高温度における鋼柱のクリープ座屈(梗概) : その2 クリープ座屈実験および数値解析

(1)

[st

1]

UDC:614.S4:691

Journal

of

Structural

and

Construction

EngineeTing

H"ftee\fttsEXS"vaSM

{Transactiensof

AIJ)

No,361,

Marclt,

1986

ag

361

e･

waip

61

ff

3

A

CREEP

Part

BUCKLING

OF

STEEL

COLUMNS

AT

HIGH

TEMPERATURES

'

ll

Creep

btickling

tests

and

numerical

analysis

by

FUKUJIRO

FURUMURA',

TAKEO

AVE"

and

WHA-JUNG

KIM"",

Members

of

A.I.J.

1. Introduction

The

buckling

strength of asteel

column

may

be

considerably reduced

due

to

exposure

to

high

temperatures

during

a

fire,

because

of

the

reductions of modulus of elasticity and

the

_plastic

and

creep

strains of structural steel at

high

temperaturesi)L2}.

Especially,

at

temperatures

exceeding

5000C,

structural steels show

ahigh

creep

strain

rate

even

'

at

low

tensile

or compressive

stresses3)-T).

During

a

fire,

the

column

is

usually subjegted

to

aconstant

load

during

the

whole

heating

period

implying

a

large

creep

deformation.

Accordingly,

it

is

considered

that

the

column would

be

'

buckled

by

creep

deformation.

･

In

order

to

establish

the

basis

of a more reliable

design

method,

including

the

time

parameter,

for

determining

the

deformation

and collapse

load

of a celumn

in

a

fire,

an experimental

investigation

on ereep

buckling

of

H

cross section steel columns of

46.9 and

25.1

slenderness ratios under constant

axial

loads

with various eccentricities

at

high

temperatttres,

475,

500,

525,

5500C,

have

been

carried out.

By

_performing

a number

of

such

experiments

at

different

loadS,

eccentricities of

loading

points

and

temperatures,

the

creep

buckling

behavior

of steel columns

has

been

somewhat

clarified.

Tensile

and

creep

tests

were already carried out at various

high

temperatures

for

the

structural stee13) which

had

the

same

JIS

_gtade

but

not

the

same

mechanical

_properties

and

chemical

compositions

as

those

used

in

this

experiment

(see

Tables

1 to

6),

the

results

being

extrapolated

by

the

use of

the

stress-strain

relationships

of

these

different

steel materials

at

room

temperature

to

be

useful

in

the

analysis of creep

buckling

test

results.

Mechanical

and creep constants at

high

temperatures

were

determined

and

introduced

into

a computer

_program

_providing

the

cTeep

buckling

behavior

at

_given

loads,

eccentricities and

temperatures,

This

work

is

a

continuation

of

Ref.13.

2. Specimens

The

column specimens with

H

cross-section were

cut

eut

from

SM

50

structural steel

_plates

of

50

and

100 mm

thickness

in

the

same

direction

as

that

of

hot

rolling and

the

surfaces

of

a

steel

plate

were

_parallel

with

those

of celumn

flanges

(see

Fig.

26).

The

size of specimen,

the

mechanical

_preperties

and chemical cornpositions of steel

'

are shown

in

Figs.1

and

2,

Tables1

to

4. The

slenderness ratios of

the

test

specimens with

end

_plates

and attached

hinges

which

have

changes

in

cross-section are about

46.9 (H-44

×

40

×

4

×

6:approximately

lflO

$ize of a

prototype

column) and about

25.1 (H-85

×

75

×

8

×

12 :

appToximately

115

size of a

_prototype

column), respectively,

These

values are

determined

by

taking

into

account

the

situation where

the

steel columns of real

high-rise

buildings

would

buckled

under

the

condition

having

hinged

ends

(

A!46.

9)

and under

the

condition

having

fixed

ends

(X=:T25.

1)

in

fire.

That

is

to

say,

these

conditions correspond

to

the

case

in

which

every

column

in

a

fleor

would

be

subjected

to

the

same

fire

and

the

case

in

which

_partial

columns

in

a

floor

would

be

subjected

to

fire,

respectively.

i

_Professor,

_Dr.

_Sci.

_in

_Eng.

#

_Associate

_Professor.

_Dr.

Sci.

_in

Eng.

*#

_Graduate

_Student.

_M.

_Sci.

_in

_Eng.

(Manuscript

reeeived

September

11. 1985)

(2)

-142-NII-Electronic Library Service

t-....

i,

/ls-e1R

P5e

nJi'.[gL]1 75'k1

s"ap"

pt

i･-s

l/

k

E

ELw-o" e

ie:

g

p

Fig.1

Table1

Steelratio

Lcolumn:46.9)

Chemical

plate

used

.:r=

t`Q

Jspecimen

(Stendetness

(H-44

×

40

×

4

×

6)

cemposition

(%)

of

for

creep

buckling50

mm steel

tests

Jl59radecS+MnPsCu

xleoxlOOOx100

SM5015381502361

Table2Mechanical

properties

of used

for

creep

buckling

50

mm steel

prate

tests

JISgradeYieldStrengthCkglmml)TeneitestrengthCfptmmZ)Elongatbncth)

$M5035,78

54.0

33.0 Table3Chemical

composition

(%)

of

plate

used

for

creep

buckling100

mm steel tests

JISgradeCsiM.psCuNi

x100xlOOOx100

SM50194213919517s

Fig2

Table5

Table6

PllQ"nt-"pm

eaoo O-OQ

Li"LJ

Steel

column specirnen

(Slenderness

ratio

:

25. 1)

(H-85

×

75

×

8

×

12}

Chemical

composition

(%)

of

22

mm steel

plate

used

for

tensile creep

tests

JISgradecsiMnPs

x100x1000

SM501742t35208

Mechusedanical

properties

for

tensile creepef

22

mm steel

_plate

tests

JISgradeYieLdStrengthCkgtmm2)Tensii;.S,t:ie::ShElengation(-1-)

SM5036.16

54.32 32,41

H-44x40x4x6Table7

Testconditions

Bleolsoi-sTO.3a2or502"a261SO,25O,237SO,225

17,5eo.

