特開 2023-104554 接合構造および接合構造の設計方法

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】公開特許公報(A)

(11)【公開番号】P2023104554

(43)【公開日】2023-07-28

(54)【発明の名称】接合構造および接合構造の設計方法

(51)【国際特許分類】

   E04B 1/58 20060101AFI20230721BHJP

   E04B 1/24 20060101ALI20230721BHJP

【ＦＩ】

E04B1/58 506F

E04B1/24 Q

【審査請求】未請求

【請求項の数】4

【出願形態】ＯＬ

(21)【出願番号】P 2022005608

(22)【出願日】2022-01-18

(71)【出願人】

【識別番号】000006655

【氏名又は名称】日本製鉄株式会社

(74)【代理人】

【識別番号】110000637

【氏名又は名称】弁理士法人樹之下知的財産事務所

(72)【発明者】

【氏名】後藤 天志郎

(72)【発明者】

【氏名】小橋 知季

(72)【発明者】

【氏名】中安 誠明

【テーマコード（参考）】

2E125

【Ｆターム（参考）】

2E125AA13

2E125AB01

2E125AC15

2E125AG03

2E125AG12

2E125AG45

2E125AG57

2E125BB02

2E125CA06

(57)【要約】

【課題】組立Ｈ形鋼を用いたピン接合部において、ウェブの局部座屈を効果的に防止する。
【解決手段】上フランジおよび下フランジとウェブとの間がそれぞれ溶接された組立Ｈ形鋼の材軸方向端部を被接合部材に接合する接合構造であって、上記ウェブは、上記被接合部材に高力ボルト摩擦接合され、上記上フランジの上面から最も近い上記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｄ、上記組立Ｈ形鋼の材軸方向端部から最も遠い上記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｗおよび上記上フランジの上面から上記下フランジの下面までの距離Ｈが、ｄ／Ｈ－０．１９ｗ／Ｈ≦０．２０の関係を満たす接合構造が提供される。
【選択図】図２

【特許請求の範囲】

【請求項1】

上フランジおよび下フランジとウェブとの間がそれぞれ溶接された組立Ｈ形鋼の材軸方向端部を被接合部材に接合する接合構造であって、
前記ウェブは、前記被接合部材に高力ボルト摩擦接合され、
前記上フランジの上面から最も近い前記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｄ、前記組立Ｈ形鋼の材軸方向端部から最も遠い前記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｗおよび前記上フランジの上面から前記下フランジの下面までの距離Ｈが、
ｄ／Ｈ－０．１９ｗ／Ｈ≦０．２０
の関係を満たす接合構造。

【請求項2】

上フランジおよび下フランジとウェブとの間がそれぞれ溶接された組立Ｈ形鋼の材軸方向端部を被接合部材に接合する接合構造であって、
前記ウェブは、前記被接合部材に高力ボルト摩擦接合され、
前記上フランジの上面から最も近い前記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｄ、前記上フランジの上面から前記下フランジの下面までの距離Ｈおよび前記ウェブの断面積Ａｗ（ｍｍ）が、
ｄ／Ｈ≦－２．３５×１０^－５Ａｗ＋０．２９、または
ｄ／Ｈ≦０．１３
の関係を満たす、請求項１に記載の接合構造。

【請求項3】

上フランジおよび下フランジとウェブとの間がそれぞれ溶接された組立Ｈ形鋼の材軸方向端部を被接合部材に接合する接合構造の設計方法であって、
前記ウェブは、前記被接合部材に高力ボルト摩擦接合され、
前記上フランジの上面から最も近い前記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｄ、前記組立Ｈ形鋼の材軸方向端部から最も遠い前記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｗおよび前記上フランジの上面から前記下フランジの下面までの距離Ｈを、
ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈ≦β
の条件式で表現し、係数α（－１＜α＜０）および定数βの値を設定することによって距離ｄまたは距離ｗの少なくともいずれかを最適化する、接合構造の設計方法。

