コンクリート充填円形鋼管柱とH形鋼梁のダイヤフラム補強型接合部の耐力と変形性能に関する研究 [ PDF
4
0
0
全文
(2) P(kN) 1200. ΔL/2. P. 局部変形. 1000. ΔD/2. P(kN) 1200 ダイヤフラムおよび 梁の変形. bPu. 800 bPy. 600. L. D. 800. ΔD/2. 400 ΔD/L. ΔL/2. 200. ΔD/L. 200. ΔL / L. 0. ΔL / L. 0 0. （a）変位の測定位置. bPy. 600. 400. P. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8 (%). 0. （b）梁破断型 図 2実験結果（荷重変形関係）. δ. bPu. 1000. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8 (%). （c）同時破断型 Z. σ σu. θd. Hb. σy. E 5%. 図 4 相当応力歪み関係. （a）接合部の回転 θ (%) 3. Y. ε. P X. 図 5 解析モデル. P(kN) 1200. P(kN) 1200. 1000. 1000. 800. 800. 600. 600. 400. 400. 接合部で破断した試験体. 2. 1. analysis experiment. 200. 0. ed. er. tr. （b）ダイヤフラム試験体の変形能力 図 3 実験結果（変形能力）. 0. 0. 2. 4. 6. 8 10 Δ L/L(%). （a）梁破断型. analysis experiment. 200 0. 0. 2. 4. 6. 8 10 ΔL/L(%). （b）同時破断型. 図 6 実験結果の追跡. 2-3. 実験結果（変形能力）. 3. 有限要素法によるシミュレーション. 図3に示すように梁端の接合部位置での回転角をθdと. 3-1. 解析概要. すると，一般の建物では層間変形角は最大でも 2% を超. 汎用プログラム MARC K7.3を使用して，本研究で実. えないよう設計されるとすれば， 柱と梁の弾性変形を差. 験を行った柱梁フランジモデル試験体のシミュレーショ. し引くと，θd は高々 1% 程度である．今，梁の引張側フ. ンを行った．使用した要素は，4節点シェル要素（要素. ランジ接合部位置の局部変形を δ（=ΔD/2） ，梁せいをHb. 番号75）で，ミーゼスの降伏条件と関連流れ則，等方硬. とし，実建物におけるHb/Dの値が高々 2であること，ま. 化を仮定し，その場合の相当応力ひずみ関係は，鋼材の. た寸法L の値を概ね鋼管外径Dの2倍程度としたことか. 引張り試験の履歴曲線を参考にして，図4に示す多線形. ら，次式が成り立つ．. モデルとした．幾何非線形性は更新ラグランジェ法に. θ =. ΔD ΔD ΔD δ = = = H 2H 2( D × 2 ) 2L. よって考慮した．解析モデルを図 5に示す．柱鋼管の外. （1）. 径 D は 267.4mmで，XX，YZ，ZX 平面を対称とする 8. ここで，各接合形式の同時破断型試験体の ΔD/L の実験. 分の 1モデルである．ダイヤフラムの解析モデルは，す. の最大値を読みとり， （1）式に代入した結果を図 3（b） べての節点の面外変位を拘束している．また，対称面上 に示す． 丸で囲まれた試験体が接合部で破断した試験体. の節点は，面外の全ての自由度を拘束した．柱鋼管の解. である． 接合部で破断した試験体及び通しダイヤフラム. 析モデルは， コンクリートを考慮するために柱鋼管の内. （tr）は，設計上考えられる梁端接合部位置での回転角θd. 側のコンクリート部分に剛体壁と呼ばれる接触ボディを. の上限 （θ=1%）を満たす変形性能を有していることがわ. 定義し， 柱鋼管を変形体と呼ばれる接触ボディとして定. かる．. 義した．接触判定を行うために，入力データに CON-. 47-2.
