特開 2023-149872 ハイブリッド梁の設計方法

(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】P2023149872

(43)【公開日】2023-10-16

(54)【発明の名称】ハイブリッド梁の設計方法

(51)【国際特許分類】

   E04C 3/293 20060101AFI20231005BHJP

【ＦＩ】

E04C3/293

【審査請求】未請求

【請求項の数】3

【出願形態】ＯＬ

(21)【出願番号】P 2022058659

(22)【出願日】2022-03-31

(71)【出願人】

【識別番号】000140292

【氏名又は名称】株式会社奥村組

(74)【代理人】

【識別番号】110002170

【氏名又は名称】弁理士法人翔和国際特許事務所

(74)【代理人】

【識別番号】110000800

【氏名又は名称】デロイトトーマツ弁理士法人

(72)【発明者】

【氏名】山上 聡

(72)【発明者】

【氏名】岸本 剛

(72)【発明者】

【氏名】小山 慶樹

(72)【発明者】

【氏名】岡 靖弘

(72)【発明者】

【氏名】反町 敦

【テーマコード（参考）】

2E163

【Ｆターム（参考）】

2E163FA12

2E163FF13

2E163FF15

(57)【要約】

【課題】鉄骨の埋め込みを考慮してＲＣ造の梁端部の変形量を算定することが可能なハイブリッド梁の設計方法を提供する。
【解決手段】鉄骨からなるＳ造梁３２の梁端部がＲＣ造梁部３１に埋設して構成されるＲＣ造梁部３１の荷重に対する変形量を弾塑性解析により算定する際、ＲＣ造梁部３１をＲＣ造とみなして求めた剛性を、ＲＣ造梁部３１への鉄骨の埋め込みによるせん断力の発生を考慮して変更する。
【選択図】図４

【特許請求の範囲】

【請求項1】

鉄骨からなる鉄骨造梁の梁端部が鉄筋コンクリート部に埋設して構成される鉄骨鉄筋コンクリート造梁部の荷重に対する変形量を弾塑性解析により算定する際、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部を鉄筋コンクリート造とみなして求めた剛性を、前記鉄筋コンクリート造梁部への前記鉄骨の埋め込みによるせん断力の発生を考慮して変更することを特徴とするハイブリッド梁の設計方法。

【請求項2】

前記荷重が集中荷重として前記鉄骨造梁に作用する点と前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部の基端部との距離をＬ₀、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部の長さをＬ_rcとしたとき、前記変更する剛性の低減率β_yを（２Ｌ₀－Ｌ_rc）／（３Ｌ₀－２Ｌ_rc）とすることを特徴とする請求項１に記載のハイブリッド梁の設計方法。

【請求項3】

前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部内の前記鉄骨の長手方向の両端部においてリブプレートを設けた場合、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部の変形量と回転量に、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部内における前記鉄骨の弾性剛性とよる変形と回転とを考慮して、前記荷重に対する変形量を算定することを特徴とする請求項１又は２に記載のハイブリッド梁の設計方法。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、ハイブリッド梁の設計方法に関する。

【背景技術】

【0002】

近年、中央部が鉄骨（Ｓ）造であり、両端部は鉄骨を鉄筋コンクリート（ＲＣ）で覆った複合構造の梁（ハイブリッド梁）を梁躯体とする建物が増加している（例えば、特許文献１から３参照）。ハイブリッド梁は、中央部がＳ造であるため、ＲＣ造の梁と比較して梁自重の軽減及び梁せいの減少を図ることができるので、梁のロングスパン化、コスト低減、平面計画の自由度の増大が可能になるなどの利点を有している。

【先行技術文献】

【特許文献】

【0003】

【特許文献1】特開２０２１－１１３４６４号公報

【特許文献2】特開２０２１－１１３４６５号公報

【特許文献3】特開２０２１－１１３４６６号公報

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0004】

しかしながら、従来は、建物を立体フレームで表現して弾塑性解析を行って荷重に対する梁の変形量を算定する際、ハイブリッド梁の鉄骨梁の端部を埋め込んだＲＣ造の梁端部において鉄骨の埋め込みを考慮していなかった。

【0005】

本発明は、以上の点に鑑み、鉄骨の埋め込みを考慮してＲＣ造の梁端部の変形量を算定することが可能なハイブリッド梁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】

【0006】

本発明のハイブリッド梁の設計方法は、鉄骨からなる鉄骨梁の梁端部が鉄筋コンクリート部に埋設して構成される鉄骨鉄筋コンクリート造梁部の荷重に対する変形量を弾塑性解析により算定する際、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部を鉄筋コンクリート造とみなして求めた剛性を、前記鉄筋コンクリート造梁部への前記鉄骨の埋め込みによるせん断力の発生を考慮して変更することを特徴とする。

【0007】

本発明によれば、鉄筋コンクリート造梁部に埋め込まれた鉄骨のてこ反力によって発生するせん断力により鉄筋コンクリート造梁部における剛性が見かけ上低下することを考慮することが可能となる。

