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基部に極軟鋼を用いた鋼製橋脚の耐震性能に関する研究

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愛知工業大学研究報告 第40号B 弔或17年

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基部に極軟鋼を用いた鋼製橋脚の耐震性能に関する研究

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山本亮明

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青木徹彦

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鈴木森晶

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Suzuki Moriaki Katsuhiro Yamamoto Tetsuhiko Aoki

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K句lword:Low Yield Steel, Bridge Pier, Seismic Resistαntperformαnce, Steel Box Section キ)ヲード:極軟鋼,橋郵,耐震性能ー鋼籍型断面

1

.

序論 1995年の兵庫県南部地震では高速道路等多数の重要公 共構造物が大きな被害を受けた。鋼製高速道路橋脚に関 しては、地震後多くの実験的、解析的研究が進められて はきたが、耐震性能とりわけ変形能を大きく向上させる 顕著な構造提案は必ずしもなされていない。都市と都市 結ぶ高速道路のような重要構造物では、崩壊してしまう と都市機能を麻痘させ、緊急車両の通行、救援物資等の 運搬、復旧作業に大きな支障となる。そのため、巨大地 震時によって局部的な損傷を許したとしても構造全体の 機能を維持することが重要である。橋脚では地震力によ る繰り返し力を受けたとき、エネノレギー吸収能力があり、 変形が大きくなっても耐荷力を保持する必要がある。 鋼製橋脚の変形性能を向上させる方法として、基部にコ ンクリートを充填させる方法山)州、基部付近のダイアブ ラム間隔を小さくする方法等が提案されている。基部にコ ンクリートを充填させる方法は簡単ではあるが、地震後の 損傷を補修する際、コンクリートが補修の妨げになること や、自重の増加により基礎構造物への負担増加等の問題が 十 愛 知 工 業 大 学 士 学 研 究 科 建 設 シ ス テ ム 工 学 専 攻

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t

愛 知 士 業 大 学 工 学 部 都 市 環 境 学 科 土 木 工 学 専 攻(豊田市) あるとの指摘がある。ダイアブラム間隔を小さくする方法 は、圧縮カによる鋼板の早期座屈を防止する点で、は一つの 優れた方法ではあるが、繰り返し力による累積塑性ひずみ に鋼材の変形能力が追従できない問題があると恩われる。 本研究では、銅製橋脚基部に極低降伏比鋼(以下略して 極軟鋼と呼ぶ)を用いて、一定荷重下で水平カ繰返し載荷 実験を行い、極軟鋼部分の座屈変形の基本的な挙動を知る ことを第 1の目的とし、橋脚としての耐震性能を実験的に 明らかにする。 極軟鋼は降伏点が低い代わりに伸び能力は普通鋼の約 2倍 もあり、大きな累積塑性ひずみに抵抗しうる。わが国ではす でに耐震用エネルギー吸収部材として特に建築分野で多く 使用されており、その基本的な性能はよく知られている 5)6)7)8)。極軟鋼を繰り返し荷重を受ける構造物の一部に直接 用いた場合、いくつかの間題がある。例えば極軟鋼の応力ひ ずみ問題において降伏踊り場長さがないか非常に短く、降伏 点が明確でないため基準値が決めにくいこと、繰り返し荷重 を受けると降伏曲面が上昇すること、また溶接残留応力の影 響等による座屈の早期発生の恐れ等があり、現象解明のため には実験的検証を欠かすことができない。今回の実験では降 伏強度 100N/mm2程度の極軟鋼 (LY100)を用い、板厚、リブ 本数を変えた実験を行い、これらのパラメ)タの違いに関す る基本繰り返し載荷の挙動を調べる。

(2)

2

実 験 計 画 お よ び 実 験 方 法

2

.

