特許 6681277 柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】特許公報(B2)

(11)【特許番号】6681277

(24)【登録日】2020年3月25日

(45)【発行日】2020年4月15日

(54)【発明の名称】柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造

(51)【国際特許分類】

   E04B 1/24 20060101AFI20200406BHJP

   E04B 1/58 20060101ALI20200406BHJP

【ＦＩ】

   E04B1/24 JESW

   E04B1/58 505G

【請求項の数】5

【全頁数】29

(21)【出願番号】特願2016-109468(P2016-109468)

(22)【出願日】2016年5月31日

(65)【公開番号】特開2017-214771(P2017-214771A)

(43)【公開日】2017年12月7日

【審査請求日】2019年2月13日

(73)【特許権者】

【識別番号】000006655

【氏名又は名称】日本製鉄株式会社

(73)【特許権者】

【識別番号】000000549

【氏名又は名称】株式会社大林組

(74)【代理人】

【識別番号】100106909

【弁理士】

【氏名又は名称】棚井 澄雄

(74)【代理人】

【識別番号】100064908

【弁理士】

【氏名又は名称】志賀 正武

(74)【代理人】

【識別番号】100175802

【弁理士】

【氏名又は名称】寺本 光生

(74)【代理人】

【識別番号】100134359

【弁理士】

【氏名又は名称】勝俣 智夫

(74)【代理人】

【識別番号】100188592

【弁理士】

【氏名又は名称】山口 洋

(72)【発明者】

【氏名】鈴木 悠介

(72)【発明者】

【氏名】北岡 聡

(72)【発明者】

【氏名】半谷 公司

(72)【発明者】

【氏名】竹内 一郎

(72)【発明者】

【氏名】廣嶋 哲

(72)【発明者】

【氏名】中塚 光一

(72)【発明者】

【氏名】渡辺 哲巳

【審査官】 土屋 保光

(56)【参考文献】

【文献】 特開平０４−２６９２３０（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２００３−２６８８７８（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開平０５−１９５５７７（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２０１４−００９５６３（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２０１７−１２８９１６（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開平０４−１６９６２５（ＪＰ，Ａ）

【文献】 米国特許第０２０７４３２０（ＵＳ，Ａ）

(58)【調査した分野】（Int.Cl.，ＤＢ名）

Ｅ０４Ｂ １／２４

Ｅ０４Ｂ １／５８

(57)【特許請求の範囲】

【請求項1】

鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記接合部について、
前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の圧縮側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に押し込む力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の内側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の内側の前記コンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価することを特徴とする柱梁接合構造の接合部耐力評価方法。

【請求項2】

前記接合部について、
前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の引張側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に引き抜く力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の外側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の外側のかぶりコンクリートに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価することを特徴とする請求項１に記載の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法。

【請求項3】

鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記接合部について、（１）式による全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐ、及び（２）式による最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕの少なくとも一方を求めることを特徴とする柱梁接合構造の接合部耐力評価方法。
ただし、Ｂ_ｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔ_ｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σ_ｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔ_ｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σ_ｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｔ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ｈ_ｂ：前記梁のせい、Ｆ_ｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、σ_ｃｗｕ：前記柱鉄骨の前記ウェブの引張強さ。

【数1】

【数2】

【請求項4】

鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の設計方法であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記接合部における、（３）式及び（４）式により求められる前記接合部の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙを、（５）式及び（６）式を満たすように設定することを特徴とする柱梁接合構造の設計方法。
ただし、Ｂ_ｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔ_ｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σ_ｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔ_ｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σ_ｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈ_ｂ：前記梁のせい、Ｆ_ｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、_ｂＺ_ｐ：前記梁の塑性断面係数、σ_ｂｙ：前記梁の降伏強さ。

【数3】

【請求項5】

鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造であって、
前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、
前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、
前記接合部における、（７）式及び（８）式により求められる前記接合部の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙが、（９）式から（１１）式を満たしていることを特徴とする柱梁接合構造。
ただし、Ｂ_ｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔ_ｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σ_ｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔ_ｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σ_ｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈ_ｂ：前記梁のせい、Ｆ_ｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、_ｂＺ_ｐ：前記梁の塑性断面係数、σ_ｂｙ：前記梁の降伏強さ。

【数4】

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造に関する。

【背景技術】

【0002】

超高層建物の逆打工法に用いられる逆打支柱には、十字鉄骨を芯材とするＳＲＣ（Steel Reinforced Concrete：鉄骨鉄筋コンクリート構造）柱が多く用いられる。また、近年、ＲＣ（Reinforced Concrete：鉄筋コンクリート構造）のコスト上昇を受けて梁を純粋な鉄骨（Ｓ）とする柱ＳＲＣ梁Ｓ構造による柱梁接合構造が用いられるようになってきている。柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部では、ダイアフラム形式とすることが一般的であるが、柱の切断やダイアフラムの溶接等、鉄骨の製作に係る部品数、加工工数が大きくコスト増の要因となることが問題である。また、鉄骨柱の建て込み時に、ダイアフラムの位置の精度管理を厳格にする必要があることも問題である。