【0008】

そして、本発明のハイブリッド梁の設計方法において、下述する試験結果から、前記荷重が集中荷重として前記鉄骨造梁に作用する点と前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部の基端部との距離をＬ₀、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部の長さをＬ_rcとしたとき、前記変更する剛性の低減率β_yを（２Ｌ₀－Ｌ_rc）／（３Ｌ₀－２Ｌ_rc）とすることが好ましい。

【0009】

また、本発明のハイブリッド梁の設計方法において、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部内の前記鉄骨の長手方向の両端部においてリブプレートを設けた場合、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部の変形量と回転量に、前記鉄骨鉄筋コンクリート造梁部内における前記鉄骨の弾性剛性とよる変形と回転とを考慮して、前記荷重に対する変形量を算定することが好ましい。

【0010】

この場合、リブプレートを設けた場合も、鉄筋コンクリート造梁部に埋め込まれた鉄骨のてこ反力によって発生するせん断力により鉄筋コンクリート造梁部における剛性が見かけ上低下することを考慮することが可能となる。

【図面の簡単な説明】

【0011】

【図1】本発明の実施形態に係るハイブリッド梁の設計方法が適用されるハイブリッド梁の一例を示す概略正面図。

【図2】試験体の概略縦断面図。

【図3】図２のIIIーIII線における概略断面図。

【図4】ＲＣ造梁部とＳ造梁部との変形を示す模式図。

【図5】変形と荷重との関係を模式的に示すグラフ。

【図6】試験体Ｎｏ．４－１の試験結果における変形と荷重との関係を示すグラフ。

【図7】試験体Ｎｏ．５－６の試験結果における変形と荷重との関係を示すグラフ。

【発明を実施するための形態】

【0012】

本発明の実施形態に係るハイブリッド梁の設計方法が適用されるハイブリッド梁１０の一例について図面を参照して説明する。本設計方法が適用されるハイブリッド梁は、例えば、上記特許文献１から３に記載されたものである。なお、図１から図３は模式的に説明するための図であり、寸法はデフォルメされている。

【0013】

ハイブリッド梁１０は、図１に示すように、対向する柱１１の間に架け渡されたＨ型鋼やＩ型鋼等の型鋼からなる鉄骨１２の両端部が鉄筋コンクリート（ＲＣ）造の構造体１３に埋設されてなる梁である。なお、ハイブリッド梁１０は、図示しないが、ＲＣ造の基礎と一体化したＲＣ造の構造体に鉄骨１２の端部が埋設されてなるものであってもよい。

【0014】

ハイブリッド梁１０は、その中央部が、鉄骨１２がそのまま露出した鉄骨造梁部（Ｓ造梁部）１４となっており、その両端部が、鉄骨１２がＲＣ造の構造体１３で覆われたＳＲＣ造梁部１５となっている。

【0015】

柱１１は、鉄筋コンクリート造からなるものであり、詳細は図示しないが、内部に、複数の柱主筋、及び柱主筋を囲繞するせん断補強筋などが配筋されている。

【0016】

ＳＲＣ造梁部１５は、図２及び図３を参照して、その内部に、鉄骨１２、鉄骨１２の上方および下方に配置されハイブリッド梁１０の長手方向に沿って延在する複数の梁主筋１６、及び、これら梁主筋１６を囲繞する複数のせん断補強筋１７などが設けられている。梁主筋１６は柱１１内まで延びている。また、梁主筋１６の柱梁接合部への定着は、定着金物あるいは折り曲げ定着により行われる。梁主筋１６の先端部には定着ピース１８が設けられている。定着ピース１８は、梁主筋１６の先端のねじ部に螺合するナット部と、このナット部に固定された鋼鉄板とからなっている、

【0017】

そして、ＳＲＣ造梁部１５の基端部（柱１１側の端部）及び先端部（Ｓ造梁部１４側の端部）においては、せん断補強筋１７が配筋されている中間領域よりも間隔が狭く密に集中補強筋（せん断補強筋）１９が配筋されている。また、各せん断補強筋１７及び集中補強筋１９には、中子筋２０が配筋されている。

【0018】

さらに、必要に応じて、ＳＲＣ造梁部１５の内部の鉄骨１２において、終端部（柱１１側の端部）及び始端部（Ｓ造梁部１４側の端部）に、左右の上フランジと下フランジとの間をそれぞれ接続する鉄鋼製のリブプレート（塞ぎ板）２１が隅肉溶接により設けられていてもよい。なお、リブプレート２１の板厚は鉄骨１２のウエブの厚さ以上であることが好ましい。

【0019】

そして、ＳＲＣ造梁部１５は、現場打ちコンクリートで製作される。コンクリートは、普通コンクリートでも、繊維補強コンクリートでもよい。

【0020】

ところで、建物を立体フレームで表現して弾塑性解析を行って荷重に対する梁の変形量を算定し、構造上の安全性を確認することがある。

【0021】

ここでは、図４に示すように、固定端側をＲＣ造梁部３１、自由端側をＳ造梁部３２とした片持ち梁形式のハイブリッド梁３０において、自由端側のＡ点に集中荷重Ｑを受け場合に生じるＡ点における変形量を求める場合を例に挙げて説明する。ハイブリッド梁３０の自由端点Ａにおける鉛直方向の変形_Aδと荷重Ｑとの関係は、図５に示すように、トリリニア型となる。