.

L!g･o

/'o

'ooe.eooe

Ll!!'

....

o

oe

e/ H-e5x7Sx8x12

Table4

Mechanical

properties

ef

100

mm steel

_plate

used

for

creep

buckling

tests

O,L75tc

O,5coic e,scst

O/Scoic

B=Pl{AF) e/ Eecentric

distance(mm)

P/Axia1 lead(ten) A/SectixiaL ar"a

(cm!)

F/F.valueC3.0tentcmi)

%.1=6e.G"en,H-85x75xex12

%.1=le2Ltom,H-44:aOx4"6

3. Testing

procedure

Creep

buckling

tests

were carried

out

on a

150 ton

universal

testing

machine

equipped with an

electric

furnace,

Each

specimens

were

tested

at

high

temperatures

which covered

the

475 to

5so"C

temperature

range

at

25'C

lncrements,

The

applied axial

loads

at each

temperature

were one

to

six

levels

at

O.

025 increments

(H-85

×

75

×

8

×

12>

and

three

to

_six

levels

at

O.

025

or

O. O125

increments

(H-44

×

40

×

4

×

6)

ofB equal

to

_PIAF,

where

P

is

axial

load

A

is

'

-143-JISgradeYietdStrengthCkglmm2)TenslLpStrength{ngtmm2)Etengatien(v.)

SM5032,78

53.0 34,O

eeO,4O.37SO,35O.S25O.3O,275 o.oeee Z5

o

o 5,O e'o

o

L.7,5.

o Q 10.0o e e 12,5o

Lisooo

_-....

o-

oeeeoe

o

(3)

sectional

area

and

F

(;3.0

tonlcmZ)

is

the

value

based

on

the

steel structure

design

code of

the

Architectural

Institute

of

Japanii).

The

yalues of

fi

cover

the

O.

275 to

O,

4 range

(H-85

×

75

×

8

×

12)

and

O.

225 to

O.

35

range

(H-44

×

40

×

4

×

6)

which

include

the

cases

of

real

high-rise

buildings

in

Japan.

These

values are

determined

by

taking

into

account

the

fact

that

the

applied

axial･loacls

of columns of

high-rise

buildings

in

Japan,are

approximately

equal

to

_1,

_O

'

tonlcm2

fer

the

H-column

and

1.2 tonlcmZ

for

the

box-column.

The

eccentric

distances

of

applied

loads

cover

the

O. O

to

15.0

mm range

<H-85X75X8

×

12)

and

7,

5 to

IZ.

5

mm

'

range

(H-44

×

40

×

4

×

6)

at

2.5

rnm

increments.

These

values

have

been

determined

maihly

for

experimental

reasons,

but

the

effects of

large

lateral

displacements

of

column

heads

due

to

expansiQn of

the

bealns

and slabs _above

the

fire

room and various

imperfections

have

been

also

taken

inte

consideration,

The

whole

test

conditions

of

column

specimens are

_given

in

Table

7. In

addition

to

these

test

conditions,

the

tests

under

step-wise

varying

load

have

been

carried out

by

using only

three

column specimens

(H-85

×

75

×

8

×

12)

and

two

column specimens

(H-44

×

40

×

4

×

6),

For

further

details

of

testing

procedure,

the

reader should refer

to

Ref.

13.

4. Test

results

Fig.

3

shows

the

creep

buckled

column

specimens.

Figures

4 to

_Z5

show

the

variation

of

cblumn

lateral

deflection

and

contraction

versus

time

under

the

various

temperatures,

loads

and

eccentricities

fegarding

all column

specimens.

Frorn

these

figures,

it'is

understood

how

the

creep

buckling

life

of

the

column

is

_greatly

affected

by

temperature,

load

and

eccentricity.

After

the

lateral

deflections

at

the

niid-length

of

the

column specimens

have

reached about

7,5mm

('H-44

×

40

×

4X6)

and

10mm

(H-85

×

75

×

8

×

12>,

the

deflection

and contraction rate of

'

columns

begin

to

increase

rapidly

because

of

the

increased

moment

due

to

the

increase

of

lateral

deflection.

Generally

speaking,

the

column

lateral

deflection

and contraction

inc:ease

rapidly

at

the

first

stage of

the

creep

buckling

test

by

the

influence

of

_primary

creep of steel material.

After

the

first

stage,

the

deflection

and contraction rate

become

temporarily

censtant.

However,

before

long

they

begin

to

increase

again acceleratively

because

of

the

'

rofiim] ua ..To"vn

>6

llllll',if',val,･,:,//,is'･,i'/ll･ll'{,X,$･;.i,/,/.k"{z,ge,gi.///'t.lll'i,'i/1hm,l{:'kii.i.ll//',/"tl/,1/,il'k':･i/-//,.

gr,fii/,i･,}i,:;imai;nv#/i･/tmi,,ik,,I//ee,I,,//,/g/\'i//L',g･,},i'g/'g/'geii･f/･,/"g,･f/g･i'it./mp'//,,･i/',tk.;E/i'

Fig.3

Specimen

after creep

buckling

tests

lo

p-o,1

:

: l

;

' '

JJ

ill

t

titstitx2e..'