【0003】

一方で、柱梁接合部のダイアフラムを省略すると、柱のウェブの局部降伏や柱のフランジの面外曲げ変形による接合部の局部崩壊が、柱や梁の部材降伏に先行して生じる。このため、耐震性能が低下することの懸念がある。そこで、非特許文献１等に示される接合部の局部耐力評価式を用いて接合部の局部崩壊が生じないことを確認した場合においてのみ、ダイアフラムを省略した接合部が設計されてきた。具体的には、非特許文献１では、ダイアフラムを用いないために必要なＨ形断面の柱のフランジの板厚、ウェブの板厚、柱のフィレット半径、及び梁のフランジの断面積の範囲が規定されている。

【先行技術文献】

【非特許文献】

【0004】

【非特許文献1】日本建築学会編、「鉄骨鉄筋コンクリート構造計算基準・同解説」、ｐ．１５４−１６４

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0005】

しかしながら、非特許文献１の設計法に基づく局部耐力は、柱のフランジ、ウェブの板厚が非常に厚い場合でなければダイアフラムを省略することができない。そのため、一般的な圧延Ｈ形鋼（ＪＩＳ−Ｈや外法一定Ｈ形鋼）を用いてノンダイアフラム形式を採用することができないという問題がある。

【0006】

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、ノンダイアフラム形式の柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部局部耐力におけるコンクリートの耐力負担効果を適切に考慮することで、従来構造に比して柱のフランジの板厚及びウェブの板厚をより薄くすることができる柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造を提供することを目的とする。

【課題を解決するための手段】

【0007】

上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。
本発明の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部について、前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の圧縮側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に押し込む力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の内側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の内側の前記コンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価することを特徴としている。
一般的に、コンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きい。この発明によれば、柱鉄骨の耐力にコンクリートの支圧破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部の耐力がより適切に評価される。

【0008】

また、上記の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法において、前記接合部について、前記柱鉄骨の耐力に、前記梁の引張側の前記フランジが前記柱鉄骨の前記フランジを前記柱鉄骨の前記フランジの厚さ方向に引き抜く力に対して、前記柱鉄骨の前記フランジが前記厚さ方向の外側に変形するときの前記柱鉄骨の前記フランジの前記厚さ方向の外側のかぶりコンクリートに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価してもよい。
この発明によれば、柱鉄骨の耐力にコンクリートに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部の耐力をより適切に評価することができる。

【0010】

また、本発明の他の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部について、（１）式による全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐ、及び（２）式による最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕの少なくとも一方を求めることを特徴としている。
ただし、Ｂ_ｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔ_ｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σ_ｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔ_ｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σ_ｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｔ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ｈ_ｂ：前記梁のせい、Ｆ_ｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、σ_ｃｗｕ：前記柱の前記ウェブの引張強さ。

【0011】

【数1】

【数2】

【0012】

また、本発明の柱梁接合構造の設計方法は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造の設計方法であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部における、（３）式及び（４）式により求められる前記接合部の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙを、（５）式及び（６）式を満たすように設定することを特徴としている。
ただし、Ｂ_ｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔ_ｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σ_ｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔ_ｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σ_ｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈ_ｂ：前記梁のせい、Ｆ_ｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、_ｂＺ_ｐ：前記梁の塑性断面係数、σ_ｂｙ：前記梁の降伏強さ。

【0013】

【数3】

【0014】

また、本発明の柱梁接合構造は、鉄骨鉄筋コンクリート造の柱と、鉄骨造の梁と、前記柱に前記梁が接合された接合部と、を備えるノンダイアフラム形式の柱梁接合構造であって、前記柱は、ウェブとフランジとを有する柱鉄骨を備え、前記梁は、ウェブとフランジとを有し、前記接合部において前記柱鉄骨の前記フランジに接合されていて、前記接合部における、（７）式及び（８）式により求められる前記接合部の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙが、（９）式から（１１）式を満たしていることを特徴としている。
ただし、Ｂ_ｃ：前記柱鉄骨の前記フランジの幅、ｔ_ｃｆ：前記柱鉄骨の前記フランジの板厚、σ_ｃｆｙ：前記柱鉄骨の前記フランジの降伏強さ、ｔ_ｃｗ：前記柱鉄骨の前記ウェブの板厚、σ_ｃｗｙ：前記柱鉄骨の前記ウェブの降伏強さ、ｒ：前記柱鉄骨のフィレット半径、ｔ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの板厚、Ａ_ｂｆ：前記梁の前記フランジの断面積、Ｈ_ｂ：前記梁のせい、Ｆ_ｃ：前記柱のコンクリートの強度、ｄ：前記柱鉄骨の前記フランジに対する前記コンクリートのかぶり厚さ、λ：前記コンクリートの支圧効果係数、_ｂＺ_ｐ：前記梁の塑性断面係数、σ_ｂｙ：前記梁の降伏強さ。

【0015】

【数4】

【0016】

これらの発明によれば、ノンダイアフラム形式の柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部局部耐力におけるコンクリートの耐力負担効果を適切に考慮することで、必要な耐力を維持しつつ、柱のフランジの板厚及びウェブの板厚をより薄くすることができる。

【0017】

また、上記の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法において、前記接合部の前記全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐを求めた場合において、（１２）式による前記接合部の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙを求めてもよい。

【0018】

【数5】

【0019】

また、上記の柱梁接合構造において、前記柱鉄骨が、前記ウェブの幅方向の両端に前記フランジが一体に形成された圧延Ｈ形鋼であってもよい。
また、上記の柱梁接合構造において、前記柱鉄骨が、前記ウェブの幅方向の両端に前記フランジがそれぞれ接合された溶接組立Ｈ形断面部材であり、前記溶接組立Ｈ形断面部材が、前記ウェブと前記フランジとが完全溶け込み溶接により接合された溶接部を有していてもよい。