【0022】

第１の折り点Ｐ１は、以下で説明するように、ＲＣ造梁部３１とＳ造梁部３２の弾性剛性と、ＲＣ造梁部３１の端部のＲＣ断面の曲げひび割れ耐力から定まる。ただし、ＲＣ造梁部３１に埋め込まれた鉄骨の抜け出し、ＲＣ造梁部３１とＳ造梁部３２との切り替え部におけるせん断破壊、ＲＣ造梁部３１の支圧破壊（圧縮破壊）は生じないものする。

【0023】

自由端点Ａにおける変形_Aδは、ＲＣ造梁部３１の変形_rcδ、ＲＣ造梁部３１の回転によるＳ造梁部３２の変形_rcθ、Ｓ造梁部３２自体の変形_Sδの和として、式（１）から算出される。
_Aδ＝_rcδ＋_rcθ・Ｌ_s＋_sδ ・・・ （１）
ここで、Ｌ_sはＳ造梁部３２の長さである。

【0024】

曲げひび割れ時の変形δ_eは、弾性理論により、式（２）から定まる。
δ_e＝_rcδ_e＋_rcθ_e・Ｌ_s＋_sδ_e ・・・ （２）

【0025】

式（２）の右辺第１項である曲げひび割れ時のＲＣ造梁部３１の変形_rcδ_eは、式（３）から求まる。
_rcδ_e＝Ｑ_hc／_rcＫ_e ・・・ （３）

【0026】

ここで、Ｑ_hcは、曲げひび割れ時のせん断力［Ｎ］であり、曲げひび割れモーメントをＭ_bc［Ｎ／ｍｍ］、ハイブリッド梁３０のせん断スパン長をＬ₀［ｍｍ］としたとき、Ｑ_hc＝Ｍ_bc／Ｌ₀から求まる。なお、Ｍ_bcは、断面係数を_eＺ［ｍｍ^３］、コンクリートの圧縮強度［Ｎ／ｍｍ^２］を_cσ_Bとしたとき、Ｍ_bc＝０．５６√_cσ_B・_eＺから求まる。

【0027】

そして、_rcＫ_eは、ＲＣ造梁部３１の等価剛性［Ｎ／ｍｍ］であり、式（４）から求まる。
_rcＫ_e＝１／｛（１／_rcＫ_em）＋（１／_reＫ_es）｝ ・・・ （４）

【0028】

ここで、_rcＫ_emは、ＲＣ造梁部３１の弾性曲げ剛性［Ｎ／ｍｍ］であり、式（５）から求まる。
_rcＫ_em＝６_cＥ・_rcＩ_e／｛Ｌ_rc ^２（３Ｌ₀－２Ｌ_rc）｝ ・・・ （５）

【0029】

ここで、_cＥはコンクリートのヤング係数［Ｎ／ｍｍ^２］、Ｌ_rcはＲＣ造梁部３１の長さ［ｍｍ］である。_rcＩ_eは、鉄骨は考慮しないが、梁主筋は考慮したＲＣ造梁部３１の等価断面二次モーメント［Ｎ／ｍｍ］であり、式（６）から求まる 。
_rcＩ_e＝Φ_r・Ｉ_o ・・・ （６）

【0030】

ここで、Φ_rは、断面二次モーメント増大率であり、式（７）から求める。
Φ_r＝１２（１／３－ｇ_ol＋ｇ_0l ^２）
＋１２ｎ・ｐ_l｛（１－ｇ_ol－_rcｄ_ol）^２＋（ｇ_ol－_rcｄ_l1）^２γ｝ ・・・ （７）

【0031】

ここで、ｇ_olは、式（８）から求まる。
ｇ_ol＝｛０．５＋ｎ・ｐ_l（１－_rcｄ_c1＋_rcｄ_cl・γ）｝／｛１＋ｎ・ｐ_l（１＋γ）｝
・・・ （８）

【0032】

ここで、ｎは、前述したコンクリートのヤング係数_cＥ［Ｎ／ｍｍ^２］と梁主筋のヤング係数_sＥ［Ｎ／ｍｍ^２］の比であり、ｎ＝_sＥ／_cＥから求まる。そして、ｐ_lは、引張鉄筋比であり、_amａ_lを引張側鉄筋の断面積［ｍｍ^２］、_rcｂをＲＣ造梁部３１の梁幅［ｍｍ］、_rcＤをＲＣ造梁部３１の梁せい［ｍｍ］としたとき、ｐ_l＝_amａ_l／（_rcｂ・_rcＤ）から求まる。