1

極 軟 鋼 の 力 学 特 性 実験計画に先立ち、極軟鋼の引張り試験を行った。試 験体は]IS1 A号試験片3本で、板厚は原材の 12mm(実測 値 12.3mm)である。試験により得られた応力ひずみ関係 を図 lに示す。表-1に極軟鋼 (LYlOO)と普通鋼 (SM490)の 引張り試験結果を示す。極軟鋼は降伏点が明確でなく普通 鋼に比べすぐに塑性域に入るため、初期勾配をどこまでを 初期勾配とするかによって大きくヤング率が変わる。そこ で、もう 1体引張り試験片を作成し以下の方法で引張り試 験を行った。今回用いた極軟鋼の公称値の降伏点100N/mm2 付近まで引張り、その後荷重を抜き再度引張り、その時の 上り勾配をヤング率とした。伸び率は38.5%に達した。降 伏点は、上記で求めたヤング率を初期勾配とし、 0.2%オフ セット値とした。以後普通鋼と区別するため極軟鋼の降伏 点をO"Ly、引張り強度をO"Luとおく。 表

-

1

引張り試験結果 鋼材名 LY100 SM490 ヤング半 E (GPa) 186 202 ポアソン比 V 0.28 0.28 降伏応力 o"y (MPa) 98.0 423 降伏ひずみ liy (μ) 2454 2099 最大応力 O"u (MPa) 270 574 伸び半 δ'el 0.39 0,18

2

.

2

実 験 供 詰 体 実験供試体は、過去に繰り返し載荷実験 10)が行われた 供試体の座屈した基部の部分を取り除き、そこに極軟鋼を 用いた。過去に繰り返し載荷実験が行われた供試体(以下 基準供試体と呼ぶ)は、 450mmX450聞の正方形断面で板厚 6問、リブは板厚6mm高さ 55mmで一辺につき 2本用いてい る。また、ダイアブラム間隔は橋脚の幅と等しい 450mm である。鋼種はSM490である。座屈部分を取り除いたその 部分に上下にダイアブラムとして板厚 9聞 の 普 通 鋼 を 溶 接し、その聞に高さ 150mmの極軟鋼を溶接する(図 2参照)。 極軟鋼部分の断面は、極軟鋼部分以外で座屈が起きないよ うに、基準供試体と今回用いる極軟鋼の引張り試験の結果を もとに板厚、リブ本数を決定した。板厚、リブ本数は水平力 がかかった時、極軟鋼部分が最大応力を迎えても普通鋼部分 が降伏点程度となるように、引張り試験での極軟鋼(LYlOO) の最大応力と普通鋼(SM490)の降伏応力をもとに決めた。 600

E

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F

判制

4

OO 干

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ミ 迫200 鉛直荷重P 図

-

1

D~平荷重 H

2 3 ひずみ(μ) 引張り試験結果

{

-

2

供試体図 4 [x105]

-

2

供試体寸法と各パラメータ

供 試 体 名 SM-T6-R2 LY-T9.4-RO LY-T12-RO LY-T7.8-R2 LY-T9.4-R2 しY-T6.3-R5

鋼 種 SM490 LY100 補 剛 板 幅 b

(

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)

450 453.4 456.0 451.8 453.4 450目3 補 剛 板 板 厚 t

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)

6 9.4 12 7.8 12 6開3 リ ブ 本 数 bs

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2 。 。 2 2 5 リブ幅 bs

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55 47 55 50 リ ブ 板 厚 ts

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6 10 12 11 ダ イ ア ブ ラ ム 間 隔 a

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450 150 供 試 体 向 さ h

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2420 2365 2360 2365 2387 2365 補 剛 板 幅 厚 比 RF 0.34 0.32 0.25 0.07 0.06 0.05 パ ラ メ ー タ RR 0.52 0.40 且。26 目。25 細 長 比 パ ラ メ ー タ λ 0.35 0.21 0.23 0.19 0.24 0.19 補 剛 材 剛 比

y

/

戸' 2.5 12.2 12.7 3.97

(3)

基部に極軟鋼を用いた銅製橋脚の耐震性能実験に関する研究 供試体はリブ無しで板厚を 12mm、9.4mmと変えた 2体、 補剛板一辺につきリブ 2本で板厚を 9.4剛、 7.8mmと変え た2体、補剛板一辺につきリブ5本で板厚6.3凹 を l体、 計5体の試験を行う。表 2に今回の研究での極軟鋼を用 いた銅製橋脚の供試体と、比較対照となる過去に繰り返し 載荷実験が行われた供試体(基準供試体)の断面寸法、各パ ラメータなどを示す。幅厚比パラメータ~, RR山2) の式を式 (1), (2)に示すO