【請求項4】

α＝－０．１９である、請求項３に記載の接合構造の設計方法。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、接合構造およびその設計方法に関し、特に、組立Ｈ形鋼の材軸方向端部を被接合部材にピン接合する接合構造およびその設計方法に関する。

【背景技術】

【0002】

小梁を構成するＨ形鋼のウェブを大梁や柱に取り付けられたシアプレートなどの被接合部材にボルト接合し、フランジは接合しない、いわゆるピン接合部の構造が知られている。例えば、特許文献１には、シアプレートが大梁のフランジおよびウェブに溶接される溶接部が、上部溶接部と下部溶接部とに分離して形成される梁接合構造が記載されている。特許文献２には、大梁のウェブおよび小梁のウェブにそれぞれ沿うプレート部を有するガセット金物の各プレート部を大梁および小梁のウェブにボルト接合し、さらにガセット金物に小梁の下フランジの下面側に沿う受けプレート部を設け、受けプレート部と小梁の下フランジおよび床水平ブレースをボルト接合する技術が記載されている。

【0003】

上記のような接合構造において小梁を構成するＨ形鋼として一般的には圧延加工によって一体成形される圧延Ｈ形鋼が用いられるが、フランジおよびウェブを構成する鋼板を互いに溶接した組立Ｈ形鋼も知られている。特許文献３には、組立Ｈ形鋼における仮付け溶接もしくは隅肉溶接をその材軸方向端部から若干離間した位置までとするとともに、フランジに形成する開先の先端をウェブの隅肉溶接の脚長程度となるように加工し、この組立Ｈ形鋼と被接合部材とを接合するときに、組立Ｈ形鋼のウェブ両側において開先加工したフランジを被接合部材に溶接し、さらに被接合部材とウェブとを隅肉溶接して、いわゆる剛接合部を形成する技術が記載されている。

【先行技術文献】

【特許文献】

【0004】

【特許文献1】特開２０１８－１０４９６０号公報

【特許文献2】特開２００６－２００２７３号公報

【特許文献3】特開平０６－１２６４４４号公報

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0005】

一般的なＨ形鋼、つまり圧延Ｈ形鋼の場合、一体的にロール成形されるという制約が存在するため、フランジおよびウェブの板厚が応力などの条件に対して必ずしも最適化できるとは限らない。一方、組立Ｈ形鋼では別々に成形されたフランジおよびウェブが溶接されるため、板厚を最適化することが容易である。従って、組立Ｈ形鋼ではフランジおよびウェブの板厚が圧延Ｈ形鋼に比べて薄くなることが多い。板厚を薄くすることで鋼重量が削減できるのは大きな利点であるが、局部座屈も生じやすくなるため、例えば接合部の設計にあたっては注意が必要である。

【0006】

上記の特許文献１，２に記載されているように、一般的なＨ形鋼、つまり圧延Ｈ形鋼を用いたピン接合部の構成は知られている。また、特許文献３に記載されているように、組立Ｈ形鋼を用いた剛接合部の構成も知られている。しかしながら、組立Ｈ形鋼を用いたピン接合部の構成や設計手法については、あまり知られていない。例えば、上記のように組立Ｈ形鋼ではウェブの板厚が薄いことを考慮し、局部座屈を防止することを考慮した接合部の構成についても、未だ知られていない。

【0007】

そこで、本発明は、組立Ｈ形鋼を用いたピン接合部において、ウェブの局部座屈を効果的に防止することが可能な接合構造およびその設計方法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】