''iip 1 l

:

l

i

`

it/ttt

_{-itt.t'''''''}

lii

p.ovs

:3

' ' ll ''.J 2 EnPERiewTM,

6trruto

sDok tntorrvn

-

EtPEmuEMML

----

mmTED

P.O.IST5

P.02

i/

---

CALtuNan tl/ !l

'.l-t m le

Edevn)

soot e=1,sthth

' 3 1 1

5 fi

''p=ans

i/

1tt

6imm)

sOek e=T5rrun

-EPEasreM---

caLanmo BnO]s i F jt

1

..- P.as15

l;F

_tt-t.r."

5

6

e oo lm O co 1ro TIMECndtti TIntstultdi

Fig.4

Lateral

deflection

and contraction versus time under

constant

loqd

(H-44

×

40

×

4

×

6)

-144-e co 1ro e co 1to

TIHEma THMEtdetel)

'

Fig.5

Lateral

cleflection

and contraction versus

time

constant

load

(H-44

×

40

×

4X6)

5{mm)

boote -=12,sfiu-to

T

,, p.

:

ps "7,'S

l)'E

:

a`"M"'

m

SOO

al

"

iil

t

l

S

i,

mm ,l,,,

5 i6

i

..ti

s.o.is

t

r

..'

pea2Ts

1

t..

tt

../.

_i/

-.t

.X

-ErmuzENthL

.,

./'

'

""'C"cuATED

1

.x"M

_It..

lt

oFig.6 suLateralcenstant under 1ro O nve("-"tes)

defiectien

and contraction

load

(H-44

×

40

×

4

×

6)

SO ltO

TIME[m-thn) versus

time

under

(4)

NII-Electronic Library Service

ro le e

S{mm)

' 5zat

'

p-e,3 2`'

'

l.

t..t

tst.

-=7,5mm P.O,215

l

:

/

://t/t

t

/

_bfi

EXPER"AEMAL

---

caLanTED s 1 1

5[mm)

52sk e47.Srrvn

Fig.7

ro le

5{rrvn)

coLateralconstant5zate=10"vh p.O.16es

p=ans

, ] i;

///

/it

t//

//1

//t

//s

itt

/Jt ttt _/t/t

t

lt lj 1 ttt-t-ll

t'

1ro O co IM T:MECminules) TIHEim

deflection

and contraetion versus

time

under

lead

_(H-44

×

40

×

4

×

6)

e P.a15 t r

)6

EXPERwwL

----

eN:-mm 3 1 ;

Scmfi"

stst "-lorm EnPERNENTAL

----

cauaEO P.O.1fiT5p.o275 t t/ 1/ tt

tt

tt .

t"

Fig.8

ptats'''S

5

ro 10 e

a{...)

Fig.9

eo 1an e co TIME[rntuts)

Lateral

deflection

and contraction

constant

lead

(H-44

_×

₄₀

_×

₄

_×

₆₎

525t e.12Srm 3 2 1 1ro TIMECmhubes}

versus time under

fi[rrvh)

525k t[12,5mm B.02s / P.Ol15

/t

'/ttttli'/r

>

'5

uaIMEwaeALtuMED an 10 o

EfoNn)

su 1to O co TME[mhutes}

Lateral

defleetion

and contraction constant

load

{H-44

×

40

_×

4

_×

6)

550± e=10mrn P.O,1375p-a25 / ll II ll [: 1: ll

l:

e/ ii : :i/t/ l//

//

:d i :tt/t ttiJt// Jtl' P.O.11Sr

>fi

EMPERMEwnL

---･-

cN.anMm 3 2 1 1to TIMEtrrinutes} versus

time

under

SO 1to TIHE(fiinules)

Lateral

deflection

under constant

load

S(nvO

ssOk e=lornm

p.a2ns P.O,2S

P.olas

:

_:

II

i

J/ ttt/ tttt/1

tbl'

Fig.10

5

6

EPER-EMALouanan e ec 1rc TIMEtmues} and contraction versus

time

{H-44

×

40

×

4

×

6)

20 10 o

6(mni

''i"

-5t P=O.4 t.15mm '''1'''''''

!

>6

emERIMewrAL

---

CALanTED 4 1

6cmm)

47st le Pta4 e:15mm 10 o ro 10 Go lzo o eo lm "MEtmimus) TIMEdaninvtesl

Fig.11

Lateral

deflection

and contraction yersus tirne

under constant

road

{H-85

×

75

×

8

_×

12)

6

dn""wat PrO`

6imni

_{:t

P=OA

4

1

ee 1ro O su 1en TIME(thhutes) TlliEiminutes)

Fig.12

Lateral

deflection

and contraction veTsus

time

'

under constant

load

(H-85

×

75

×

8Xl2)

Sdnnd

soou t=dsmrn

5cmri

soote e=Tsmm

P.04

B.04

`';'r:

p=e,3Tsl:::retso.3s

/

:

'

,,

7

'//

'i>fi

'

i

'

i

t

it

..'

..--"3!e.31s

..

-･'

...

p.o.s EXPEFtiMENTza

---

CALCUUTED 4 2 D P.O.3T5

l

P!O.35

t

/

t

/ t/

!･fi

'i;ii

_"'/":

)

l

/t

tt

tl

:

tt

_tt"

/t

ti

tl,.,

.-

.

P"O,31S '

i'

t/y

...-.

P.03 t.

EXPERIMENTAL

----･

mmLNrED an 10 o

Fig.13

Fig.14

co 1ro e oo 110 TIMEiminesi TIHE[minulesi

Lateral

deflection

tirne

under e6nstant

lead

{H-85

×

75

×

8

×

12)

6(""]

S2fit _{eee,sil,t.iopmm} ` 2 '''''Jr't' lt ' `

i/i"

i" r;

/1/t// //// /t/t J///

/:t''

P=OL4.,sg!.lmrr!