【0033】

そして、γは、_mａ_cを圧縮側鉄筋の断面積［ｍｍ］としたとき、_mａ_c／_mａ_lから求まる。_rcｄ_l1は、_rcｄ_lを引張縁から引張側鉄筋重心位置までの距離としたとき、_rcｄ_l／_rcＤから求まる。_rcｄ_c1は、_rcｄ_cを圧縮縁から圧縮側鉄筋重心位置までの距離としたとき、_rcｄ_c／_rcＤから求まる。

【0034】

さらに、式（６）におけるＩ_oは、無筋ＲＣ断面の場合の断面２次モーメント［Ｎ・ｍ］であり、Ｉ_o＝_rcｂ・_rcＤ^３／１２から求まる。

【0035】

また、式（４）における_reＫ_esは、ＲＣ造梁部３１の弾性変形せん断剛性［Ｎ／ｍｍ］であり、式（９）から求まる。
_reＫ_es＝_cＧ・_rcＡ_es／（_rcκ・Ｌ_rc） ・・・ （９）
ここで、_cＧは、コンクリートのせん断弾性係数［Ｎ／ｍｍ］であり、_rcＡ_esは、ＲＣ造梁部３１のせん断変形等価断面積［ｍｍ^２］であり、_rcκは、ＲＣ断面の形状係数である。

【0036】

そして、式（２）の右辺第２項である曲げひび割れ時のＲＣ造梁部３１の回転角_rcθ_eは、式（１０）から求まる。
_rcθ_e＝Ｑ_hc／_θＫ_e ・・・ （１０）

【0037】

ここで、_θＫ_eは、ＲＣ造梁部３１の弾性回転剛性［Ｎ／ｒａｄ］であり、式（１１）から求まる。
_θＫ_e＝２_cＥ・_rcＩ_e／｛Ｌ_rc（２Ｌ₀－Ｌ_rc）｝ ・・・ （１１）

【0038】

そして、式（２）の右辺第３項である曲げひび割れ時のＳ造梁部３２の変形_sδ_eは、式（１２）から求まる。
_sδ_e＝Ｑ_hc／_sＫ_e ・・・ （１２）

【0039】

ここで、_sＫ_eは、Ｓ造梁部３２の等価剛性［Ｎ／ｍｍ］であり、式（１３）から求まる。
_sＫ_e＝１／（１／_sＫ_em＋１／_sＫ_es） ・・・ （１３）

【0040】

ここで、_sＫ_emは、Ｓ造梁部３２の弾性曲げ断剛性［Ｎ・ｍ］であり、式（１４）から求まる。
_sＫ_em＝３Ｅ_s・Ｉ_s／Ｌ_s ^３ ・・・ （１４）
ここで、Ｉ_sは、Ｓ造梁部３２の断面２次モーメント［ｍｍ^４］であり、Ｌ_sは、Ｓ造梁部３２の長さ［ｍ］である。

【0041】

一方、_sＫ_esは、Ｓ造梁部３２の弾性せん断剛性［Ｎ・ｍ］であり、式（１５）から求める。
_sＫ_es＝_sＧ・_sＡ／（_sκ・Ｌ_s） ・・・ （１５）
ここで、_sＧは、Ｓ造梁部３２のせん断弾性係数［Ｎ／ｍｍ^２］であり、_sＡは、Ｓ造梁部３２の断面積［ｍｍ^２］であり、_sκは、Ｓ造梁部３２の断面の形状係数であり、Ｈ型鋼の場合は１．２である。

【0042】

第２の折り点Ｐ２は、以下で説明するように、復元力特性であるＲＣ造梁部３１の剛性低下率α_yと曲げ終局耐力Ｍ_hyから定まる。

【0043】

曲げ降伏時の変形δ_yは、弾性理論により式（１６）から定まる。
δ_y＝_rcδ_y＋_rcθ_y・Ｌ_s＋_sδ_y ・・・ （１６）

【0044】

式（１６）の右辺第１項である曲げ降伏時のＲＣ造梁部３１の変形_rcδ_yは、式（１７）から求まる。
_rcδ_y＝Ｑ_hy／（α_y・_rcＫ_e） ・・・ （１７）
ここで、Ｑ_hyは、ＲＣ造梁部３１の曲げ降伏時せん断力［Ｎ］であり、Ｑ_hy＝Ｍ_hy／Ｌ₀により求まる。ここで、Ｍ_hyはＲＣ造梁部３１の曲げ終局耐力である。α_yはＲＣ造梁部の剛性低下率である。

【0045】

式（１６）の右辺第２項である曲げ降伏時のＲＣ造梁部３１の回転角_rcθ_yは、式（１８）から求まる。
_rcθ_y＝Ｑ_hy／（α_y・β_y・_θＫ_e） ・・・ （１８）