【発明の効果】

【0020】

本発明の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、柱梁接合構造の設計方法、及び柱梁接合構造によれば、ノンダイアフラム形式の柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部局部におけるコンクリートの耐力負担効果を適切に考慮して、柱のフランジの板厚及びウェブの板厚をより薄くすることができる。

【図面の簡単な説明】

【0021】

【図1】本発明の第１実施形態の柱梁接合構造の一部を透過させた斜視図である。

【図2】同柱梁接合構造の柱の断面図である。

【図3】同柱梁接合構造の全塑性耐力時の崩壊機構を説明する側面の断面図である。

【図4】図３中の切断線Ａ１−Ａ１の断面図をかぶりコンクリートの側面とともに示す図である。

【図5】図３中の切断線Ａ１−Ａ１の断面図を支圧破壊部とともに示す図である。

【図6】鋼材の実際の応力−ひずみ特性を説明する図である。

【図7】鋼材のモデル化した応力−ひずみ特性を説明する図である。

【図8】全塑性曲げモーメントの計算結果と実験結果における降伏耐力との関係を表す図である。

【図9】局部降伏曲げモーメントの計算結果と実験結果における降伏耐力との関係を表す図である。

【図10】最大曲げモーメントの計算結果と実験結果における最大耐力との関係を表す図である。

【図11】コンクリートの１辺の長さが１１００ｍｍのときの、柱鉄骨のウェブの板厚及びフランジの板厚に対するノンダイアフラム化が可能な範囲を示す図である。

【図12】コンクリートの１辺の長さが１３００ｍｍのときの、柱鉄骨のウェブの板厚及びフランジの板厚に対するノンダイアフラム化が可能な範囲を示す図である。

【図13】本発明の第２実施形態の柱梁接合構造において、柱鉄骨のフランジの幅が４５０ｍｍのときの、柱鉄骨のウェブの板厚及びフランジの板厚に対するノンダイアフラム化が可能な範囲を示す図である。

【図14】同柱梁接合構造において、柱鉄骨のフランジの幅が２５０ｍｍのときの、柱鉄骨のウェブの板厚及びフランジの板厚に対するノンダイアフラム化が可能な範囲を示す図である。

【発明を実施するための形態】

【0022】

（第１実施形態）
以下、本発明に係る柱梁接合構造、柱梁接合構造の接合部耐力評価方法、及び柱梁接合構造の設計方法の第１実施形態を、図１から図１２を参照しながら説明する。
図１に示すように、本実施形態の柱梁接合構造１は、鉄骨鉄筋コンクリート（ＳＲＣ）造の柱１１と、鉄骨造の梁２１と、柱１１に梁２１が接合された接合部３１と、を備える。
柱１１は、ウェブ１４とフランジ１３とを有する柱鉄骨１２と、柱鉄骨１２を囲う複数本の鉄筋１５、及びコンクリート１６を備えている。
なお、本柱梁接合構造１は、柱１１への梁２１の接合に際してダイアフラム（スチフナ）を用いない形式、すなわちノンダイアフラム形式である。

【0023】

複数本の鉄筋１５は、図２に示す柱鉄骨１２の長手方向に見たときに、矩形の縁部の形状となる基準線上に等間隔ごとに配置されている。
コンクリート１６は、長手方向に直交する断面が正方形又は長方形である。
図１に示すように、梁２１は、Ｈ形断面で形成され、ウェブ２４と、このウェブ２４の両端部に接合された一対のフランジ２３とを有している。梁２１は、水平方向に沿って延びている。梁２１は鉄骨であり、鋼板等で形成されている。
梁２１のフランジ２３は、接合部３１において柱鉄骨１２のフランジ１３に溶接接合されている。梁２１のウェブ２４は、柱鉄骨１２のフランジ１３に溶接又は高力ボルト接合されている。柱鉄骨１２のフランジ１３と梁２１とが接合された接合部３１（溶接部、及び溶接部の近傍の柱鉄骨１２、梁２１）は、コンクリート１６により囲われている。

【0024】

なお、柱鉄骨１２はウェブ１４の幅方向の両端にフランジ１３が一体に形成された圧延Ｈ形鋼であってもよい。また、柱鉄骨１２が、ウェブ１４の幅方向の両端にフランジ１３がそれぞれ接合された溶接組立Ｈ形断面部材であってもよい。この場合、溶接組立Ｈ形断面部材が、ウェブ１４とフランジ１３とが完全溶け込み溶接により接合された溶接部を有していてもよい。

【0025】

〔１．本発明で提案する崩壊機構〕
本柱梁接合構造１の崩壊機構として、図３から図５に示す機構を仮定する。図３から図５は、柱梁接合構造１が変形した後の状態を示している。柱鉄骨１２のフランジ１３に上方に塑性ヒンジ１３_１、下方に塑性ヒンジ１３_２が形成されるとする。後述する塑性回転角度θ_１、θ_２が０（ｒａｄｉａｎ）の状態から図３から図５に示す塑性回転角度θ_１、θ_２が正の状態まで変形したとする。
梁２１の引張側のフランジ２３（この例では上方のフランジ２３_１）が柱鉄骨１２のフランジ１３を面外に引き抜く力に対しては、鉄骨である柱鉄骨１２は、フランジ１３の面外変形とウェブ１４の局部降伏を生じる。これにより、柱鉄骨１２のウェブ１４に局部降伏１４ａが形成される。また、柱鉄骨１２のフランジ１３には、塑性ヒンジ１３_１が形成される。
柱鉄骨１２のフランジ１３が面外に変形することよって、フランジ１３の外側のかぶりコンクリート１６ａがコーン状破壊する。かぶりコンクリート１６ａの側面１６ａ１を、図４中にハッチングを付して示す。