F

s

exPEruMEwnL

---

enLCULrtrED co 110 e ee 1rc TIMEblnutesi TIMECrrtinutes}

Laterai

cleflection

and contraction verstts

time

umder constant

load

{H-85

×

75

×

8

×

12)

(5)

zo 10 o

fisc

m) su5t e=iSmm

p:a3

e,3sp]a3za li

:

!1 :

II

//

ll

// I[

:

li //

5,

t

ttt

tll

st

tt

'

7

ExpERIMENnv

tt

"".

cALmJLETED 4 !

skonip.e.3s

I

: : :

l

:

x

'

: : //t

itt

/t tt

tt

tttt' 52St t-5mm p.o.325 S.O.1

/

/ / / /

/

_/

_/t

/

i

_/

T.6 IS

.//

)

tllttt'

EXPER"-ENTAL

---

CALCumM rc 10 60 1ro O SO iro T-4Einrfnutes) TIMEtsinutes)

Flg.15

Lateral

deflection

and contraction versus time

under constant

load

(H-85

×

75

×

8X12}

6[m""

55etp.eo=.1-5mmp.-a3,s

'''''''

:::::f::

/:`:' ::/

't

g

r'"

ll)s

/t /t

_tt ' tt

ttti

." ExpEFnMENTL

..---

nmTED 4 t e oo 1ro o co 1ro 111Etmhotes) TIMEpmnutesi

Fig.16

Lateral

deflection

and contraction veisus

time

under constant

load

{H-g5

×

75

×

8

×

12)

fi"T""

sset t=smrn

6{mrr"

sso± etsmm 2e la o

'

P=04 : 1

:

l

:

i I :

/ l

i

[ : ///

r/t

J/

tt

//ttJ/

lttt

ttJt/t '

t

ii

,t,,

l)6

'

t/

tt

. ExPERbmeNTAL X

----CNOJLATED

'

p=oys

p.o3s

1/////it1//t///t////tl////// 4 1

po4

p=e'ii5eo3S

v

6 r/t;tt:Jtt

,,

EXPErmMENTN

,

--

CncULMEO

Fig.17

ro 10

&tmm"

' eo 1ro o Ge 12e TIveCff-nutes) TINECrmutesi

Lateral

deflection

time

under constant

ioad

(H-85X75

×

8Xl2)

enSs'=7SpYens

6enni

_uett!ismm

il

//

/1

4

d/

//1/eP/t//// 1// :1 i:

, :/

'

/t/

/t

//

/t

s,i

tj

lt

/t ttJ tt

'

lt

tt

_tt

/tttJttt

T

)6

EnPERINENTAL

---

caLouWED 1 e oo 1ro e co 1ro TIMEin,inutesi rbMEtwvrtesl

Fig.18

Lateral

deflection

and centraction versus time

under constant

load

(H-85XZ5

×

8

×

12)

-146-ro lo e 3 2 1 o

-1

51mm)

550t . 2 su 1ro O sc 1ro TIME(rritutesi TIHEtrninutts)

Fig.19

Lateral

deflection

time

under constant

load

(H-85

×

75X8

×

12)

6[xlcrimm)

p=oa e=Omm

oFlg.

20

10 as L 2

6(mrn)

pro,4e!emm EXPERImeNTAL

･----

cN.ajLmm

if

fi

../...-'550k

ttttt ltt X

..---'

5zaic

'

t

t.-/..'

.t.--.r-"500t

tt

t-..t.

co lte o eo 12o TIMEtmimutes) Tl-Eimes)

Lateral

deflection

and contraction versus tirne

under censtant

load

(H-85

×

75

×

8

×

12)

e

6txld7mo)

soot e=omm e:aAth-o.s '

>b

EwnNermL 10 os

---･-

nmTED

etmni

sootc e-effTn

･osoFig.21

p=o-s+as EtFERdMEwwL

---

tALouUTED

r'

if

6

ro 5 so oo e su oo TbMECrrtnubeal TIMEtimtti)

Lateral

deflection

time

undei step-wise change

load

CH-44

×

40

×

4

×

6)

5imn)

sook e=iormp.e.ILO,3

:'

EXPEruMEwu

'

.".

muTED

,

tt

'

t!

'

""

'/

l>6

IS 10 os

Simm)

soot e.tt}rm

e se en e su se

TIHEttintts) TIMEimut-tl

Fig.22

Lateral

deflection

and cent[actien versus time

(6)

NII-Electronic Library Service

mo te

fitsrm)

500t e=ISrrvn piasliLo,3s

'

l

'

/

1 :

'

,

'

,

'

' ts

tt

'

//

'l>s

EXFEruMEMAL wwTED 4 l

6tmm)

soot edlsmm Pta325-O.35

'f''

oFig.

23

60 1ro O Tdmetrr"nutes)

Lateral

deflection

and

under step-wise change S15t t.15rnm

i'

p=e3-o,sis , 4 l

:

: : T

::ii

-I

'

>fi

1 ttit//

-E)PEruveMM

/t)

---CacULMM

'

J

'

t`

_''f

'm'

11 i

:

'

' : '

'

' ,,

if

5 EXPEMtEntNCALouurED ro6trnrn) oo 1ro TIHEtmimutts)

contractlon versus time

toad

_{H-85

×

75

×

8

×

12)

'

6

enrr"52St e=15mtn 20 to le

FJ''''

Slam}

55eic ! : l

l

:

l

i :

r

' e ' '

t-

/t

a

----tttt1.