【0046】

式（２）の右辺第３項である曲げ降伏時のＳ造梁部３２の変形_sδ_yは、式（１９）から求まる。
_sδ_y＝Ｑ_hy／_sＫ_e ・・・ （１９）

【0047】

式（１７）及び式（１８）におけるＲＣ造梁部３１の剛性低下率α_yは、慣用的に用いられている菅野式においては、ａ／_rcＤ≧２．０の場合、式（２０）により求めている。なお、ａは、せん断スパン長さＬ［ｍｍ］であり、ここでは、ＲＣ造梁部３１の長さＬ_rcである。
α_y＝（０．０４３＋１．６４ｎ・ｐ_l＋０．０４３・ａ／（_rcｄ／_rcＤ）^２
・・・ （２０）

【0048】

また、菅野式においては、ＲＣ造梁部３１の剛性低下率α_yは、ａ／_rcＤ＜２．０の場合、式（２１）により求めている。
α_y＝（－０．０８３６＋０，１５９ｄ／_rcＤ）（_rcｄ／_rcＤ）^２ ・・・ （２１）

【0049】

発明者は、上記式（２１）及び式（２２）の菅野式の計算式を用いた曲げ降伏時の剛性低下率α_yが、ハイブリッド梁１０においても妥当であるか否かを確認するために、以下で説明する試験体を用意した。

【0050】

試験体として、Ｎｏ．４－１～Ｎｏ．４－６及びＮｏ．５－１～Ｎｏ．５－１２の合計１８体の試験体を用意した。各試験体の緒元を表１から表３にまとめた。試験体Ｎｏ．４－１～Ｎｏ．４－４及びＮｏ．５－１～Ｎｏ．５－１０、Ｎｏ．５－１２の合計１５体は曲げ降伏型とあり、試験体Ｎｏ．４－５、Ｎｏ．４－６及びＮｏ．５－１１の合計３体はせん断破壊型であった。

【0051】

【表1】

【0052】

【表2】

【0053】

【表3】

【0054】

試験体は、実建物を１／２から２／３程度に縮小したものを想定して寸法を定めた。図２及び図３を参照して、片持ち状態である試験体の加力点までの距離Ｌ₁は２４２５ｍｍであり、反曲点間の距離Ｌ₂は２３５０ｍｍであった。

【0055】

試験体Ｎｏ．４－１においては、鉄骨１２として、高さ（Ｓ造梁部１４の梁せい）Ｈ_s５００ｍｍ、辺の長さ（Ｓ造梁部１４の梁幅）Ｂ_s２００ｍｍ、ウエブの厚さ９ｍｍ、フランジの厚さ１６ｍｍのＳＮ４９０ＢからなるＨ型鋼を用いた。この鉄骨１２のＳＲＣ造梁部１５への埋め込み長さＬ₃は１０００ｍｍであり、リブプレート２１は設けなかった。

【0056】

試験体Ｎｏ．４－１においては、ＳＲＣ造梁部１５は、高さ（梁せい）Ｈ_SRC８００ｍｍ、幅（梁幅）Ｂ_SRC６５０ｍｍ、長さＬ_SRC１０７５ｍｍであり、設計基準強度Ｆｃが３６Ｎ／ｍｍ²のコンクリートを用いて形成した。

【0057】

試験体Ｎｏ．４－１においては、ＳＲＣ造梁部１５において、梁主筋１６として、直径１９ｍｍのＳＤ３９０からなる鉄筋を上段及び下段に水平方向に８本ずつ、その内側に２本ずつ配筋した。中間領域のせん断補強筋１７として、直径８ｍｍのＫＳＳ７８５からなる鉄筋を、梁主筋１６を囲繞させて６０ｍｍの間隔ｓ1で配筋した。さらに、ＳＲＣ造梁部１５の始端部に集中補強筋１９として、直径１０ｍｍのＫＳＳ７８５からなる鉄筋で梁主筋１６を囲繞させて３０ｍｍの間隔Ｓ2で５組配筋した。また、ＳＲＣ造梁部１５の終端部に集中補強筋１９として、直径８ｍｍのＫＳＳ７８５からなる鉄筋で梁主筋１６を囲繞させて３０ｍｍの間隔Ｓ2で５組配筋した。

【0058】

そして、試験体Ｎｏ．４－１においては、ＳＲＣ造梁部１５の端部のせん断余裕度（＝曲げ耐力時のせん断耐力_JＱ_{U_vu}／せん断耐力時のせん断耐力_JＱ_{U_mu}）は、１を超えており、破壊形式は、曲げ破壊形式である。

【0059】

試験体Ｎｏ.４－２は、試験体Ｎｏ.４－１とは、ＳＲＣ造梁部１５の梁せいＨ_SRCが６７０ｍｍと低く、集中補強筋１９の配筋を４組ずつに減じた点のみが相違する。

【0060】

試験体Ｎｏ.４－３は、試験体Ｎｏ.４－２とは、ＳＲＣ造梁部１５の梁幅Ｂ_SRCが５００ｍｍと狭く、せん断補強筋１７の間隔Ｓ1を７５ｍｍに広げた点のみが相違する。試験体Ｎｏ.４－４は、試験体Ｎｏ.４－２とは、ＳＲＣ造梁部１５の始端部及び終端部において、鉄骨１２のウエブと同じ厚さの鋼板からなるリブプレート２１を隅肉溶接で鉄骨１２に固定した点のみが相違する。