【0026】

図３に示すように、梁２１の圧縮側のフランジ２３（この例では下方のフランジ２３_２）が柱鉄骨１２のフランジ１３を面外に押し込む力に対しては、フランジ１３が内側に面外変形してウェブ１４の局部降伏が生じ、フランジ１３の内側のコンクリート１６が支圧破壊すると仮定している。コンクリート１６に、支圧破壊部１６ｂが形成される。支圧破壊部１６ｂを、図５中にハッチングを付して示す。また、柱鉄骨１２のフランジ１３には、塑性ヒンジ１３_２が形成される。
一般にコンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きくなるので、接合部３１の断面内の釣合条件を満たす中立軸Ｃ１は、梁せいＨ_ｂ（梁のせい（成）、ｍｍ）の上下方向の中心よりも圧縮側のフランジ２３_２側に位置する。

【0027】

本崩壊機構は、梁２１の端部の曲げモーメントに対して接合部３１が角度θ（ｒａｄｉａｎ）回転した状態を仮定している。ただし、角度θは微小な角度であり、ｔａｎθ＝θ等と近似することができる。
本崩壊機構で用いる変数は、図中に示すｘ、ｙ、ｚ（ｍｍ）である。変数ｘは、梁２１の端部の曲げモーメントに対する中立軸Ｃ１の位置を決定する係数で、０以上１以下の任意の値を取り得る。変数ｙ、ｚは、任意の正数（０よりも大きい値）を取り得る。これらの変数ｘ、ｙ、ｚを用いて、柱鉄骨１２のフランジ１３とフランジ２３_１、２３_２の交差部における面外変形量δ_１、δ_２（ｍｍ）は、（１３）式及び（１４）式を用いて（１５）式及び（１６）式によって表わすことができる。ここで、梁２１のフランジ２３の板厚をｔ_ｂｆ（ｍｍ）、フランジ１３及びフランジ２３の交差部に仮定する剛域の幅をｔ’（ｍｍ）とする。

【0028】

【数6】

【0029】

柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏ヒンジ線に生じる塑性回転角度θ_１、θ_２（ｒａｄｉａｎ）は、（１７）式及び（１８）式によって表わすことができる。

【0030】

【数7】

【0031】

〔２．第一の崩壊モデル〕
前述した柱梁接合構造１の崩壊機構の第一の崩壊モデルにおける柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、接合部３１について、柱鉄骨１２の耐力に、コンクリート１６の支圧破壊に対する耐力を加えて評価する評価方法である。ここで言うコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力は、梁２１の圧縮側のフランジ２３_２が柱鉄骨１２のフランジ１３をフランジ１３の厚さ方向Ｄ（図３参照）に押し込む力に対して、柱鉄骨１２のフランジ１３が厚さ方向Ｄの内側Ｄ１に変形するときの柱鉄骨１２のフランジ１３の厚さ方向Ｄの内側Ｄ１のコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力である。
一般的に、コンクリートの支圧耐力はコーン状破壊耐力よりも大きい。柱鉄骨１２の耐力にコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部３１の耐力がより適切に評価される。したがって、コンクリート１６の耐力負担効果を適切に考慮して、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚及びウェブ１４の板厚をより薄くすることができる。

【0032】

さらに、前述の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法において、接合部３１について、柱鉄骨１２の耐力に、かぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価してもよい。ここで言うかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊に対する耐力は、梁２１の引張側のフランジ２３_１が柱鉄骨１２のフランジ１３を厚さ方向Ｄに引き抜く力に対して、柱鉄骨１２のフランジ１３が厚さ方向Ｄの外側Ｄ２に変形するときの柱鉄骨１２のフランジ１３の厚さ方向Ｄの外側Ｄ２のかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊に対する耐力である。
柱鉄骨３１の耐力にコンクリート１６に生じるコーン状破壊に対する耐力を加えて評価することで、接合部３１の耐力をより適切に評価することができる。

【0033】

また、柱梁接合構造１において、柱１１の柱鉄骨１２が鉄骨鉄筋コンクリート中のコンクリート１６（鉄筋１５及びコンクリート１６）で囲われていない状態であるときに、梁２１に一定の荷重が作用して接合部３１の少なくとも一部が降伏する。しかし、柱１１の柱鉄骨１２がコンクリート１６で囲われた状態であるときに、梁１２にこの一定の荷重が作用しても接合部３１は降伏しないように構成してもよい。
柱鉄骨１２単体では接合部３１が降伏する一定の荷重が作用した場合でも、柱鉄骨１２を鉄筋コンクリートで囲って柱１１とすることで、接合部３１が降伏しないようすることができる。