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2

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に志じて次式より求める。 L

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7

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E 4n

2π2 (2) b:補剛板幅 句:降伏応力 t 補剛板板厚 E:ヤング係数 μ:ポアソン比 α:ダイアブラム間隔 α:アスペクト比(α二α/b) η:補剛材の剛比(11・Izlbt3) n 補剛材で区切られるパネルの数(補剛材木数十1) Iz:補剛材1本の断面2次モーメント(b/ら/3) 局:補剛材の断面積比(A

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bt)Az:補剛材1本の断面積 供 試 体 名 に つ い て 基 部 に 極 軟 鋼 を 用 い た 供 試 体 は LY(Low Yieldの略)、比較対照となる過去に繰り返し載荷 実験が行われた供試体(基準供試体)は SMをつけてある。 T の後の数字は補剛板の板厚を示し、 Rの後の数字は補剛板 一辺の補剛材(リブ)の本数を表している。

↑ ↑

t

一一補剛板一辺の補剛材(リブ)本数

I

L__一一補剛板の板厚(皿) 」一一一一極軟鋼の場合 LY、基準供試体の場合 SM (1)リブ無しの供試体

リブの無い供試体 LY-T9.4-ROと LY-T12-ROの 2体は、 板厚が厚く供試体幅 450四 に 対 し ダ イ ア ブ ラ ム 間 隔 も 150mmと狭く、表 2-2に示すように RFが O.32、0.25と小 さいため、リブが無くても十分であるだろうと考えられ、

1

5

3

板厚を 9.4mm、12mmと変えた 2体の実験を行う。板厚 9.4阻 の供試体 (LY一T9.4-RO)は極軟鋼の最大強度 σ回X と普通鋼 の降伏応力O'yの 比 よ り 求 め た 。 板 厚 12mm の 供 試 体 (LY-T12-RO)は今回使用した極軟鋼で、最も厚い板厚で、あっ たためその板厚を用いた。この2体により適切な板厚を明 らかにする。 (2)リブ付き供試体 リブ付き供試体 LY-T7.8一回、 LY-T9.4-R2、LY-T6.3-R5 の 3 体実験を行う。板厚 9.4mmでリブ 2本 の 供 試 体 (LY-T9.4-R3)はリブの無い供試体 (LY-T9.3-RO)と同様に 極軟鋼の最大強度見xと普通鋼の降伏応力O'yの比より板厚 を求め、それにリブを 2本用いた。板厚 7.8mmでリブ本数 2本 (LY-T7.8-R2)と板厚 6.3聞 で リ ブ 5本 (LY一T6.3-R5)の 2体の供試体は普通鋼部分の断面積と極軟鋼部分の断面 積の比が極軟鋼の最大強度O"maxと普通鋼の降伏応力O'yの比

とほぼ等しくなるように決めた。このように決めた理由と して極軟鋼部分以外での損傷を無くすためである。 2. 3実験載荷方法 実験装置図を図-3 に示す。載荷方法は上部工重量を想 定し一定鉛直荷重Pのもと、地震力に相当する繰り返し水 平荷重Hを同時に載荷する。繰り返し水平荷重は図-4に 示すように1サイクル目の変位

4

を基準とし土t号、土2街、 士38y" .と漸増させながら載荷する。繰り返し載荷実験で は 1サイクルの変位

4

は降伏水平変位とするのが一般的 である。しかし極軟鋼は図 1に示すように普通鋼に比べ 降伏点が低く、降伏点もはっきりしない。そのため極軟鋼 の降伏点を基準とすることはあまり適切でないと考えら 図

-

3

実験装置図

A 4 A q ペ υ n , ム 一 十 十 十 1 寸 組 長羽

生-~

-2~ 一一一一ー 3~

f

--4~ 一一一一ー 図

-

4

載荷パターン

(4)