【0061】

試験体Ｎｏ.４－５は、試験体Ｎｏ.４－３とは、ＳＲＣ造梁部１５の上段及び下段における梁主筋１６の本数を６本ずつに削減した点のみが相違する。試験体Ｎｏ.４－６は、試験体Ｎｏ.４－５とは、ＳＲＣ造梁部１５に設計基準強度Ｆｃを３０Ｎ／ｍｍ²に低下させたコンクリートを用いた点のみが相違する。

【0062】

試験体Ｎｏ.５－１は、試験体Ｎｏ.４－５とは、鉄骨１２のウエブの厚さを１０ｍｍと厚くし、ＳＲＣ造梁部１５に設計基準強度Ｆｃが２４Ｎ／ｍｍ²の低強度コンクリートを用い、梁主筋１６の直径を１６ｍｍの小径化するとともに材質をＳＤ３４５からなる低強度のものとし、せん断補強筋１７も直径６ｍｍと小径化するとともに材質をＳＤ３４５からなる低強度のものとし、せん断補強筋１７の間隔Ｓ1を５０ｍｍと狭くし、さらに、集中補強筋１９の配筋を３組ずつに減じた点のみが相違する。

【0063】

試験体Ｎｏ.５－２、Ｎｏ．５－４、Ｎｏ．５－６は、試験体Ｎｏ.５－１、Ｎｏ．５－３、Ｎｏ．５－５に対して、それぞれ、ＳＲＣ造梁部１５の始端部及び終端部において、鉄骨１２のウエブと同じ厚さの鋼板からなるリブプレート２１を隅肉溶接で鉄骨１２に固定した点のみが相違する。

【0064】

試験体Ｎｏ.５－３は、試験体Ｎｏ.４－５とは、鉄骨１２のウエブの厚さを１０ｍｍと厚くし、梁主筋１６の材質をＳＤ３９０からなる低強度のものとし、集中補強筋１９の配筋を３組ずつに減じた点のみが相違する。試験体Ｎｏ.５－５は、試験体Ｎｏ.５－３とは、せん断補強筋１７の間隔Ｓ1を１２５ｍｍに広げた点のみが相違する。

【0065】

試験体Ｎｏ.５－７は、試験体Ｎｏ.５－５とは、せん断補強筋１７の間隔Ｓ1を１５０ｍｍに広げた点のみが相違する。試験体Ｎｏ.５－８は、試験体Ｎｏ.５－７とは、ＳＲＣ造梁部１５に設計基準強度Ｆｃが４８Ｎ／ｍｍ²の高強度コンクリートを用い、せん断補強筋１７の間隔Ｓ1を７５ｍｍと狭くした点のみが相違する。

【0066】

試験体Ｎｏ.５－９は、試験体Ｎｏ.５－７とは、鉄骨１２として、高さＨ_S３５０ｍｍ、辺の長さＢ_S１７５ｍｍ、ウエブの厚さ７ｍｍ、フランジの厚さ１１ｍｍのＳＮ４９０ＢからなるＨ型鋼を用い、鉄骨１２の埋め込み深さＬ₃を７５０ｍｍとし、ＳＲＣ造梁部１５の断面を高さ（梁せい）Ｈ_SRC４００ｍｍ、幅（梁幅）Ｂ_SRC５１５ｍｍとし、梁主筋１６の直径を１６ｍｍの小径化し、せん断補強筋１７を直径６ｍｍと小径化するとともに、せん断補強筋１７の間隔Ｓ1を５０ｍｍと狭くし、始端側の集中補強筋１９の直径を８ｍｍ、始端側の集中補強筋１９の直径を６ｍｍと小径化した点のみが相違する。

【0067】

試験体Ｎｏ.５－１０は、試験体Ｎｏ.５－９とは、ＳＲＣ造梁部１５に設計基準強度Ｆｃが３０Ｎ／ｍｍ²に低下させたコンクリートを用いた点のみが相違する。試験体Ｎｏ.５－１１は、試験体Ｎｏ.５－７とは、ＳＲＣ造梁部１５の梁せいＨ_SRCを４５０ｍｍと低くし、ＳＲＣ造梁部１６の上段及び下段に７本ずつ、そして、その内側に４本ずつ梁主筋１６を配筋し、せん断補強筋１７の間隔Ｓ1を２００ｍｍに広げ、集中補強筋１９の配筋を４組ずつに増やした点のみが相違する。試験体Ｎｏ.５－１２は、試験体Ｎｏ.５－８とは、ＳＲＣ造梁部１５に設計基準強度Ｆｃが３６Ｎ／ｍｍ²のコンクリートを用いた点のみが相違する。

【0068】

上述した各試験体を用いて載荷試験を行った。この試験は、各試験体の基端を固定した片持ち梁の形式により、鉄骨１２の自由端側の加力点（基端からの距離Ｌ₁）にジャッキにより荷重を付加した。なお、図示しないが、載荷に伴う変形によりＳ造梁部１４にねじれが生じないようにＳ造梁部１４の先端に図示しないが面外振れ止め装置を取り付けた。