1･

e=7.5mm P.O.325-O.35

T

>6

EXPER""ENTAL CNCUum 4 2

Strnm)

esot e=:smm e co 1ro o co 1to rlMECmhutes) TthAEOTtimutes)

Fig.25

Lateral

deflection

and contraction versus time

under step-wise change

load

(H-85

×

75

×

8

×

12)

STRESS[tpttnmi)

4o 30 20 10 SM 50 2te R-12mmp

A

'Kevr ) crtr tr g

ts

'

:--"-9

''"vitE,-8-"ps-O co 1ro _e _co _1an O 1

'1

3

TIMEevt"Jtee) 1beElabetes) STRAINCM)

Fig.24

Lateral

deflection

and centraction yersus

time

Fig.26

Stress-strain

relationship of

tensile

test

specirnens

under step-wise change

load

_CH-85

×

7sxsx12)

cut out

from

22mrn,

50mm

and

lOOmm

steel

_plate

increased

moment

due

to

the

increase

of

late;al

deflection

and

finally

the

column specimen

is

buckled.

Further,

it

is

also understood

_that

_the

steel columns

have

considerably

large

load

bearing

_capacity

_at

high

temperatures

of more

than

5000C,

Therefore,

these

experimental results

indicate

the

_possibility

of

the

fire

safety

design

of

high

rise steel structures

under

high

temperature

conditions of more

than

soo'C.

5. Numerical

analysis

of creep

buckting

The

following

numerical analysis

has

been

carried out with regard

to

the

test

results.

To

analyse

the

strain and stress

in

a

column,

the

following

assumptions were made

:

(1)

Plane

sections remain

_plane.

(

2 )

Fer

the

finite

element model,

the

column

is

divided

into

anumber

of

linear

elernents.

For

each element,

the

strain, stress,

temperature

and material

_properties

are assumed uniform.

<

3 )

The

relationship

between

steel stress a,

and

strain e,

in

tension,

is

assumed

as

the

_polygonal

lin6

based

on

the

_previously

obtained

tensile

test

data

and mQdified

in

consideration of

the

difference

of stress-strain relationship

between

column and

tensile

test

specimens

(see

Figs.26

to

_28,

Tables1

to

_6).

Where,

'

E,IE,,=-1.01

×

10-6

×

Tt+O.994･･･-･･････-･-･･･････-････-･･･-･･-･-･･･-･･･-･･･-･･-･･･--･･･-･･･-･･--･･-･････････(1)

In

this

expression,

ET

is

the

initial

tangent

modulus at

E,,

is

_that

at

room

temperature,

Besides

these

data,

the

_material

description

_must

include

behavior

in

compression and

duiing

ttnloading.

This

is

arranged

by

making

the

following

two

assumptions

:

(a)

Behavior

in

cQmpression

is

the

same as

that

in

tension,

and

(

b

)

behavior

during

unloading

from

(or

reloading

to>

a

_previously

obtainedvalue

of stress

is

linear

_dalds=Er,

the

initial

tangent

modulus,

'

(4)

To

evaluate

the

creep

deformation,

it

is

assumed

that

the

creep strain under constant

temperature

fer

the

(7)

TableB

Material

constants

(SM50A)

MATERtALCON5TANTS

TEMP.(･c)'

a

b

e

d

475-os4e7xloa32oexloO.2443xlO-1-O.7351xlO-1

500-O,5594xlOO,3397xlOO.1933xlO-1O.1526

525-O,5Sl2x100348S"1002624xlO-1o.14e4,

550-o.4e2gxloO,3126xlOO,35e3xlO-1O.1174

STRESS[kptmmD so ze 10

pm

""""TAenssflAeeTdeSct"fvuervecE-nmm}

..-1""'Tan'iCO.02ci4tEi)

.""Tan'ICb090xET)

.

/

.,';l'Ten-Ca2eexET)li

_t" d

l

1

ttr

l

_l

1/ lt l // 1

I:

!

le 1 11 1 11 1

1

1 T4n'iE;,

I

STRso 10 le ID AS oal a2 5TRESS[kglmrni)

so

o,s STRAINC.t.)

pm

20 10

---

TensiteTest

CurveCE-12mm)

Assurned

Curve

OE,

EI

Es aS 1,O 1,5

STRNNC.k}

STRE5SCkptrnne)

---

TensiteTestCurve

Ce-22mm)

SEX

5pt!S

_Assumed _curve

'

le ro

..･'

, Ten"Ce,02exET)

tl

t

,'

Ten'iCO.12xET)

t

tt

1

,,':

l

Ei.O045C.ts> ₁₀

,'i

1

E,.O.135(%)

'

ITan"(osekET)

Es=e,3S(th)

/

t

/ / 1/ 1

/

t

/

1 / Tan'!ET l ll/ l

O

EI

EI STRESSptglmm2) so

..J..t---f5Alfoo16sxET)

" _{Tan'ICae694xET}} /t 1

- 1

.

ITan"P.286xET)

t

l

,I･

l,

i

ll

l

tl

1

el

1 tl 1

il

I

11Tpn'"EJ

l

/ o 20 10

O.1 O,2

sTREss{tptmmr) 05 1,OSTRALN(ot"IS E]

sEsa:slss

3esw O.5 1,O 5TwtIN(Vn

---

TensiteTestCurve

{E-12mm)

Assumed Curve 10

_t

x･'

1

Tart,(a0261xET] /

','

_{･Tan'ttO,112xET}}

t/

1

t/

_ttl

/

l

t/'

t/

/

E,=o.o4scva

IT.itica",ei

,}

:l:glg:7.e,ts)

//

1

t

/

,t/

/

: T4rriET

I

/ IS 10

---

TensileTestCurve

CE-22mrn)

Assumed Curye

...:....----tii-i'(eols6xET]

"'Ten'1,(O.0676xET)

:

)

:

i

:

d

O

EI

STRESsCkgtmm') /.t..' Tan"CO,260xET) 30 20 ltI vtin:tl/tl

,1

ll

llTlin"E;

ll

10

E3

sElsg:slra

O,S

1.0 STRAIN

(th)

---

fensileTest

Curve

(!-22mm)

AsyJrned

Curve

ls

tttt

..'

i

'

Tarft(en236xEr) tt

t

/

_tt/

,,

TartICe,lel"ET)

_/.

tt l

t/

1 1

//

/ 1tan'iCeA9xET)

/

1

11

:

/

'Tek'ET

/ :

'

I: ! El.O,045C.t.) E,.e,135(-i.) E,.O,36(.t.} O O.1 0,2 OS 1.0 IS OE, EI E] a5 TO 1.5 STRNN(,t.)