【0008】

［１］上フランジおよび下フランジとウェブとの間がそれぞれ溶接された組立Ｈ形鋼の材軸方向端部を被接合部材に接合する接合構造であって、上記ウェブは、上記被接合部材に高力ボルト摩擦接合され、上記上フランジの上面から最も近い上記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｄ、上記組立Ｈ形鋼の材軸方向端部から最も遠い上記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｗおよび上記上フランジの上面から上記下フランジの下面までの距離Ｈが、ｄ／Ｈ－０．１９ｗ／Ｈ≦０．２０の関係を満たす接合構造。
［２］上フランジおよび下フランジとウェブとの間がそれぞれ溶接された組立Ｈ形鋼の材軸方向端部を被接合部材に接合する接合構造であって、上記ウェブは、上記被接合部材に高力ボルト摩擦接合され、上記上フランジの上面から最も近い上記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｄ、上記上フランジの上面から上記下フランジの下面までの距離Ｈおよび上記ウェブの断面積Ａｗ（ｍｍ）が、ｄ／Ｈ≦－２．３５×１０^－５Ａｗ＋０．２９、またはｄ／Ｈ≦０．１３の関係を満たす、請求項１に記載の接合構造。
［３］上フランジおよび下フランジとウェブとの間がそれぞれ溶接された組立Ｈ形鋼の材軸方向端部を被接合部材に接合する接合構造の設計方法であって、上記ウェブは、上記被接合部材に高力ボルト摩擦接合され、上記上フランジの上面から最も近い上記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｄ、上記組立Ｈ形鋼の材軸方向端部から最も遠い上記高力ボルト摩擦接合のボルト中心までの距離ｗおよび上記上フランジの上面から上記下フランジの下面までの距離Ｈを、ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈ≦βの条件式で表現し、係数αおよび定数βの値を設定することによって距離ｄまたは距離ｗの少なくともいずれかを最適化する、接合構造の設計方法。
［４］α＝－０．１９である、［３］に記載の接合構造の設計方法。

【発明の効果】

【0009】

上記の構成によれば、組立Ｈ形鋼を用いたピン接合部において、小梁を構成する組立Ｈ形鋼の上フランジに最も近いボルトと上フランジとの間の距離ｄを梁せいＨに対して所定の範囲以下に設定し、さらに組立Ｈ形鋼の材軸方向端部から最も遠いボルトまでの距離を考慮することによって、ウェブの局部座屈を効果的に防止することができる。

【図面の簡単な説明】

【0010】

【図1】本発明の一実施形態に係る接合構造の例を示す図である。

【図2】図１に示された接合構造における寸法を示す拡大図である。

【図3】組立Ｈ形鋼を用いたピン接合部におけるウェブの局部座屈について検証するための実験および解析の条件について説明するための図である。

【図4】図３に示した条件で実施した４点曲げ試験の結果を示す写真である。

【図5】解析結果における最大耐力と指標ｄ／Ｈの関係を示すグラフである。

【図6】解析結果における最大耐力と指標ｄ／Ｈの関係を示すグラフである。

【図7】解析結果における最大耐力と指標ｄ／Ｈの関係を示すグラフである。

【図8】解析結果における最大耐力と指標ｄ／Ｈの関係を示すグラフである。

【図9】解析結果における最大耐力と指標ｗ／Ｈの関係を示すグラフである。

【図10】指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈと解析結果における最大耐力との相関係数の係数αの値による変化を示すグラフである。

【図11】解析結果における最大耐力と指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈとの関係を示すグラフである。

【図12】従来の圧延Ｈ形鋼を用いた梁接合構造の設計基準における指標ｄ／Ｈの値をウェブ断面積ごとに示すグラフである。

【発明を実施するための形態】

【0011】

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した説明を省略する。

【0012】

図１は、本発明の一実施形態に係る接合構造の例を示す図である。図示された接合構造の例では、組立Ｈ形鋼である小梁１の材軸方向端部が、大梁２にシアプレート３１を介して接合される。小梁１は、上フランジ１１、下フランジ１２およびウェブ１３を含み、上フランジ１１とウェブ１３との間、および下フランジ１２とウェブ１３との間はそれぞれ隅肉溶接によって溶接される。シアプレート３１は、大梁２の上フランジ２１、下フランジ２２およびウェブ２３にそれぞれ溶接される。本実施形態では、大梁２およびシアプレート３１が被接合部材を構成する。小梁１のウェブ１３は、ボルト３２を用いてシアプレート３１に高力ボルト摩擦接合される。これによって、小梁１と大梁２との間にはピン接合部が形成される。