(3) TACTオプションを指定した．CONTACTオプションは，. N 0 = NC 0 + N S 0. NC 0 = AC ⋅ σ B , NS 0 = AS ⋅ σ y (2). 圧縮は抵抗，引張りは乖離として扱われる．この状態で 梁フランジ自由端に一様な強制変位を与えた．. ここで，Ac，As は，コンクリート部分および鋼管部分の. 3-2. 解析結果. 断面積，σB，σy はコンクリートのシリンダー強度および. 解析は，図5のように梁フランジ自由端に一様な強制. 鋼管の降伏応力を表す．図8に示すように変位の測定箇. 変位を与えて行った． 解析結果と実験により得られた荷. 所は，梁の自由端の鉛直変位，接合部の局部変形，およ. 重変形関係を代表して外ダイヤフラム（ed）の径厚比30. び仕口パネルのせん断変形である．. を図 6に示す．図中の点線が解析値，実線が実験値であ. 4-3. 破壊状況. る．ここで縦軸 P は引張荷重で，横軸は，全体変形 ΔL. 写真１に示すように破壊状況は， 全ての試験体がダイ. を検長で無次元化した．図より解析挙動は，実験挙動を. ヤフラムと柱鋼管を接合する溶接部分に亀裂が生じて耐. よく追跡している．. 力に至り，柱鋼管が破断した．これに対して，同じ材料. 4. 繰り返し水平力を受ける十字形骨組実験. 寸法の柱・梁フランジモデルの単純引張試験結果では，. 4-1. 実験概要. 梁破断型では梁が破断した．つまり，十字形骨組試験体. 実験は，図7に示すように十字形骨組試験体の柱に一. の方が接合部が破断し易いと言える．この理由は，一つ. 定鉛直荷重を作用し， 地震力に相当する繰返し荷重を梁. は梁のモーメント勾配の有無による影響， もう一つは繰. の自由端に作用するものである．. 返しによる接合部の累積塑性歪の影響が考えられる．. 十字形骨組試験体は， コンクリートを充填した円形鋼. 4-4. 荷重変形関係 管柱とH形鋼梁およびダイヤフラムで構成されている． 図 9（a）∼（f）に示す骨組試験体の梁端荷重 P- 梁部 ダイヤフラムの種類は3種類で，多角形の外ダイヤフラ 材角 R 関係より，ED，ER 試験体はほぼ同様な履歴性状 ム（ED） ，円形の外ダイヤフラム（ER） ，通しダイヤフ. を示しているが，TR試験体は履歴性状が扁平である．こ. ラム（TR）である（図 1 （a） ， （b） ， （c） ）．柱鋼管の材. れは鋼管の亀裂の大きさがED，ER試験体より大きかっ. 質は STK400，梁フランジ，ウェブは SM490である．コ. たことによる．図 10 は，ED-0.66 のパネルせん断力 Q-. ンクリートの設計基準強度は，60MPaである．. N=0.2N0. 実験変数は，梁フランジ幅 Bf と柱鋼管外径 D の比お よび接合形式で，試験体総数は6体である．降伏耐力は， Bf/Dの比で 0.5と 0.66は，前者が梁フランジの破断，後. BH-250×134×9×12. P. 1300. 者が梁フランジと接合部の同時破断となるように計画さ. 鋼管 STK400 梁，ダイヤフラム SM490. 650. PL-22. 柱，梁，仕口パネルと比較して，接合部を最弱とした．. れている．実験変数を表 2 に示す． 加力条件は図7に示すとおりで，試験体の柱に終局圧. P. 650. 4-2. 加力方法と測定方法 縮耐力 N0 の 20% の一定軸力を作用した状態で，梁の両 側の自由端に左右逆対称に鉛直荷重Pを繰り返し載荷す る．ただし，N0 は，次に示すように定義している．. 1000. 1000 2000. 図 7 骨組試験体および荷重 表 2 実験変数 試験体. 接合形式. D/t Bf/D. ED-0.5 外ダイヤ ED-0.66 (矩形) ER-0.5 外ダイヤ 40 ER-0.66 (円形) TR-0.5 通しダイヤ TR-0.66. 0.5 0.7 0.5 0.7 0.5 0.7. 柱鋼管 梁 ダイヤフラム D tc Bf Hb tf tw hs dh ts (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) 134 60 176 60 134 60 250 12 9 12 267 6.6 176 60 134 - 220 176 - 220. 変位計. 図 8 変位計の測定箇所. 47-3.