STRALN{.l"

Fig.27

Assumed

stress-strain relationship of column

Fig.2s

Assumed

stress-strain relationship of column

specimen

(H-44

×

40X4

×

6)

specimen

(H-85

×

75XSX12)

steel

material

used

in

this

work

is

time

t

and current stress a as

the

following

equation;

This

equation

is

based

on

the

_previously

obtained

tensile

creep

data

and modified

in

consideration

of

the

difference

of

stress-strain

relationship

between

column

and

tensi!e

test

specimells and

the

temperature

distributien

along column specimens,

e.=loaxlo.gxalbxtCXJeSX"'a

(H-44

×

40

×

4

×

6)

.."..,,.,...:...."...:.-.,-H...(2)

e.=loaxll.1xalbxtCXiLiXa+d

(H-ssx7sxsx12)

where E,(

%)

is

creep strain,

t<min.)

is

elapsed

time,

a<kglrnm2)

is

stress and

a,

b,

c

and

d

are constants

(see

(8)

-148-NII-Electronic Library Service

Table

8).

The

modified strain

hardening

creep

law

(see

Ref.

5)

and

the

shift

rule of

the

stress-strain relationship

<see

Ref.

12)

are applied

for

the

calculation of

the

_primary

cleep

deformation

and

the

creep

behavior

under compressive stress

is

assumed as

that

of

tensile

creep.

(5)

It

is

asstimed

that

the

total

strain, e, can

be

,decomposed

into

instantaneous

and

time-dependent

components

as

follows;

e=se+ep+ec.-,H,,-,,,.,.,.k･･･-･･･-･･･--･,"",,",,H,,,--･･-････,･･",,,.-,.--,,.,.,.,J,･-･･･-･････････-･･･-･･･････.-･,(3)

in

which

E.

and E. show

the

instantaneous

elastic and

_plastic

strain and

the

time

dependent

creep strain

is

denoted

by

(6)

The

stress and strain states of

the

element are

uniaxial

and evaluated enly at

the

lower

end of

the

element

sectlon.

(

7 )

It

is

assumed

that

the

applied moments are reduced as much as

5 %

due

to

the

friction

of

hinges,

based

on

the

estimation

from

the

test

results using strain

_gauges

at room

_temperature.

Based

on

these

assumptions,

the

distribution

of stress and strain

is

calculated

for

each

O.

05

or

O.

1

minute

interval

during

creep

_process.

6. Results

ot

numerical

analysis

Figures

4 to

25

show

the

numerical results along with

the

experimental

data

and

how

_the

lateral

deflection

and

contraction of

the

columns vary

with

time.

Considering

the

possible

experimental errors,

the

calculated

creep

buckling

behaviors

were compared well with

the

experimental results, validating

the

numerical analysis and

the

assumed

material

behavior

used above.

Also,

from

the

experimental and

analytical

results under

_pure

compression shown

in

Figs.20

and

21,

it

seems

likely

that

the

absolttte

quantity

of

tensile

and compressive creep strain

is

approximately

equal.

7. Conclusions

This

study represents an

init'ial

experimental

attempt

to

evaluate

in

detail

the

creep

buckling

behavior

of steel columns at

high

temperatures.

The

creep

deformation

of steel columns at

high

_temperatures

or

in

a

fire

is

of considerable

interest

to

engineers working

in

_the

field

of

fire

_protection.

Several

analytical research results are available

for

creep

cleforrnation

of steel

beams,

columns

and

flames,

butexperimental

results are very

little

knowfiS}L

iO).

_The

_experiments

presented

in

this

_paper

_have

_been

carried out some extent of

test

conditions

and

it

is

not considered

that

the

whole aspect of

the

creep

buckling

of

steel columns

has

been

clarified.

However,

some

aspects

being

important

to

understand

the

creep

buckling

of steel columns

in

fire

have

been

found

out and

the

information

obtained

from

sueh experiment

is

very useful

in

the

future

development

of a simple

and

rational

procedure

for

fire

'

safety

design

of

high

rise steel structures,

'

Although

the

numerical analysis of creep

buckling

behavior

_presented

in

this

_paper

have

been

based

on an

extrapolated

model of material

behavior,

numerical

results show relatively

_good

agreement with

the

experirnental results.

However,

it

goes

without saying

that

the

more

detailed

experiment and numerical analysis

of

ereep

buckling

behavior

should

be

carried out

to

complement

this

work,

8. Acknowledgment

This

work on creep

buckling

of steel columns at

high

temperatures

was carried out

W. G,

Creep

of

Structural

Steel

(Chairman,

Prof.

Fukujiro

FURUMURA)

of

Metals

Subcommittee

(Chairman,

Prof.

Morihisa

FUJIMOTO)

of

Research

Committee

on

Safety

of

Structural

Materials

_(Chairman,

_Prof.

_Takeo

_NAKA)

which was

established

in

Japan

Testing

Center

for

Construction

Materials,

entrusted

by

Agency

of

Industrial

Scien6e

and

Technology,

The

authors

express

their

thanks

to

Research

Cornmittee

on

Safety

of

Structural

Materials

for

_providing

the

necessary

funds

for

the

_project,

Heference$

1)-11)

(see

Ref.13)

･

12)

F. Fuiumura,

T. Ave,

W.J.