【0013】

図２は、図１に示された接合構造における寸法を示す拡大図である。図２には、図１に示された接合構造の構成要素のうち、小梁１およびシアプレート３１が示されている。以下では、小梁１の上フランジ１１の上面から最も近いボルト３２までの距離ｄ、小梁１の材軸方向端部から最も遠いボルト３２までの距離ｗ、および小梁１の梁せい、すなわち上フランジ１１の上面から下フランジ１２の下面までの距離Ｈを用いて、ピン接合部で小梁１のウェブ１３の局部座屈を効果的に防止する条件について検討する。この他、図２には、上下方向に配列されたボルト列におけるボルト３２の間隔ｐｎ、および２列以上のボルト列が存在する場合の小梁１の材軸方向におけるボルト列の間隔ｐｍが図示されている。

【0014】

図３は、組立Ｈ形鋼を用いたピン接合部におけるウェブの局部座屈について検証するための実験および解析の条件について説明するための図である。実験では、長さ７０００ｍｍ、梁せいＨ＝７００ｍｍ、フランジ幅１７５ｍｍ、ウェブ板厚４．５ｍｍ、フランジ板厚９ｍｍの組立Ｈ形鋼梁について、材軸方向両端部を図２に示したようなピン接合部として４点曲げ試験を実施した。図３では、梁の一方の材軸方向端部から中央までが図示されている。梁の中央から反対側の材軸方向端部までは図示された範囲と対称である。載荷点Ｐは梁長さの１／４の位置であるため、梁の長さが７０００ｍｍの場合、シアスパンＬ＝１７５０ｍｍになる。載荷点Ｐではウェブの面外変位を拘束し、ピン接合部はシアプレート側で各方向の変位および回転が固定されている。シアプレートの板厚は９ｍｍである。

【0015】

図４は、図３に示した条件で実施した４点曲げ試験の結果を示す写真である。実験では、Ｆ１０Ｔ－Ｍ２０の高力ボルト１列を、図２に示したｄ＝１１０ｍｍ、ｗ＝４０ｍｍ、ｐｎ＝１２０ｍｍとなるように配置して標準ボルト張力相当（１８２ｋＮ）を導入した。その結果、梁の材軸方向端部のピン接合部付近でウェブの局部座屈（せん断座屈）が発生した。写真に示されるように、ウェブのせん断座屈は、シアプレート上端と上フランジとの間を起点として、斜め方向に発生した。

【0016】

表１に、図３に示した条件で実施した解析のパラメータおよび結果を示す。解析では、ピン接合部におけるボルトの配置と、ボルトの配置によって定まるシアプレートの形状とをパラメータとして、ピン接合部の最大耐力を算出した。高力ボルト摩擦接合における摩擦係数は０．４５とした。上記で図２および図３に示した寸法の他、表１において、ボルト本数ｎは上下方向に配列されたボルトの本数、ｍは材軸方向に配列されるボルト列の数である。ｍ＝１の場合は、ボルト列の間隔ｐｍ＝０としている。解析結果におけるｍａｘは最大荷重であり、ｍａｘ／Ｐｃｒは最大荷重ｍａｘをウェブ板要素の弾性座屈荷重Ｐｃｒで正規化した値である。なお、指標のｄ／Ｈ、ｗ／Ｈおよびｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈについては後述する。

【0017】

【表1】

【0018】

図５から図８は、解析結果におけるｍａｘ／Ｐｃｒ（最大荷重をウェブ板要素の弾性座屈荷重で正規化した値。以下、最大耐力ともいう）と指標ｄ／Ｈの関係を示すグラフである。上述のように、距離ｄは小梁の上フランジの上面から最も近いボルトまでの距離であり、梁せいＨは上フランジの上面から下フランジの下面までの距離である。