【0034】

〔３．第二の崩壊モデル〕
〔３．１．崩壊曲げモーメント〕
柱鉄骨１２及び梁２１等のような鋼材の実際の応力−ひずみ特性を、図６に示す。図６の横軸は鋼材のひずみを表し、縦軸は鋼材に作用する応力を表す。鋼材には、ひずみが０の状態から、ひずみが増加するのにしたがって応力が比例して増加する弾性領域Ｒ１がある。弾性領域Ｒ１よりもひずみが大きい範囲が、非弾性領域Ｒ２である。非弾性領域Ｒ２では、弾性領域Ｒ１よりも応力の増加率が低下する。弾性領域Ｒ１と非弾性領域Ｒ２との境界となる応力が、降伏応力σ_１である。
非弾性領域Ｒ２では、最大応力σ_２において応力が最大値となる。最大応力σ_２に対応するひずみよりもひずみが大きくなると、応力は最大応力σ_２よりも低下する。鋼材は、ひずみε_１において破断する。

【0035】

第二の崩壊モデルでは、極限解析で理論解を求めるにあたり、柱鉄骨１２及び梁２１の応力−ひずみ特性として、図７に線Ｌ１で示す剛塑性関係となる第一のモデルを仮定している。図７の横軸は鋼材のひずみを表し、縦軸は鋼材に作用する応力を表す。
第一のモデルでは、ひずみが０のままで応力が増加する。応力が降伏応力σ_１となったときに、鋼材が降伏する。鋼材が降伏した後は、応力が変わらずにひずみが増加する。第一のモデルでは、ひずみ硬化を考慮していない。
これに対して、第二のモデルではひずみ硬化を考慮している。第二のモデルの応力−ひずみ特性は線Ｌ２で示すように変化し、鋼材はひずみε_１において最大応力σ_３で破断する。

【0036】

次に、崩壊曲げモーメントの詳細について説明する。
柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏ヒンジ線の単位長さあたりの降伏モーメントＭ^０（Ｎ）、及び柱鉄骨１２のウェブ１４に生ずる不連続線の単位長さあたりの降伏軸力Ｎ^０_ｃ（Ｎ／ｍｍ）は、それぞれ（１９）式及び（２０）式で与えられる。
ここで、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚をｔ_ｃｆ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚をｔ_ｃｗ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のフランジ１３の降伏強さをσ_ｃｆｙ（Ｎ／ｍｍ^２）、柱鉄骨１２のウェブ１４の降伏強さをσ_ｃｗｙ（Ｎ／ｍｍ^２）とする。

【0037】

【数8】

【0038】

柱鉄骨１２のフランジ１３の面外変形による内部仕事Ｗ_ｃｆは、各降伏ヒンジ線の塑性回転による仕事の和として、（２１）式で与えられる。また、柱鉄骨１２のウェブ１４の局部降伏による内部仕事Ｗ_ｃｗは、各々の不連続線上で生じる塑性流れによる仕事の和として、（２２）式で与えられる。
梁２１の引張側のフランジ２３_１周りのかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊による内部仕事Ｗ_ＲＣ１は、（２３）式で与えられる。梁２１の圧縮側のフランジ２３_２周りに生じる内部のコンクリート１６の支圧破壊による内部仕事Ｗ_ＲＣ２は、（２４）式で与えられる。
ここで、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅をＢ_ｃ（ｍｍ）、柱鉄骨１２のフランジ１３に対するコンクリート１６のかぶり厚さをｄ（ｍｍ、図２参照）、コンクリート１６の強度（設計基準強度）をＦ_ｃ（Ｎ／ｍｍ^２）、コンクリート１６の支圧効果係数をλ（本実施形態では１．５とする）とする。

【0039】

【数9】

【0040】

仮想仕事の原理より、接合部３１についての崩壊曲げモーメントＭ（Ｎｍｍ）は（２５）式で与えられる。崩壊曲げモーメントＭの最小値である全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐ（Ｎｍｍ）は、（２６）式を連立して解くことで求められ、（２７）式から（３０）式によって与えられる。

【0041】

【数10】

【0042】

本崩壊荷重は接合部３１の全塑性耐力に相当し、接合部３１の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙ（Ｎｍｍ）は式（３１）によって評価される。

【0043】

【数11】

【0044】

また、図３の崩壊機構のうち、かぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊による内部仕事Ｗ_ＲＣ１を無視し、柱１１のウェブ１４に生ずる単位長さあたりの応力である崩壊荷重Ｎ^１_ｃ（Ｎ／ｍｍ）を（３２）式とすることで、接合部３１の後述する最大耐力に相当する最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕ（Ｎｍｍ）は（３３）式から（３６）式により得られる。
ここで、柱鉄骨１２のウェブ１４の引張強さをσ_ｃｗｕ（Ｎ／ｍｍ^２）とする。
内部仕事Ｗ_ＲＣ１を無視するのは、最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕが生じているときには、既にかぶりコンクリート１６ａのコーン状破壊が生じていて、かぶりコンクリート１６ａによる内部仕事が生じないと考えられるためである。

【0045】

【数12】

【0046】

前述の全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐは、ひずみが０かつ応力が降伏応力σ_１となったときに接合部３１に作用する曲げモーメントである。一方で、最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕは、ひずみ硬化を考慮して、ひずみがε_１かつ応力が最大応力σ_３になったときに接合部３１に作用する曲げモーメントである。