れる。よって今回の実験では、比較対照となる過去に繰り 返し載荷実験を行った普通鋼の供試体(基準供試体)の降 伏 水 平 変 位 印 刷 を lサイクル目の変位

4

とする。上部工 重量を想定した鉛直荷重 P も基準供試体の降伏鉛直荷重 の20%になる 864kNとする。ただし,実験では載荷ビーム などを供試体の上に載せるため、それらの自重を除いた荷 重を載荷する。 3実験結果 3.1履歴曲線 図-5に水平荷重水平変位履歴曲線を示す。また、比較 対照、である基準供試体(SM-T6-R3)も示しである。 (a) LY-T9‘4-RO (リブ無し

t

=

9.4mm) はじめに図 5(b)に示すリブ無しの供試体 LY-T9.4-RO では、基準供試体に比べて強度、変形能ともに著しく小さ くなっており、極軟鋼の利点はない。実験では20yぐらい で早期に全体座屈変形が生じはじめ、これが繰り返しとと もに急速に大きくなっていった。変形モードは極軟鋼のす べてが外側に凸の状態で変形した(写真1(b)参照)。 (b)LY-T12-RO (リブ無し

t

=

12mm) 一方、板厚を大きくしたリブ無しの供試体LY-T12-ROは、 図-5(c)および包絡線図 6に示すように、もとの供試体と ほぼ同様の結果となった。しかし、荷重は12%増加し、変 形能は12免減少しており、この場合も極軟鋼の利点がでて いない。全体座屈が 30yから目に見えて生じ始め、変位の 上昇とともに著しく大きくなった。変形モードは極軟鋼の すべてが外側に凸の状態で変形した(写真 1(c)参照)。普 通鋼と異なる点は著しく大きな座屈変形が生じても、基準 供試体が座屈変形を生じた時に比べ荷重の低下が非常に 少ないことである。 (c)LY-T7.8-R2(リブ 2本付き

t

=

7.8mm) リブ2本をつけた供試体 LY-T7.8-R2では 30yより、リ ブ聞に凹みを生じる局部座屈を生じ、繰り返し荷重ともに 変形量が大きくなった。最大荷重は基準供試体とほぼ同程 度となり、変形も 50yまで順調に生じていたが、 60yには いる途中で、突然音とともに極軟鋼板中央部の横断方向に 脆性的破断を生じたため実験を終了した(写真 1(d)参照)。 破断時の塑性率は基準鋼供試体と同じ値で、あった。もし割 れが生じなかったなら、包絡線の外挿から判断して基準供 試体より約10見増加したと思われる。 割れが生じた原因は、リブ間の大きな座屈変形により、 材料が繰り返し曲げの影響を受け、累積塑性ひずみが限界 値を超えたためと恩われる。割れの防止のためには、リブ 間座屈変形を防止するように、さらに多くのリブを設ける ことが必要であろう。なお供試体基部の降伏清重時応力は 供試体LY-T9.4-ROと同様、極軟鋼の最大応力OLuの92切に 達しており板厚が若干薄すぎたともいえる。 (d)LY-T9.4-R2(リブ 2本付き

t

=

9.4mm) リブ2本をつけた供試体 LY-T9.4-R2でも前と同様 30y より、リブ聞に凹みを生じる局部座屈を生じ、繰り返し荷 400 400 400 A U ハ リ ハ リ ハ リ ハ u q , h 4 4

2 4

)

側提併特 ハ U A リ ハ リ ハ リ ハ り 勺 ム 今 4 ( 富 ) 制 剛 健 除 v y n u A り n u A リ ハ リ 今 ム 今 ム

( 宅

C 制 権 川 町 v T -400 -400 -400 -100 0 100 水平変位(mml (a)SM-T6-R3 回100 0 100 水平変位(mml (b)LY-T9. 4-RO ハ U A U n リ ハ リ ハ リ 今 L q L

E u

C

糊 権 川 町 v 一 同 400 400 n U ハ リ ハ リ ハ リ ハ リ ウ 戸 4 4 ( 富 ) 制 定 川 r v T -400 -100 0 100 水平変位(mml (d) LY-T7.8-R2 400 ~200

1

国1 0 健 在 ト 特200 -400 -100 0 100 水平変位(mml (e)LY-T9目4-R2 図

-

5

水平荷重一水平変位履歴曲線 -100 0 100 水平変位(mml (c)LY-

T

1

2-RO 同100 0 100 水平変位(mml (f) LY-T6. 3-R5

(5)