【0019】

図５には、梁せいＨ＝７００ｍｍ、フランジ幅１７５ｍｍ、ウェブ板厚４．５ｍｍ、フランジ板厚９ｍｍ、シアスパンＬ＝１７５０ｍｍ（実験と同条件）のケース、具体的には
Ｃａｓｅ１（ボルト６本×１列、Ｎｏ．１－１～１－６）、
Ｃａｓｅ２（ボルト３本×２列、ｐｍ＝６０ｍｍ、Ｎｏ．２－１～２－６）、
Ｃａｓｅ３（ボルト３本×２列、ｐｍ＝１２０ｍｍ、Ｎｏ．３－１～３－６）、および
Ｃａｓｅ４（ボルト３本×２列、ｐｍ＝２４０ｍｍ、Ｎｏ．４－１～４－６）
が示されている。なお、すべてのケースについて、Ｎｏ．ｘ－１～ｘ－６（またはＮｏ．ｘ－１～ｘ－４）では上下方向に配列されたボルト列におけるボルト間隔ｐｎが異なり、それに伴って距離ｄも異なっている。また、各列のボルトは小梁の中立軸を中心にして上下方向に対称配置されている。

【0020】

図６には、小梁の断面がＣａｓｅ１～Ｃａｓｅ４と同じで、シアスパンＬ＝８７５ｍｍのＣａｓｅ５（ボルト６本×１列、Ｎｏ．５－１～５－４）が示されている。

【0021】

図７には、梁せいＨ＝５００ｍｍ、フランジ幅１２５ｍｍ、ウェブ板厚４．５ｍｍ、フランジ板厚６ｍｍ、ボルト４本×１列のケース、具体的には
Ｃａｓｅ６（シアスパンＬ＝１７５０ｍｍ、Ｎｏ．６－１～６－４）、および
Ｃａｓｅ７（シアスパンＬ＝８７５ｍｍ、Ｎｏ．７－１～７－４）が示されている。

【0022】

図８には、梁せいＨ＝３５０ｍｍ、フランジ幅１００ｍｍ、ウェブ板厚３．２ｍｍ、フランジ板厚６ｍｍ、シアスパンＬ＝１７５０ｍｍ、ボルト３本×１列のＣａｓｅ８（Ｎｏ．８－１～８－４）が示されている。

【0023】

図５から図８に示されたそれぞれのケースでは、指標ｄ／Ｈの値が小さいほど最大耐力が大きくなる。つまり、指標ｄ／Ｈと最大耐力との間には負の相関関係が見られる。これは、最大耐力の決定要因として、上フランジに最も近いボルトと上フランジとの間のウェブの局部座屈の寄与が大きいためと考えられる。なお、各ケースにおける最大耐力ｍａｘ／Ｐｃｒはウェブ板要素の弾性座屈荷重Ｐｃｒで正規化された値であり、Ｐｃｒは梁せいＨやシアスパンＬによって変化するため、グラフにおける近似直線の傾きの大きさが必ずしも最大耐力に対する指標ｄ／Ｈの影響の強さを示すわけではない。

【0024】

図９は、解析結果におけるｍａｘ／Ｐｃｒ（最大耐力）と指標ｗ／Ｈとの関係を示すグラフである。上述のように、距離ｗは小梁の材軸方向端部から最も遠いボルトまでの距離であり、梁せいＨは上フランジの上面から下フランジの下面までの距離である。具体的には、図９には、上記のＣａｓｅ１～Ｃａｓｅ４（梁せいＨ＝７００ｍｍ、フランジ幅１７５ｍｍ、ウェブ板厚４．５ｍｍ、フランジ板厚９ｍｍ、シアスパンＬ＝１７５０ｍｍ、ボルト列数ｍまたはボルト列間隔ｐｍがそれぞれ異なる）で、ｄ＝１００ｍｍのケース（Ｎｏ．１－５，２－５，３－５，４－５、梁せいＨが同じであるため指標ｄ／Ｈも同じ値になる）について、最大耐力と指標ｗ／Ｈとの関係が示されている。