【0047】

また、非特許文献１において、ダイアフラムを用いないための条件は（３７）式で与えられる。
ここで、柱鉄骨１２のフィレット半径をｒ（図２参照、ｍｍ）、梁２１のフランジ２３の断面積をＡ_ｂｆ（ｍｍ^２）とする。ここで言う断面積Ａ_ｂｆは、梁２１が有する一対のフランジ２３のうち一方のフランジ２３の断面積のことを意味する。

【0048】

【数13】

【0049】

〔３．２．崩壊曲げモーメントによる実験結果の評価〕
〔３．１〕で得た崩壊曲げモーメントＭは公知の極限定理に基づくものであり、崩壊荷重の上界を与える。そのため、既往の実験結果（北岡聡、他２名、「厚肉ウェブＨ形鋼の利用技術開発 その７．ノンスチフナ形式柱ＳＲＣ・梁Ｓ接合部の梁端曲げ実験」、日本建築学会大会学術講演梗概集（九州）、２００７年８月、ｐ．１１４３−１１４４）及び本検討のために実施した構造実験の接合部耐力と崩壊曲げモーメントＭの計算値との対応関係を調査した。

【0050】

梁端曲げ実験の荷重‐変位の関係における接線剛性が初期剛性の１／３に低下した時点の耐力、荷重が最大値に至った時点の耐力を、接合部の降伏耐力、最大耐力とそれぞれ定義した。全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐの計算結果と実験結果とを比較した結果を図８に示す。

【0051】

図８の横軸は全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐの計算結果を表し、縦軸は実験結果における降伏耐力を表す。図中の線Ｌ６は、全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐの計算結果と実験結果とが一致していて、計算結果が実験結果を精度良く予測できている場合を表す。
凡例の●印の「柱ＳＲＣ梁Ｓ」は、今回実験を行った柱がＳＲＣ構造で梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。□印の「柱Ｓ梁Ｓ」は、既往の実験の結果を載せたもので、柱及び梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。そして、○印の「柱ＳＲＣ梁Ｓ」は、既往の実験の結果を載せたもので、柱がＳＲＣ構造で梁が鉄骨のみで形成されている場合を表す。

【0052】

なお、今回の実験に用いた柱１１の柱鉄骨１２等の諸元を表１に示す。柱鉄骨１２を十字鉄骨とし、諸元を変えて３種類の試験を行った。
例えば、Ｎｏ．Ｂ１のサンプルでは、柱鉄骨１２を、ＳＮ４９０Ｂの材料で形成された十字鉄骨とした。コンクリート１６の強度がＦｃ２７Ｎ／ｍｍ^２以上で、１辺の長さＤを８６０ｍｍとした。主筋を、ＳＤ３４５の材料で形成された直径１６ｍｍの鉄筋とし、図２に示す断面内に１２本配置した。帯筋を、ＳＤ２９５の材料で形成された直径１０ｍｍの鉄筋とし、１６０ｍｍピッチで配置した。

【0053】

【表1】

【0054】

図８に示すように、全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐの計算結果は、実験結果における降伏耐力に対して２割ほど高くなることが分かった。

【0055】

図８の結果から、本実施例の接合部の全塑性耐力に相当する接合部３１の全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐの計算結果は実験結果をやや過大に評価する傾向にあるため、計算結果に低減係数を乗じて実験結果における降伏耐力を推定する。例えば、各実験に対する実験結果と計算結果に低減係数を乗じた値との差の二乗の和が最少になるように、低減係数の値を決める。
図９には、低減係数０．８を乗じたときの接合部３１の全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐ（局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙ）の計算結果と実験結果における降伏耐力の比較を示す。計算結果に低減係数０．８を掛けることで実験結果を精度良く、また安全側に予測できることが分かった。このことから、接合部３１の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙを（３１）式で評価することとしている。

【0056】

図１０に、最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕの計算結果と実験結果における最大耐力とを比較した結果を示す。図１０の横軸は最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕの計算結果を表し、図１０の縦軸は実験結果における最大耐力を表す。最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕは、計算結果に低減係数を乗じなくとも実験結果と良い対応を示している。

【0057】

〔３．３．柱と梁におけるエネルギー吸収の考え方〕
一般的に、柱と梁の設計基準において、地震等が発生したときに、柱、梁、柱と梁との接合部のうち、柱と梁との接合部の全塑性曲げモーメントを梁の全塑性曲げモーメント以上にしている。溶接により接合されている部分はあまり変形できないため、柱と梁との接合部では、エネルギーをあまり吸収できない。そこで、よりエネルギーを吸収できる梁を先行して崩壊（降伏）させ、地震等のエネルギーを吸収させる。
梁２１の全塑性曲げモーメント_ｂＭ_ｐ（Ｎｍｍ）は、（３８）式で与えられる。ここで、梁２１の塑性断面係数を_ｂＺ_ｐ、梁２１の降伏強さをσ_ｂｙ（Ｎ／ｍｍ^２）とする。
接合部３１についての局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙが梁２１の全塑性曲げモーメント_ｂＭ_ｐ以上、という条件は、（３９）式のように表される。

【0058】

【数14】

【0059】

〔３．４．本実施形態におけるノンダイアフラム化可能範囲〕
表２に示す柱１１及び梁２１の諸元に対して、柱梁接合構造においてノンダイアフラム化可能範囲（ダイアフラムを用いない範囲）を検討した。例えば、柱鉄骨１２のせいＨ_ｃを６００ｍｍ、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂ_ｃを３００ｍｍ、コンクリート１６の１辺の長さＤを１１００ｍｍ等とした。この場合、図２に示すコンクリート１６のかぶり厚さｄは、（１１００−６００）／２＝２５０ｍｍとなる。

