計算値に対応する節点モーメント_ＣＣＭ_ｐを用いて式（ii）によって算出し、前記節点モーメント計算値_ＣＬＭ_ｐに基づいて前記梁の全塑性耐力、前記角形鋼管柱の全塑性耐力、または前記梁と前記角形鋼管柱との間のパネルゾーンの全塑性耐力の少なくともいずれかを決定する、請求項３に記載の接合構造の設計方法。
   

   
5. 前記接合構造は、前記第２、第３または第４の分割ダイヤフラムの少なくともいずれかに接合される梁をさらに備える、請求項１から請求項４のいずれか１項に記載の接合構造の設計方法。

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