【0025】

図９に示されたそれぞれのケースでは、指標ｗ／Ｈの値が大きいほど最大耐力が大きくなる。つまり、指標ｗ／Ｈと最大耐力との間には正の相関関係が見られる。ここで、図５および図９のグラフに示された各ケースでは、ウェブ板要素の弾性座屈荷重Ｐｃｒは各例で共通であり最大耐力が同じ基準で正規化されている。従って、図５および図９のグラフにおける近似直線の傾きの大きさから、最大耐力に対する指標ｗ／Ｈの影響の強さが指標ｄ／Ｈに比べると小さいことがわかる。

【0026】

以上の結果から、本発明者らは、組立Ｈ形鋼を用いたピン接合部においてウェブの局部座屈を効果的に防止する条件を、上記の指標ｄ／Ｈ，ｗ／Ｈを組み合わせた指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈで表すことに想到した。ここで、係数αは、最大耐力に対する指標ｗ／Ｈの影響の、指標ｄ／Ｈの影響を１とした場合の比率であり、図５～図９のグラフに示されるように指標ｄ／Ｈと最大耐力との間には負の相関関係があり、指標ｗ／Ｈと最大耐力との間には正の相関関係があることから、－１＜α＜０である。

【0027】

図１０は、指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈと解析結果における最大耐力ｍａｘ／Ｐｃｒとの相関係数の係数αの値による変化を示すグラフである。最大耐力ｍａｘ／Ｐｃｒが同じ基準で正規化されているＣａｓｅ１～Ｃａｓｅ４について、係数αを変化させながら、指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈと解析結果における最大耐力ｍａｘ／Ｐｃｒとの相関係数を算出した。上述のように、より影響の強い指標である指標ｄ／Ｈが最大耐力との間に負の相関関係を有するため、指標ｗ／Ｈと組み合わせた指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈについても相関係数は負の値になる。計算の結果、係数α＝－０．１９のときに、相関係数の値が極小になった。従って、上記の解析の範囲内では指標ｄ／Ｈ－０．１９ｗ／Ｈが、ピン接合部の寸法と最大耐力との間の負の相関関係を最もよく表す指標と考えられる。

【0028】

図１１は、解析結果におけるｍａｘ／Ｐｃｒ（最大耐力）と指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈとの関係を示すグラフである。図１０における検討の結果より、α＝－０．１９としている。指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈについて、係数αの算出に用いられたＣａｓｅ１～Ｃａｓｅ４だけではなく、Ｃａｓｅ５～Ｃａｓｅ８でも、図６～図９に示されたのと同様に指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈと最大耐力との間に相関関係が現れている。従って、指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈは、特定の梁せいＨやシアスパンＬに関わらず、ピン接合部においてウェブの局部座屈を効果的に防止する条件として適用可能であると考えられる。

【0029】

なお、上記の例ではＣａｓｅ１～Ｃａｓｅ４の結果を用いて係数αの値を算出したが、これらのケースとは異なる梁せいＨやシアスパンＬのケースで係数αの値を算出してもよい。この場合、係数αの値は上記の例とは異なる値になりうる。特定の梁せいＨやシアスパンＬのケースで係数αの値を算出することによって、同じ梁せいＨやシアスパンＬの場合にウェブの局部座屈を効果的に防止する条件をより高い精度で特定することができる。