基部に極軟鋼を用いた銅製橋脚の耐震性能実験に関する研究 (a)SM-T6-R3 (d)LY-

T

7

.8-R2 (b) LY-T9‘4-RO (e)LY-T9目4-R2 写真一1 座屈状況 重をともに変形量が大きくなったがLY-T7.8-R2供試体に 比べ、その変形量は小さかった。(写真一1(8)参照)荷重 変形性能は図-5(巴)および図 6の包絡線を見てもわかる ように最大荷重H回X、変形量とも全供試体のうち最大とな った。最大荷重は基準供試体の約1.3倍、塑性率では実に 2. 6倍もの大きな値を示した。また、繰り返し載荷のサイ クノレご、とに最大荷重が増大する傾向が見られた。しかし荷 重の増大は極軟鋼板以外のところでの破壊が生じる可能 性があり、必ずしも望むものではない。基部の降伏荷重時 応力は供試体 LY-R2-7.8より少なく、極軟鋼の最大応力 σLuの 75同となっており、もう少し応力を負担させて劣化 を早めてもいいと思われるO (e) LY-T6司3-R5(リブ5本付きt=6.3mm) リブ5本付き供試体では、リブ聞の座屈は3dyでわずか に凹みがあり、その後徐々に大きくなったが、リブ2本供 400

Z

1倒

200 耗 ---<>--SM-T6-R3 一 企 ーLY-T12-RO --0-ーLY-T9.4-RI

50 150 水平変位(mm) (a)リブなし 100

1

5

5

(c)LY-T12-RO (f) LY-T6‘3-R5 試体に比べるとはるかに少なく、 5dyで最大強度367kNを 迎えた。その後極軟鋼の上端溶接ルート部にやや白くなっ た滑り線が見られ、 6dyでさらに大きくなり、小さな亀裂 となった。 7dyでは押し側、引き侭!とも亀裂幅がさらに大き くなり、荷重が低下した。 8dyに向かうところで亀裂がフラ ンジ全体に拡がった(写真一1(f)参照)ため実験を終了した。 リブ5本付きの供試体の挙動の特徴は、局部座屈変形が少 なく、極軟鋼端部で、亀裂が入ったことである。 3. 2包絡線、型性率、最大荷重 図 6に包絡線を、図 7に塑性率、最大荷重を示す。ま た、表 3に塑性率、最大荷重、降伏水平変位の値を示す。 LY-T9.4-ROの供試体では最大荷重と塑性率ともに基準 供試体に比べ大きく下回る結果となった。 LY-T12-ROの供 試体では最大荷重は基準供試体に比べ約 10九上回ったが 最大荷重以降急激な荷重低下が起き塑性率は約8刷、さい 400 ハ υ ハU 勺 ん 宕 { ) 剛 健 併 耗 図 6包絡線 50 100 水平変位(mm) (b)リブ付き

(6)

6 600 ( 五 ) 制 定

K

曜 ハ リ ハ リ ハ リ ハ リ A 斗 今 ' u 一 ll ﹁ I l l -↓1 I l l 1 1 ﹂ i 6 一 / / ア ﹂ 士 山 ヴ ル グ 率 一 悦 一 / 生 一 三 一 断 ゴ 町 一 民 4 ︿ の 一 H 一 体 一 の 一 試 一 体 一 供 一 試 一 準 一 供 一 基 一 準 一 ト ー 国 ﹁

L

ペ 斗 q h 時 川 盟 、 劉 ハ U

戸 、

J l 10 板厚(mm) (a)リブなし 12 600 10 8 株 主当 割 。 一 一 一 一 400~ 制 際 収 200由民 基準供試体の塑性率004.36 4静ーー一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一ー一一一一一ー一

1

2

0 8 10 板厚(mm) (b)リブ付き 図

-

7

聖性率・最大荷重 表-3 降伏水平荷重・塑性率・最大荷重・降伏水平変位 供 試 体 名 リブ本数降 伏 水 平 荷 重 最 大 荷 重 最 大 荷 重 比 塑 性 率 塑 性 率 比 降 伏 変 位 Hy(kN) H回x(kN) Hmax/Hmax.SM μ μ

