コンクリート充填鋼管柱の亀裂損傷および局部座屈損傷 [ PDF
4
0
0
全文
(2) 1,132 加力梁. P. 試験体. l = 2D. ここでℓcは局部座屈波長で，円形では越智等の提案式 P. を用い，角形では津田等の行った実験のデータを基に 導出した波長近似式を適用した．. 試験体. 図 5の( a) ∼( d) に各径厚比 D/ T( 20, 30, 40, 50) ごとに P. D. P. 1,600. 求めた円形部材の疲労曲線を示している．D/ T=20, 30. 1,600. ではグラフの勾配がほぼ - 0. 5に，D/ T=40, 50では - 1. 0. 図 3 曲げせ ん断. 図 2 等曲げ. に近い値となっていることがわかる．また，全径厚比. P. における疲労曲線（図6）を求めたところ，グラフの勾 3D 3=D 648. = 648.99 185 463.9 9 463. 185 40 423.9 423. 9 40. 配が - 0. 6となり，Manson- Cof f i nの法則の - 0. 5とほぼ 等しい結果となった． 図 7の( a) ∼( c) に角形部材の疲労曲線を各径厚比 D/ T( 20, 30, 50) ごとに示している． グラフの勾配がD/ T=20 では - 0. 65，D/ T=30, 50では，いずれも - 0. 75に近い値 D = 216.3. となっているが，円形に比べ，幅厚比による値の差が. D = 216. 3. 図 4 変動軸 力. 小さく一定した値となっている．. 2. 2 疲労曲 線. 3. 局部座 屈損傷. 2. 1で述べた実験の実験値( 各試験体の亀裂貫通時の. 3. 1 円形 CFT の局部座 屈発生条件の 導出 . サイクル数Nf , 各試験体の全変位振幅Δ) をもとに，対. 3. 1. 1 解 析概要 5）. 数軸上の縦軸と横軸にそれぞれ局部座屈の塑性変形振. 繰返し軸方向荷重下における円形 CFTの局部座屈解. 幅Δε p と破壊までの繰返し数 Nf をとり疲労曲線を求. 析は，鋼管部分を軸対称シェル要素でモデル化した有. める．なお局部座屈の塑性変形振幅Δεpは以下の式に. 限要素解析である．軸対称シェル要素は幾何学的非線. より求める．. 形性を考慮し，軸対称変形（ねじれはない）だけを許. Δε p =. Δp lc. ［円形］ l c =. ( 1). ( 2). Δ p = Δ − Δe. として定義している．. π 2 ⋅ T (D − T ) 3. ( 3). 解析の仮定は以下の通りである． （１）シェル要素は複数のレイヤーで構成される．. ( 4). ［角形］ l c = 4.93t + 55.36. Δ ：全変形量の全振幅 T, t ：鋼管の厚み . （２）各レイヤーは平面応力状態とする．. Δ e ：弾性変形量 D：鋼管の外径. （３）鋼管の降伏は von Mi ses の降伏条件による．. 1. 1. ΔεP. Y = M0 M1 R. M0*XM 1 0.88853 -0.52526 0.92653. 0.01 1. Y = M0*XM 1 M0 0.85677 M1 -0.58311 R 0.9829. ΔεP. 0.1. □：軸方向力 ○：曲げ △：変動軸力 10. 1000. ( a) D/ T=20. 0.01 1. Nf 10. 100. 1000. Y = M0*XM 1 M0 0.81091 M1 -0.575 R 0.92677. 0.01 1. Y = M0 M1 R. M0*XM 1 0.56981 -0.65614 0.98005. 1. 10. 100. 0.01 1000 1. 図 6 全径厚 比の疲労曲線. 100. 1000. Y = M0 M1 R. M0*XM 1 0.42508 -0.75346 0.86963. 10. ( a) D/ t =20. 0.01 100 1. 0.01 1. 100. 1000. ( d) D/ T=50. Y = M0 M1 R. M0*XM 1 0.38538 -0.77712 0.87018. 0.1. Nf 10. ( b) D/ t =30. 100. 0.01 1. 図 7 角形 CFT 柱の疲労 曲線 46- 2. Nf 10. ΔεP. 0.1. Nf. Y = M0*XM 1 M0 1.6029 M1 -0.93023 R 0.89407. 1. ΔεP. 0.1. Nf. Nf 10. 1. ΔεP. 0.1. ΔεP. 0.1. ( b) D/ T=30 ( c) D/ T=40 図 5 円形 CFT柱の疲労 曲線 1. 1. ΔεP. Y = M0*XM 1 M0 1.7234 M1 -0.93287 R 0.93451. 0.1. Nf 100. 1. 1. ΔεP. 0.1. 0.01. 容した．充填コンクリートは鋼管にとって剛な境界壁. Nf 10. ( c) D/ t =50. 100.