【0030】

図１２は、従来の圧延Ｈ形鋼を用いた梁接合構造の設計基準における指標ｄ／Ｈの値をウェブ断面積ごとに示すグラフである。「ＳＣＳＳ－Ｈ９７ 鉄骨構造標準接合部 Ｈ形鋼編」には、小梁を構成する圧延Ｈ形鋼の断面ごとに、梁接合構造におけるボルト本数（上記の説明におけるボルト本数ｎ）およびボルト間隔（上記の説明におけるボルト間隔ｐｎ）が規定されており、これらの値に基づいて上記の説明における指標ｄ／Ｈを算出することができる。具体的には、梁せいの１／２からボルト間隔×（ボルト本数－１）の１／２を差し引くことによって距離ｄが算出され、これを梁せいＨで割ることで指標ｄ／Ｈが算出される。

【0031】

図１２のグラフを参照すると、従来の圧延Ｈ形鋼を用いた梁接合構造では、指標ｄ／Ｈおよびウェブ断面積Ａｗが以下の２つの式によって表される範囲にある。
ｄ／Ｈ＞－２．３５×１０^－５Ａｗ＋０．２９、かつ
ｄ／Ｈ＞０．１３

【0032】

既に述べた通り、組立Ｈ形鋼を用いた梁接合構造について、梁接合構造におけるボルト本数やボルト間隔の設計手法は知られていないため、一般的には上記のような圧延Ｈ形鋼を用いた梁接合構造の設計基準に従ってボルト本数やボルト間隔が設定される。ただし、これらの設計基準では組立Ｈ形鋼で生じやすくなるウェブの局部座屈は考慮されていない。従って、上述のようにウェブの局部座屈を効果的に防止する条件を考慮した場合、指標ｄ／Ｈが図１２に示された範囲外、すなわち
ｄ／Ｈ≦－２．３５×１０^－５Ａｗ＋０．２９、または
ｄ／Ｈ≦０．１３
になるようにボルト間隔が設定される場合がありうる。

【0033】

上記で図１２を参照して説明したような検討の結果から、圧延Ｈ形鋼を用いた梁接合構造の設計基準では設定されない指標ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈの範囲が、図１１において破線および矢印で示されている。この範囲は、具体的には以下の式で表される。
ｄ／Ｈ－０．１９ｗ／Ｈ≦０．２０
なお、同様に圧延Ｈ形鋼を用いた梁接合構造の設計基準では設定されない指標ｄ／Ｈおよび指標ｗ／Ｈの範囲が、図５から図９において破線および矢印で示されている。

【0034】

既に述べたように、図１１の例において係数αはＣａｓｅ１～Ｃａｓｅ４の結果を用いて算出されている。この係数αはＣａｓｅ１～Ｃａｓｅ４とは梁せいＨやシアスパンＬが異なるケースにおいても適用可能であるものの、例えば実際に使用される小梁の梁せいＨやシアスパンＬのケースの結果を用いて係数αを算出した方が、ウェブの局部座屈を効果的に防止する条件をより高い精度で特定することができる。また、上記の条件式の右辺の値（０．２０）についても、必ずしも圧延Ｈ形鋼を用いた梁接合構造の設計基準を基に決定される必要はなく、設計上必要とされる最大耐力が発揮される範囲で適切に設定することができる。従って、本発明の実施形態に係る接合構造の設計方法は、以下のような条件式において係数α（－１＜α＜０）および定数βの値を適切に設定して距離ｄまたは距離ｗの少なくともいずれかを最適化し、それらの距離が実現されるようにボルト間隔やボルト列間隔を設定する方法として一般化することができる。
ｄ／Ｈ＋αｗ／Ｈ≦β

【0035】

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、本発明はこれらの例に限定されない。本発明の属する技術の分野の当業者であれば、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。

【符号の説明】

【0036】

１…小梁、１１…上フランジ、１２…下フランジ、１３…ウェブ、２…大梁、２１…上フランジ、２２…下フランジ、２３…ウェブ、３１…シアプレート、３２…ボルト。

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】

【図5】

【図6】

【図7】

【図8】

【図9】

【図10】

【図11】

【図12】