I

J1sM 6y, 6yLY(凹) SM一回一ti(基準供試的 2 169 308 1 4.36 1 10 LY-RO-12

138 339 1.10 4.01 O. 92 6.9 LY-RO-9.4

174 201 0.65 1.79 0.41 9.3 LY-R2-7. 8 2 140 301 0.98 4.85 1.11 5.8 LY-R2-9.4 2 105 409 1.33 11.34 2. 60 7.1 LY-R5-6. 3 5 129 367 1.19 6.49 1.49 6. 7 注)Hy: 1サイクノレ目の水平荷重 Hm叫 SM、μSMは基準供試体の最大荷重、塑性率である0 OyLY:極軟鋼部分に張ったひずみゲージの値が極軟鋼の降伏ひずみに達した時の水平変位 値となった。その結果リブの無い供試体では極軟鋼の伸び 性能を生かすことが出来ていないことがわかる。写真 一1(b),(c)に示すように極軟鋼部分で大きく全体的に座屈 を起こしているためと考えられる。伸び性能告と生かすには 全体座屈を防ぐ必要がある。そのため変形能を向上させる には、全体座屈を防ぐリブが必要であると考えられる。 LY-T9.4-R2 の供試体では基準供試体に比べ最大荷重は 約30弘上回り塑性率では約2.6倍も上回り変形能が大きく 向上した。 LY-T7.8-R2の供試体では最大荷重は基準供試 体とほぼ同じ値を示した。しかし、 60yで脆性破壊を起こ したため塑性率は上昇しなかった。 LY-T6.3-R5 の供試体 では最大荷重は約 19路上回ったが溶接した部分で脆性破 壊を起こし塑性率はわずかに上回る結果となった。脆性破 壊を起こしてしまうと橋脚の大破壊につながる。そのため 脆性破壊を防ぐ必要がある。その1つの方法として、極軟 鋼部分の高さを大きくすることが考えられる。簡単のため, 基部の極軟鋼部分のひずみが長さ方向に一定とし,上部の 橋脚が剛体と仮定すると,極軟鋼部分の高さが2倍になれ ば,橋脚頂部の同じ変形量に対し、そこに生じるひずみは 半減し,累積塑性ひずみによる鋼材割れは生じにくくなる。 また繰返し応力によるひずみ硬化も少なくなる。 3.3エネルギー吸収量 図 5(a)~(e) に示した水平荷重水平変位履歴曲線から、各 荷重サイクルごとのエネルギー吸収量を求めると図 7のよう になる。比較対照の基準供試体より優れているのはリブ2本 付きの LY-T9.4-R2のみで、あった。もし割れが生じなければ、 リブ5本付きの LY-T6.3-R5およびリブ 2本付きの LY-T7.8-R2 がそれにつづくと思われる。エネルギー吸収は今回の場合、 おもに極軟鋼部分で行われているから、たとえばこの部分の 幅を2倍にすれば、エネルギ)を吸収する容積が 2倍になり エネノレギー吸収量は約 2倍になると予想される。また各部分 の容積塑性ひずみは2分のlになり割れが生じにくい。 x105]

~

1

5

稲 盛

0.5 2ヤ ム 今十 H

リブなし リブあり 格サイクノレの水平変位 図

-

8

エネルギー吸収量

(7)