【0060】

【表2】

【0061】

表２に示す諸元に対して、非特許文献１の（３７）式、及び（３９）式に基づくノンダイアフラム化可能範囲を調査した結果を図１１に示す。（３７）式を表す領域がＲ６であり、（３９）式を表す領域がＲ７である。本発明では接合部の耐力にコンクリート１６の合成効果を考慮しているため、従来技術である非特許文献１に比べて柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔ_ｃｗ及びフランジ１３の板厚ｔ_ｃｆが薄い場合でもノンダイアフラム化が可能であることが分かった。
すなわち、領域Ｒ７から領域Ｒ６を除いた領域Ｒ８が、新たにノンダイアフラム化が可能になった本発明の権利範囲である。

【0062】

表３に示す諸元は、表２に示す諸元に対して、コンクリート１６の１辺の長さＤを１１００ｍｍから１３００ｍｍに増加させたものである。

【0063】

【表3】

【0064】

表３に示す諸元に対して、ノンダイアフラム化を検討した結果を図１２に示す。この場合、図３から図５に示した柱梁接合構造１の崩壊機構においてかぶりコンクリートの耐力への寄与が増大する。図１２において領域Ｒ６は図１１から変化は無いが、（３９）式を表す領域Ｒ９が領域Ｒ７に比べて板厚ｔ_ｃｗ及び板厚ｔ_ｃｆがより小さい範囲まで広がる。この結果、領域Ｒ９から領域Ｒ６を除いた、新たにノンダイアフラム化が可能になる領域Ｒ１０が領域Ｒ８に比べて広がる。

【0065】

このように、本実施形態の柱梁接合構造１は、接合部３１の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙが（３９）式を満たし、さらに（４０）式を満たす。

【0066】

【数15】

【0067】

本実施形態の柱梁接合構造１の設計方法は、接合部３１の全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐ及び最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕの少なくとも一方を求めて評価する。全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐは降伏応力σ_１に対応する曲げモーメントであり、最大曲げモーメント_ｊＭ_ｕはひずみ硬化を考慮した最大応力σ_３に対応する曲げモーメントである。このため、接合部３１の曲げモーメントをコンクリート１６の支圧破壊に対する耐力、及びかぶりコンクリート１６ａに生じるコーン状破壊に対する耐力を含めて適切に評価することができる。

【0068】

接合部３１の全塑性曲げモーメント_ｊＭ_ｐを求めた場合には、接合部３１の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙを求めて評価する。本実施形態の柱梁接合構造１の設計方法は、柱梁接合構造１の接合部３１の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙが（３９）式を満たすように設定する。
本実施形態に示したように、コンクリートの合成効果を考慮しない従来技術に対して、本発明は柱梁接合部のノンダイアフラム化をより合理的に、広範囲に達成することができる。
柱梁接合構造１は、柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部を柱通し型のノンダイアフラム形式としたものである。このように構成すると、部品数や鉄骨加工工数の削減や、梁の取り付け位置の鉛直方向の寸法公差が緩和されるなどの利点がある。

【0069】

以上説明したように、本実施形態の、柱梁接合構造１、柱梁接合構造１の接合部耐力評価方法、及び柱梁接合構造１の設計方法によれば、ノンダイアフラム形式の柱ＳＲＣ梁Ｓ構造の接合部局部耐力におけるコンクリート１６の耐力負担効果を適切に考慮して、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔ_ｃｆ及びウェブ１４の板厚ｔ_ｃｗをより薄くすることができる。
本実施形態の柱梁接合構造の接合部耐力評価方法は、製造する前の柱梁接合構造１に対しても、製造した後の柱梁接合構造１に対しても好適に用いることができる。

【0070】

（第２実施形態）
次に、本発明の第２実施形態について図１３及び図１４を参照しながら説明するが、前記実施形態と同一の部位には同一の符号を付してその説明は省略し、異なる点についてのみ説明する。
第１実施形態で説明した柱梁接合構造１の崩壊機構のモデルは精緻であるが、設計するのに必要となる計算は煩雑である。そこで、本実施形態では、柱梁接合構造１の諸元に一定の仕様規定を設けることで、接合部の耐力の推定精度をある程度保ったまま比較的簡便に接合部３１の局部降伏曲げモーメント_ｊＭ_ｙを評価できるようにしたものである。

【0071】

ここで言う一定の仕様規定とは、表４及び表５に示すよう、すなわち以下の条件のようである。一定の仕様規定は、実用上比較的多く用いられる仕様である。
・柱鉄骨１２の強度と梁２１の強度とが等しい。
・コンクリート１６の強度が、Ｆｃ２７Ｎ／ｍｍ^２以上である。
・コンクリート１６のかぶり厚さｄが２００ｍｍ以上である。
・柱鉄骨１２の幅Ｂ_ｃは梁２１のせいＨ_ｂの０．３５倍以上０．６５倍以下である。
・柱鉄骨１２の幅Ｂ_ｃは梁２１のフランジ２３の幅の１．０倍以上２．０倍以下である。
・梁２１のせいＨ_ｂは柱鉄骨１２のせいの０．５倍以上１．４倍以下である。