Kim

and

T. Okabe:Nonlinear

Elasto-plastic

Creep

Behavior

of

Structural

Steel

under

Continuously

Varying

Stress

and

TemperatuTe,

Trans.

_of

A.I.J.,

No,353,

July

_1985,

_pp,92-102

13}

F. FurumuTa

_and

_T.

_Ave

:

Creep

Buckling

ofSteel

Column

at

High

Temperattires

(Part

I

),

Trans.

_of

A. I.J,

_,

No,

_344,

October

19S4,

_pp,164-173

(9)

【

論

　

文

1

UDC ：

614 ．

84

；

691 Journal

　of　

Structura

］and　

Construct

】on　

Engmeering

』

日本建築学会構造系論文報告集〔

TTansactions

　of 　

AI

亅）

No

．

361

，

March

，

1986 　　　　第 361 号

・

昭和

61

年

3

月

高

温

度

における

鋼

柱

の

ク

リ

ー

プ

座屈

（

梗

概

）

その

2 ク

リ

ープ座屈実験

および

数

値解析

正会員正会員正会員

　

＊聯ホ　ホ　ホ

郎

雄

中

次

福

武

和

村

部

古

安

金

　

1．

序

　

鋼柱

の

座屈強度

は

，

高

温度における

鋼材

の

弾性係数

の

減

少

，

塑性

ひ

ず

み

，

クリ

ー

_プ

_ひ

_ず

_{みのため} ，

火災

の

間

，

高

温にさらされることによって

，

かなり

減少す

る。

特

に

，

500

℃

以上

の

温度

において

，

構

造用鋼

材

は

，

かなり

小

さな

作用応力

において

も

，

大

きなクリ

ー

プ

ひ

ず

み

速度を示

す

。一

般

に

，

火災

の

間

，

柱

は

全加熱期間を通じ

て

，一

定

荷重

を

受

け

，

かなり大きなクリ

ー

プ変形

を

生

じる

も

のと

思

われる。したがって，

柱

はクリ

ー

プ変形

に

よ

って

座屈

することが

考

えられる

。

　

火災時

における

柱

の

変形

および

崩壊荷重

を

決定

するた

め

の

，

時間

パラメ

ー

タ

を含

む，

よ

り

信頼性

の

高

い

設計

法

を確立

するために

，

種

々の

偏心距離

で

一

定荷重

を

受

ける

H

形断面鋼柱

の高温クリ

ー

プ座

屈

挙動

に

関

する

実

験的

研究を行

った。これらの

実験

から

鋼柱

のク

リ

ー

_{プ座屈挙}

動

が

多少明

らかにされた

。

　

材

料

の

_引

張試験

およ

び

ク

リ

ー

プ試験

は

，

本実験

に

用

いられた

材料

と

同

じ

JIS

規格

ではあるが_，

力学的性質

お

よ

び

化

学成

分

（

表

一1− 6

参

照）

の

異な

る

構造用鋼材

にっいて

，

すでに

行

われている

。

その

実験結果

は

，

クリ

ー

プ座屈

試験

の

_解析

に

_役

立

てるため，

常温時

におけるこれら

異

なる

鋼材

の

応力

〜

ひ

ず

み

関係を用

いて

外挿

された。

　本

研究

は，

文献

13

の

続編

である

。

　

2．

試験体

　 H

形断面柱

試験

体

は_，

50mm

お

よ

び

100

　mm

_厚

の

SM

50 構

造用鋼材

から，フランジ

面

が

鋼板表面

と

平行

で

（

図

一

₂₆

_{参照）}

，かつ圧

延方向

に

削

り出された

。

試験体の

寸

法

，

力学的性質

および

化学成

分は_，図

一

1 −

2

および

表

一1− 4

に

示

されている

。

エン

ド

プ

レ

ー

ト

と

上下

ヒンジが取り

付

けられた

変断面試験体

の

細長比

は

，

約

46 ．

9 　（

H −

44

×

40

×

4

×

6

：およそ

1 ／

10 寸

法試験体

）

および

約

　

寧 _{東京}_工_業_大_学

_{教授}

・

_工_博牌 _東

_京

_工

_業大

_学

_助

_教

_授

・

_工博 “ 申 _{東京}_工_業_大_学_{大学院生}

・

_{工修} 　（昭和

60

年

9

月

11

日原稿受理〕

25 ．

1 （

H

−

85x75

×

8

×

12

：およそ

1 ／

5 寸法試験

体）

である

。

これらの

値

は

実

際の

高

層

建物

の

鋼柱

が

，

火

災時

に

，

両端

ヒンジの

条件（

λ≒

46．9

）

およ

び両端

固

定

の

条

件

（

λ ≒

25 ．

1 _）

で

座

屈

する

状

況を

考

慮

して

決

められている

。

すなわち

，

これらの

条件

は

，

それぞれ

，

ある

階

のすべての

柱

が

同

じ

火災を受け

た

場合

お

よ

び

一

部

の

柱

が

火災

を

受

けた

場合

に

対応

している。

　

3．

試験方

法

　