【0069】

載荷は、Ｓ造梁部１４の先端の撓み角が±（２．５，５，１０，１５，２０，３０，４０）×１０^-3ｒａｄの７水準を２サイクルずつ繰り返し、その後、＋１００×１０^-3ｒａｄまで一方向に単調載荷を行った。この載荷の間、加圧点における鉛直方向の変位_Aδ［ｍｍ］を測定した。

【0070】

試験体Ｎｏ．４－１における変位_Aδと荷重Ｑとの関係は、図６に示すグラフのようになった。図６において、菅野式の式（２２）及び式（２３）の何れを適用しても、第１折れ点Ｐ１から第２折れ点Ｐ２までの間において、実験結果による変位量に対して荷重が小さくなっている。これより、実験結果からは、菅野式を適用した場合、せん断ひび割れ以降の剛性が過大評価されており、実際の変位量よりも計算値の変位量は小さくなることが分かった。換言すれば、ＲＣ造梁部３１の剛性が実際よりも過大に計算されている。

【0071】

そこで、発明者は、このように剛性が過大に計算されている要因として、菅野式では、ＲＣ造梁部３１に埋め込まれている鉄骨を考慮していないことにあると考えた。

【0072】

上述したようなハイブリッド梁３０においては、ＲＣ造梁部３１の内部における鉄骨のてこ反力によってせん断力が増幅されていると仮定した。以下、具体的に説明する。

【0073】

鉄骨のてこ反力によるＲＣ造梁部３１のせん断力の増幅を無視した場合、図４を参照して、ＲＣ造梁部３１とＳ造梁部３２との境界面における中心点である点Ｂにおける曲げ変形_rcδ_em１及びたわみ角_rcφ_em１は、材料力学の一般式から、それぞれ式（２３）、式（２４）により定まる。
_rcδ_em１＝Ｑ（Ｌ₀－Ｌ_rc）Ｌ_rc ²／（２・_cＥ・_rcＩ_e）＋Ｑ・Ｌ_rc ^２／（３・_cＥ・_rcＩ_e）
＝Ｑ｛Ｌ_rc ²（３Ｌ₀－Ｌ_rc）／６・_cＥ・_rcＩ_e｝ ・・・ （２３）
_rcφ_em１＝Ｑ（Ｌ₀－Ｌ_rc）・Ｌ_rc／（_cＥ・_rcＩ_e）＋Ｑ・Ｌ_rc ^２／（２・_cＥ_rc・Ｉ_e）
＝Ｑ｛Ｌ_rc（２Ｌ₀－Ｌ_rc）／２・_cＥ・_rcＩ_e｝ ・・・ （２４）

【0074】

一方、鉄骨のてこ作用によるＲＣ造梁部３１におけるせん断応力の増幅を考慮した場合、式（２３）及び式（２４）において、ＱはＱ・Ｌ₀／Ｌ_rcとなり、それぞれ式（２５）及び式（２６）になる。
_rcδ_em２＝Ｑ（Ｌ₀－Ｌ_rc）Ｌ_rc ²／（２_cＥ・_rcＩ_e）＋Ｑ（Ｌ₀／Ｌ_rc）・L_rc ³／（３_cＥ・_rcＩ_e）
＝Ｑ｛Ｌ_rc ²（５Ｌ₀－３Ｌ_rc）／６・_cＥ・_rcＩ_e｝ ・・・ （２５）
_rcφ_em２ ＝Ｑ（Ｌ₀－Ｌ_rc）・Ｌ_rc／（_cＥ・_rcＩ_e）＋Ｑ（Ｌ₀／Ｌ_rc）Ｌ_rc ^２／（２_cＥ_rc・Ｉ_e）
＝Ｑ｛Ｌ_rc（３Ｌ₀－２Ｌ_rc）／２・_cＥ・_rcＩ_e｝ ・・・ （２６）

【0075】

Ｓ造梁部３２の先端の点Ａに集中荷重Ｑを受けたときの全体変形_Aδは、ＲＣ造梁部３１の回転に伴う鉄骨の回転が主であるので、ＲＣ造梁部３１内での鉄骨のてこ反力によるせん断力の増幅率β_yは、式（２７）から求まる。
β_y＝_rcφ_em２／_rcφ_em１＝（３Ｌ₀－２Ｌ_rc）／（２Ｌ₀－Ｌ_rc） ・・・ （２７）

【0076】

β_yは、てこ反力によるせん断力の割増を考慮したことにより、ＲＣ造梁部３１の剛性を見かけ上は低下させるとも言える。そこで、ここでは、β_yを見かけ上の剛性低下率と呼ぶ。なお、剛性低下率β_yは、本発明の低減率に相当する。