【0072】

【表4】

【表5】

【0073】

値を一定にしている変数は、柱鉄骨１２及び梁２１のフランジ、ウェブの降伏強さの３２５Ｎ／ｍｍ^２、柱鉄骨１２のせいＨ_ｃの７００ｍｍ、コンクリート１６の１辺の長さＤの１１００ｍｍ、コンクリートの強度Ｆ_ｃの２７Ｎ／ｍｍ^２である。
例えば、コンクリートの強度Ｆ_ｃが２７Ｎ／ｍｍ^２で柱梁接合構造１が崩壊しないのであれば、コンクリートの強度Ｆ_ｃが２７Ｎ／ｍｍ^２よりも大きいときに柱梁接合構造１が崩壊しないのは当然である。
降伏強さについても同様に大きい方が望ましく、柱鉄骨１２のせいＨ_ｃ及びコンクリート１６の１辺の長さＤについても同様に長い方が望ましい。
表４及び表５において「変数」と記載している柱鉄骨１２の板厚ｔ_ｃｗ及び板厚ｔ_ｃｆは、値が連続的に変化できることを意味する。

【0074】

表４及び表５に示すように、例えば、梁２１のせいＨ_ｂが７００ｍｍのときに、梁２１のフランジ２３の幅Ｂ_ｂを３５０ｍｍ、３００ｍｍ、２５０ｍｍ、２００ｍｍ、梁２１のウェブ２４の板厚ｔ_ｂｗを１６ｍｍ、１２ｍｍ等と変化させて、前述の（３１）式を解くと、図１３及び図１４に示す多数の細い実線の群Ｇ１が得られる。なお、図１３は柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂ_ｃが４５０ｍｍの場合、図１４は柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂ_ｃが２５０ｍｍの場合を示す。
図１３及び図１４の横軸は梁２１のフランジ２３の断面積Ａ_ｂｆに対する柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔ_ｃｗの値を表わし、縦軸は梁２１のフランジ２３の断面積Ａ_ｂｆに対する柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔ_ｃｆの値を表わす。

【0075】

前述の一定の仕様規定において、群Ｇ１を包含する基準を、（４１）式から（４４）式、すなわち図１３及び図１４中に示す曲線Ｌ８のように表すことができる。
ここで、変数ａ、ｂは、（４１）式及び（４２）式に基づく変数である。

【0076】

【数16】

【0077】

本実施形態の柱梁接合構造１は、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂ_ｃ、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔ_ｃｗ、フランジ１３の板厚ｔ_ｃｆ、及び梁２１のフランジ２３の断面積Ａ_ｂｆが（４１）式から（４４）式を満たす。本実施形態の柱梁接合構造１の設計方法は、幅Ｂ_ｃ、板厚ｔ_ｃｗ、板厚ｔ_ｃｆ、及び断面積Ａ_ｂｆが（４１）式から（４４）式を満たすように設定する。
幅Ｂ_ｃ、板厚ｔ_ｃｗ、板厚ｔ_ｃｆ、及び断面積Ａ_ｂｆ以外の変数は、限定されなくてもよい。

【0078】

例えば、図１４において、群Ｇ１においてある仕様規定に対して（３１）式を表す曲線が曲線Ｌ１０だとすると、この場合の（３９）式を満たす領域は、曲線Ｌ１０を含み、さらに曲線Ｌ１０よりも矢印Ｆ１側の領域を含む領域となる。一方で、（４１）式から（４４）式を満たす領域は、曲線Ｌ８を含み、さらに曲線Ｌ８よりも矢印Ｆ２側の領域を含む領域となる。

【0079】

（４１）式から（４４）式によれば、柱鉄骨１２のフランジ１３の幅Ｂ_ｃ、柱鉄骨１２のウェブ１４の板厚ｔ_ｃｗ、フランジ１３の板厚ｔ_ｃｆ、及び梁２１のフランジ２３の断面積Ａ_ｂｆの関係のみによってノンダイアフラム化判定を行うことができる。
（４１）式から（４４）式は、（３９）式に比べると若干ノンダイアフラム化可能範囲を狭めているが、従来技術に対しては十分優位性のあるノンダイアフラム化可能範囲を提示するものである。

【0080】

以上説明したように、本実施形態の柱梁接合構造１及び柱梁接合構造１の設計方法によれば、コンクリート１６の耐力負担効果を適切に考慮して、柱鉄骨１２のフランジ１３の板厚ｔ_ｃｆ及びウェブ１４の板厚ｔ_ｃｗをより薄くすることができる。
さらに、柱梁接合構造１が崩壊しない板厚ｔ_ｃｆ等の寸法をより簡単に求めることができる。

【0081】

以上、本発明の第１実施形態及び第２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。さらに、各実施形態で示した構成のそれぞれを適宜組み合わせて利用できることは、言うまでもない。
例えば、前記第１実施形態及び第２実施形態では、柱鉄骨は十字鉄骨であるとしたが、Ｈ形鋼等でもよい。梁２１もＨ形鋼に限られず、十字鉄骨等でもよい。

【符号の説明】

【0082】

１ 柱梁接合構造
１１ 柱
１２ 柱鉄骨
１３、２３ フランジ
１４、２４ ウェブ
２１ 梁
３１ 接合部

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】

【図5】

【図6】

【図7】

【図8】

【図9】

【図10】

【図11】

【図12】

【図13】

【図14】