(4) (a) ED-0.66. (b) ER-0.66 写真 1 破壊状況. P(kN) 400 最大耐力241.6(kN) 300 200 100 0 -100 -200 -300 最大耐力-231.1(kN) -400 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 R(%). (a) ED-0.5. P(kN) 400 300 200 100 0 -100 -200 -300 最大耐力 -400 -261.5(kN) -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2. (d) ED-0.66 Q(kN) 2000 1500 1000 500 0 -500 -1000 -1500 -2000 -4 -3. p. Qu. p. Qy. 最大耐力 262.6(kN). 3 4 5 R(%). P(kN) 400 最大耐力238.5(kN) 300 200 100 0 -100 -200 -300 最大耐力-233.3(kN) -400 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 R(%). P(kN) 400 300 200 100 0 -100 -200 最大耐力-207.0(kN) -300 -400 -5 -4 -3 -2 -1 0. (b) ER-0.5 P(kN) 400 300 200 100 0 -100 -200 -300 最大耐力 -400 -255.6(kN) -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2. (c) TR-0.5 P(kN) 400 最大耐力237.8(kN) 300 200 100 0 -100 -200 最大耐力-235.4(kN) -300 -400 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 R(%). 0. 1. 2. 最大耐力 254.9(kN). 3 4 5 R(%). (e) ER-0.66 図 9 梁端荷重 - 梁部材角関係. ゲージ. 変位計. -2 -1. (c) TR-0.66. 3 4 γ(%). 最大耐力211.4(kN). 1. 2. 3. 4 5 R(%). (f) TR-0.66. Q(kN) 2000 1600 1200 800 400 0 -400 -800 -1200 -1600 -2000 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2. ggageA ggageB. 3 4 5 γ (%) gauge. 図 10 パネルせん断力 図 12 パネルせん断力 図 11 パネルの変位計とゲージ コンクリートせん断変形角関係 鋼管せん断歪み関係 コンクリートせん断変形角関係 γ である．図よりコンク の局部変形量は，十分な変形性能を有していると言え リートはせん断変形していないと言える．図 12 は ED-. る．3）FEM解析での実験挙動のシミュレーションによ. 0.66のせん断力 Q- 鋼管せん断歪 γ 関係で，γ は鋼管に貼. り，耐力・変形とも精度よく追跡できた．また，実験挙. 付した 3軸ゲージから求めている．しかし，コンクリー. 動の追跡および数値実験に必要な解析モデルを開発し. トがせん断変形していないので，γ はすべて接合部の局. た．. 部変形による鋼管だけの変形によるものである． 全ての. 十字形骨組実験の結果より以下のことを得た．. 試験体は，同様な性状を示した．. 1）実験の結果，全ての試験体が接合部で破断したこと. 5. 結論. から，柱・梁フランジモデル試験体に比べて十字形骨組. 柱・梁フランジモデル実験により以下のことを得た． の方が接合部の応力状態が厳しくなる．2）実験では，接 1）同時破断型試験体では，接合部が変形することによ. 合部の局部変形が卓越し，パネル部分の鋼管はコンク. り梁の変形量が相対的に小さくなる．2）柱・梁フラン. リートと別々に挙動し， コンクリート部分にせん断変形. ジモデル試験体の実験より得られたダイヤフラム試験体. は生じなかった．. 47-4.
(5)
図
関連したドキュメント
The motion ranges of knee angle became small in the order of normal healthy persons, L4 patients and HipOA patients while that of upper body angle became large in the order of
Wach 加群のモジュライを考えることでクリスタリン表現の局所普遍変形環を構 成し, 最後に一章の計算結果を用いて, 中間重みクリスタリン表現の局所普遍変形
[r]
まず， Int.V の低い A-Line が形成される要因について検.
局部腐食をともなう 局部腐食をともなう形鋼部材 をともなう形鋼部材の 形鋼部材の簡易な 簡易な圧縮耐荷力評価法
行列の標準形に関する研究は、既に多数発表されているが、行列の標準形と標準形への変 換行列の構成的算法に関しては、 Jordan
試験体は図 図 図 図- -- -1 11 1 に示す疲労試験と同型のものを使用し、高 力ボルトで締め付けを行った試験体とストップホールの
地図 9 “ソラマメ”の語形 語形と分類 徽州で“ソラマメ”を表す語形は二つある。それぞれ「碧豆」[pɵ thiu]， 「蚕豆」[tsh thiu]である。