クリ

ー

プ座屈試験

は

，

電気炉

を

備

えた

容量

150ton

の

万能試験

機

を

用

いて

行

われた。

試

験温

度

は

，475

−

550

℃ の

範囲

で

25 °

C

間隔

である。

各

温度

における

作用

軸力

は

，

日本

における

高層建物

の

_{柱軸力}

が

，H

形断面

の場

合

およそ

1．

0 ton

／

cm2i

_{箱形断面}

の

_場

_合

およそ

L2

ton

／

cm2

程度

で

あ

るこ

とを考慮

して

決

められている

。

作

用

軸力

の

_偏

心

距離

は_，

O

〜

15

　rnm の

_範

_囲

で，

2 ．

5mm

間

隔

である

。

偏

心

距離

の

値

は，

主

に

実験上

の理

由

によっているが，

火災階

の

上階

のはりや

床

の

伸

びによる

柱頭

の

大

きな

横

たわみの

影響

と

種

々の

イ

ンパ

ー

フェクション

も考

慮

されている

。

試験条件を表

一

7

に

示す

。

これらの

試験

条件

に

加

えて

，

階段状変動荷重下

にお

け

る

試験

が

5 体

の

試験体を用

いて

行

われた

。

　なお

，

詳細

な

試験方法

については

，

文献

13 を参照さ

れたい

。

　

4．

試験結果

　

図

一

3

にクリ

ー

プ

座

屈

した

試験

体

を

示

す

。

図

一

4 〜

25

は

，

種

々の

温度

，

荷

重

，

偏

心

距

離

条

件

下

における

中

央

横

たわみ

一

時間曲線および軸縮み

〜

時

間

曲

線である

。

これらの図から，

柱

のクリ

ー

_プ

_{座屈寿命}

_が，

温度

，

荷重

，

偏

心距離

に

よ

って

，

いかに

大

きく

影響

されるかが

理解

できる

。

柱試験体

の

中央横

たわみが

，

それぞれ

，

およそ

7 ．

5

mm （

H

−

44

×

40

×

4

×

6 ）

および

10．

Omm

（

H −85

×

75

×

8

×

12 ）

に

達

すると

，

柱

の

横

たわみおよび

軸縮

み

速度

は

，

横

たわみの

増加

による

付加曲

げモ

ー

メントのため急速に

増加

し

始

める

。一

般的

に

言

えば

，

柱

の

横

たわみおよび

軸

縮

みは

，

鋼材

の

第

一

期

クリ

ー

プ

の影響によって

，

初

期の

一 150−一

(10)

NII-Electronic Library Service

段階

に

急速

に

増

加

する

。

その

後

，

変位速度

は_，ほぼ

一

定

となる

。

しかしながら

，

ま

も

な

く

，

横

たわみの

増加

による

付加曲

げモ

ー

メン

ト

のた

め

，

柱

の

横

たわみおよび

軸縮

みは

，

再

び

加

速

度的

に

増加

し，

最終的

に

，

柱試験体

はクリ

ー

プ

座屈

する

。

　

さらに

，

鋼柱

は，

500

℃

前後

の

高温

においても

，

かなりの

耐力

を

有

していることが理

解

できる

。

それゆえに

，

これらの

実験結果

は_，

500

℃

_{前後}

の

温度条

件

下

における

高

層鋼構造物

の

耐火設計

の

_{可能性}

を

示

している

。

　

5．

クリ

ー

プ座屈解析

　

クリ

ー

プ変形解

析

に

_用

いられた

種

々の

仮定

について

述

べ _ている。

仮定

に

基

づき，

応力

およびひ

ず

み

分

布

が

，

それぞれクリ

ー

プ

過程を通

じて

，

O

．

05 _分

および

0 ．

1

分

間

隔で

計算

された

。

　

6．

数値解析結果

　

図

一

4 〜

25

に

，

柱

の

_横

たわみと

軸縮

みについて

実験結

果

と

共

に

解析結果

が

示

されている

。

実験誤差

を

考

慮

すれば

，

計算

に

よ

るク

リ

ー

プ座屈挙動

は

，

実験結

果と比

較的

よく

一

致

しており，

数値

解析

および

仮定

された

材料

の

挙

動の

_有

効

性

を

示

している_。

　

また

，

図

一

20 ，

21

に

示

された

純圧縮条件

下における

実

験結果

お

よ

び

_{解析結果}

から

，

引張

クリ

ー

プ

ひ

ず

みと圧

縮

クリ

ー

プ

ひ

ず

みの

_{絶対値}

_は，ほぼ

等

しい

も

の

と考え

て

よ

さそうである。

　

7．

結

　

論

　

この

_{研究}

は

，

高温

度

における

鋼柱

のク

リ

ー

プ座屈挙動

を

詳細

に

評価す

るための

_{最初}

の

_試

みである

。

高温度または火災時における

鋼柱

の

_変

_形

は

，

火災工学

の

_{分野}

における

技

術者

にとってかなり

興味

のある

問題

で

あ

る

。

はり

，

柱

およ

び

骨組

に

関

して

，

い

く

つかの

解析

_{的研究結}

_果は入

手

できるが

，

実

験的研究結果

はほとんど

知られ

ていない

。

　

本論文

に

示

された

実験

は_，

限

られた

条件下

で

行わ

れた

も

ので，

鋼柱

のクリ

ー

プ座屈

の

全貌

が

明

らかにされたものではない

。

_{しかしながら} ，

火災

時

における

鋼柱

のクリ

ー

プ

座

屈を理

解

するた

め

の

重要

ないくつ _かの

特性が見

いだされた

。

これらの

実験

から

得

られた

情報

は

，

高層鋼構造

建築物

の

_単

_純

かつ

_{合理的}

な

_耐

_{火設計法}

の

開発

に_，

_将来

_役

立

っものと

思

われる

。

　

最

後

に

，

本

実験

は

，

建材試験

センタ

ー，

JMC

委

員

会（

委

員

長

仲

威

雄東京大学名

誉

教授）

，

金属分

科会（

主査

藤本盛久

東京

工

業大学名誉教

授）

，

高温

ク

リ

ー

プ部

会（

主

査古村

福次郎）

の

昭和

53 年度

研

究費

で

行

ったものであり

，

関係各

位

に

謝意

を

表

する_。

一

₁₅₁

一

N工工

一

Eleotronio _Library