基部に極軟鋼を用いた銅製橋脚の耐震性能実験に関する研究

1

5

7

4

結論 本研究は、伸び能力の大きい極軟鋼を橋脚基部に用いた 場合の基本的挙動とその耐震性能を実験的に明らかにす る目的で行われたものである。実験は材質 SM490、断面寸 法450X450mmの正方形補剛銅製橋脚の基部に2枚のダイ アブラムを介して、高さ 150mmの極軟鋼板を溶接し、リブ 無しで板厚を変えた2種、 2本リブで板厚を変えた2種、 リブ5本のものを1種、合計5体の実験供試体に繰り返し 載荷実験を行った。実験により得られた結論は以下のよう にまとめられる。 (1) リブ無し供試体では、板厚が厚かったにもかかわらず いずれも極軟鋼部に大きな凸状全体座屈を生じたため、強 度はもとの基準部材より大きくなった場合でも、十分な変 形性能が得られなかった。よって全体座屈防止のためリブ を設ける必要がある。 (2)リブが2本で板厚が7.8凹 のLY-T7.8-R2では、 2体と も全体座屈は生じなかったが、リブ間座屈が大きく生じ、 従来型供試体より変形性能は若干改善されたが、 66y直前 でフランジ幅の中央、全長にわたり脆性破断が生じた。し たがって大きなリブ間座屈変形は避けねばならない。 (3)リブ2本の場合LY一T7.8-R2より板厚を20九増加させた LY-T9.4-R2では、リブ間座屈が生じたが、変形能は非常 に大きくなり、塑性率は 11と従来型供試体の約 2.6倍に も増加した。しかし繰り返し載荷ごとに荷重が増大し、最 大荷重は基準供試体の約1.3倍にもなり、望ましくない結 果となった。またリブ2本の場合、強度、変形性能とも板 厚の変化に敏感で、あった。 (4) リブが5本で板厚6.3凹 のLY-T6.3-R5では、極軟鋼 板上端部の溶接部で亀裂が生じて破壊に至った。その理由 として局部座屈変形が少ないため極軟鋼板全体のひずみ が大きくなったためと考えられる。 謝辞 本実験は愛知工業大学の耐震実験センタ)で行った。実 験の際には、愛知工業大学耐震実験センターの鈴木博技術 員、愛知工業大学土木工学科学生、得に佐伯和彦君の協力 を得た。ここに記して感謝の意を表す。 参考文献 1)前野裕文、森下宣明、 GEH、青木徹彦、高野光史、吉 光友雄:コンクリートを充填した八角形断面鋼製橋脚 の耐震設計のための簡易解析法の開発、構造工学論文 集、 Vol.48A、pp667-674、2002 2)前野裕文、宇佐美勉、葛漢彬、岡本降、水谷慎吾、糸 井啓次:コンクリート部分充填鋼製八角形断面橋脚の 強度と変形能に関する実験的研究、構造工学論文集、 Vol.44A、pp189-199、1998 3)井浦雅司、折野明宏、石沢俊希:コンクリートを部分 充填した円形銅製橋脚の弾塑性挙動に関する研究、土 木学会論文集、 No.696、pp285-2982002 4)浅田秀史、宇佐美勉、 SUSANTHA

K

A S、GEH:薄肉及 び厚肉断面を有するコンクリー卜部分充填銅製橋脚の 統 一 的 耐 震 照 査 法 、 構 造 工 学 論 文 集 、 Vol.47A、 pp783-792、2001 5)藤津一善、清水考憲、上村健二・極軟鋼を用いた制震 ダンパーの構造性能、川崎製鉄技報、 1998年1月 6)原山浩一、中込忠男、 LEEK、堀江竜江、岩本剛低降 伏点銅の疲労特性に関する実験的研究、鋼構造年次論 文報告集、 Vol.6、pp.41-46、1998 7) 阿部雅人、藤野陽三、 YiZHENG、大野隆平:極軟鋼によ る高架橋の制震構造化、第10回日本地震工学シンポジ ウム論文集、 Vol.3、pp2851-2854、1998 8) 阿部雅人、藤野陽三、賀川義昭:低降伏点鋼の履歴吸収 エネノレギーを基準とした損傷指標、鋼構造年次論文報 告集、 Vol.7、pp331-336、1999 9)宮内靖昌、毛井崇博、藤村勝、木村充極低降伏点鋼ブ レースを用いて耐震補強されたRC骨組みの力学性状、 コンクリート工学論文集、Vol.24、No目2、ppl189-1194、 2002 (5)極軟鋼を橋脚基部に使用するとき、大きな座屈変形の 10)大西哲広、青木徹彦、宇佐美勉、水野豪、高原英彰: 繰り返しによる割れや、溶接熱影響部での累積ひずみ履歴 水平2方向荷重を受ける鋼製橋脚の強度と変形能に聞 による割れ、および極軟鋼板特有のひずみ履歴による強度 する実験的研究、土木学会第58四年次学術講演会講演 の増加を抑えるために、極軟鋼部分の高さは大きくする必 概要集、 1-004、 pp7-8、 2003 要がある。今回極軟鋼部分の高さ橋脚の幅の1/3で、あった 11) 社団法人日本道路協会道路橋示方書・同解説、 E鋼橋 が、1/2程度か2/3程度が必要と考えられる。 偏、 2002、3月 12)社団法人日本道路協会:道路橋示方書・同解説、V鋼橋 (7)極軟鋼板は繰り返し応力によるひずみ硬化の程度が 偏、 2002、3月 非常に大きい。これによる部材強度の増加を抑えるために、 比較的大きな局部座屈変形を許す方法も考えられるが、そ (受理 平成17年3月17日) の場合凸型変形部の繰り返し曲げによる累積ひずみの限 界値に注意が必要である。

参照

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