【0077】

そして、この見かけ上の剛性低下率β_yを用いて、式（１６）の右辺第１項である曲げ降伏時のＲＣ造梁部３１の変形_rcδ_yは、式（２８）から求めるものとする。
_rcδ_y＝Ｑ_hy／（α_y・β_y・_rcＫ_e） ・・・ （２８）
これは、式（１７）において、てこ圧力を考慮した場合、このようになるということである。

【0078】

見かけ上の剛性低下率β_yを導入して、変位_Aδと荷重Ｑとの関係を計算により求めた。その結果は、図６に示すように、第１折れ点Ｐ１から第２折れ点Ｐ２までの間において、実験結果と類似したものとなった。なお、試験体Ｎｏ．４－１以外の試験体においても概ね同様に実験結果と計算値が一致した。これより、式（２８）が妥当であることが確認された。

【0079】

上述ではリブプレート２１を設けていない場合について説明した。以下、リブプレート２１を設けた場合について説明する。なお、リブプレート２１の厚さは、Ｓ造梁部３２を構成する鉄骨のウエブの厚さ以上であることが好ましい。

【0080】

リブプレート２１を設けた場合も、式（２）は同様に成立するが、ＲＣ造梁部３１内に鉄骨が存在することを考慮する必要がある。そこで、式（２）の右辺第１項は、式（３）の代わりに式（２９）から求める。
_rcδ_e＝Ｑ_hc／_rcＫ_e＋Ｑ_hc／_rcsＫ_e ・・・ （２９）

【0081】

ここで、_rcsＫ_eは、ＲＣ造梁部３１内の鉄骨の等価剛性［Ｎ／ｍｍ］であり、式（３０）から求まる。
_rcsＫ_e＝１／｛（１／_rcsＫ_em）＋（１／_resＫ_es）｝ ・・・ （３０）

【0082】

ここで、_rcsＫ_emは、ＲＣ造梁部３１内の鉄骨の弾性曲げ剛性［Ｎ／ｍｍ］であり、式（３１）から求まる。
_rcsＫ_em＝６_sＥ・_sＩ／｛Ｌ_rc ^２（３Ｌ₀－２Ｌ_rc）｝ ・・・ （３１）
ここで、_sＥは鉄骨のヤング係数［Ｎ／ｍｍ^２］であり、_sＩは鉄骨の等価断面二次モーメント［Ｎ／ｍｍ］である。

【0083】

また、式（３０）における_resＫ_esは、鉄骨の弾性変形せん断剛性［Ｎ／ｍｍ］であり、式（３２）から求まる。
_resＫ_es＝_sＧ・_sＡ／（_sκ・Ｌ_rc） ・・・ （３２）

【0084】

そして、ＲＣ造梁部３１の弾性回転剛性_θＫ_e［Ｎ／ｒａｄ］を式（３３）から求め、これから式（２）の右辺第２項である曲げひび割れ時のＲＣ造梁部３１の回転角_rcθ_eを求める、
_θＫ_e＝２_cＥ・_rcＩ_e／｛Ｌ_rc（２Ｌ₀－Ｌ_rc）｝＋２_sＥ・_sＩ／｛Ｌ_rc（２Ｌ₀－Ｌ_rc）｝ ・・・ （３３）

【0085】

試験体Ｎｏ．５－６における変位_Aδと荷重Ｑとの関係は、図７に示すグラフのようになった。図７において、式（２９）を適用すると、第１折れ点Ｐ１から第２折れ点Ｐ２までの間において、実験結果による変位量に対して荷重が大きくなっている。これより、式（２９）を適用することにより、実際の変位量よりも計算値の変位量は大きくなることが分かった。なお、試験体Ｎｏ．５－６以外のリブプレート２１を設けた試験体Ｎｏ．４－４、Ｎｏ．５－２，４，１０も図７と同様の結果となった。

【0086】

このようにリブプレート２１を設けた場合、ＲＣ造梁部３１の変形量と回転量に、ＲＣ造梁部内における鉄骨の弾性剛性とよる変形と回転とを考慮した式（２９）により、変位_Aδを求めればよい。なお、リブプレート２１を設けた場合も、見かけ上の剛性低下率β_yを用いて変位_Aδを求めることが好ましい。

【0087】

なお、本発明の設計方法は、上述した実施形態に具体的に記載したハイブリッド梁１０に限定して適用されるものではなく、特許請求の範囲に記載した範囲内であれば適宜変更することができる。

【符号の説明】

【0088】

１０…ハイブリッド梁、 １１…柱、 １２…鉄骨、 １３…鉄筋コンクリート（ＲＣ）造の構造体、 １４…鉄骨造梁部（Ｓ造梁部）、 １５…鉄骨鉄筋コンクリート造梁部（ＳＲＣ造梁部）、 １６…梁主筋、 １７…せん断補強筋、 １８…定着ピース、 １９…集中補強筋、 ２０…中子筋、 ２１…リブプレート、 ３０…ハイブリッド梁、 ３１…ＲＣ造梁部、 ３２…Ｓ造梁部。

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】

【図5】

【図6】

【図7】