(3) （４）塑性歪増分は結合流れ則によって決定する．. が明確になった時期）はほぼ一致している．. （５）歪硬化は等方硬化則に従う．. 3. 2 局部座 屈発生の定義 と予測法. 3. 1. 2 解析モ デル. 3. 2. 1 局部座 屈発生の定義. ，境界条件 図 8のモデルの材長は 2D（D：鋼管外径）. 図 10に円形 CFT（D/ t =30) の軸力 Pと鋼管上端の局部. は上端で半径方向移動と回転は拘束，下端で半径方向. 座屈様変形α（鋼管の管壁の最急勾配）を示す．モデ. 移動のみ自由，要素は管厚 T の２倍長，レイヤーは等. ルは上端の半径方向移動が拘束されて座屈問題ではな. 厚５層，鋼管の相当応力歪関係は次式とした．. く，αは初期から生じ，繰返しと共に増大している．し. εeqp =. σy E. σ ⋅ eq σy . m. たがって，局部座屈発生の定義は工学的判断に依らざ. ( 5). るを得ない．図中の曲線 CPL（一点鎖線）は様々な元た. ε は相当塑性歪，σ y は降伏歪，σ eq は相当応力，Eは. わみのある鋼管の単調加力時のピーク荷重とその時の. ヤング率，mは曲線の丸みの変数で，冷間成形鋼管の典. αを結んだもので，P- α関係曲線は曲線 CPLと交差する. 型値として E=200kN/ mm，σ y=360N/ mm，m=9とした．m. 時にピークとなる．そこで，この点を局部座屈発生と. は既実験の軸方向繰返し履歴曲線を近似した．降伏曲. 定義することも合理的であるが，交点を求めるのは容. 面は相当応力によって負荷時だけでなく除荷時も更新. 易ではない．一方， ■点は元たわみがない場合の単調. する．. 加力のピークであり，αが■点のαに達するときを局. p eq. 2. 2. 部座屈発生とすれば単調と繰返しで同じ規範となって 単純である．その時の局部座屈様変形は視認できる程 度（a ≒0. 5 rad. ）で修復限界の意味もある．そこで， 局部座屈発生を「局部座屈様変形が単調加力のピーク 時変形に達したとき」とする． 3. 2. 2 局部座 屈発生の条件 式 ( a) 立面. 図11は円形CFTのΔL/ Lの全振幅の塑性成分Δε pと. ( b) 断面 図 8 解析モ デル. 局部座屈発生加力サイクル数 Nl bの関係で，両対数グラ. 3. 1. 3 繰返し 荷重変形関係. フでほぼ直線関係が認められる．斜めの破線はこの近. 図 9( a) , ( b) は，D/ T ＝ 30 の CFT短柱の繰返し軸力. 似である．ただし，圧縮方向塑性歪増分Δε pc が単調. P（圧縮が正）- 軸変位Δ L 関係の解析と実験を示して. 圧縮時に座屈歪に達すれば荷重の繰返しによらず座屈. いる．実験では充填コンクリートの圧壊を避けるため. するのでこれを付加する（水平の一点鎖線） ．Nl b=１で. 引張側片振りとしている．試験体ではΔ L/ L が 0 近傍. は解析値と近似直線に誤差があるが，単調圧縮時の条. で充填コンクリートも圧縮力を負担するため反転点軸. 件がさらに厳しい．以上から局部座屈発生は次式のい. 力がやや高いが，繰返しと共に局部座屈が発生して圧. ずれかが成立した時点で生じるとなる．. 縮側に荷重のピークが表れ，さらに次第に履歴曲線が. Δε p. εy. 劣化する様子が正確に再現されている． 図9( c) は加力サイクルと反転点軸力を示したもので. Δε pc. あるが，反転点軸力の劣化開始の時期（局部座屈変形. εy. 0.8. 1. Prev/Pcmax. 0.8. P/Pcmax. 1.5. 0.4 0. -0.5. -0.8. -0.8. -1. -0.5. 0. 0.5. 1. 1.5. ( a) 軸方向関係の解析結果. -1.2 -2.5. -2. -1.5. -1. -0.5. 0. ( b) 軸方向関係の実験結果. 0.5. -1.5 0. 46- 3. 5. 10. 15. 20. ( c) 反転点軸力 - 加力サイクル関係. 図9 CFT短柱の実験結果と解析結果の比較( D/T=30) . Test Analysis. 0. -0.4. -1. ( 7). − 1.0. 0.5. -0.4. -1.2 -1.5. ( 6). −0.4. −1.39. 1.2. 0. ⋅ N lb. σ D = 0.205 ⋅ y ⋅ E t. 1.2. 0.4. P/Pcmax. −1.32. σ D = 0.345 ⋅ y ⋅ E t.
(4) 0.1. peak for no initial imperfection. 1.5. the first peak. Δε. CPL. 1. D/t=20 D/t=30 D/t=40 D/t=50. p. P/Py. 0.5 0. -0.5. 0.01. -1 -1.5. 0. 0.1. 0.2. 0.3. 0.4. 1. 0.5. α (radian). 10. N. 100 lb. 図 11 塑性歪 振幅 - 局部座屈 発生加力サイ クル関係. 図 10 軸力 - 局部座屈 変形関係 ここで，式( 7) は越智等による．. る．また，全径厚比における疲労曲線の勾配はおよそ-. 角形 CFTの局部座屈については十分な知見がないの. 0. 6 となり，Manson- Cof f i nの法則の - 0. 5 とほぼ等し. で，式( 6) ， ( 7) と類似の次式で近似した．. い結果となった．. k2. σ B 2 k = k1 ⋅ y ⋅ ⋅ N lb 3 E t εy −1 σ y B 2 Δε pc = 8.7 ⋅ ⋅ − 2.2 εy E 2 t Δε p. （2）角形部材の疲労曲線の勾配は，D/ T=20では - 0. 65， ( 8). D/ T=30, 50では，いずれも- 0. 75に近い値となっている が，円形に比べ，径厚比による値の差が小さく一定し. ( 9). た値となっている．. 式( 8) の k1, k2, k3 は，円形 CFTの結果および角形 CFT の実験結果. 1) ∼ 4). ( 3) 繰返し荷重下における局部座屈発生条件を導出し，. を基にそれぞれ 5. 2, - 1. 32, - 0. 58 と. 円形 CFTおよび角形 CFTの実験値 1) ∼ 4) と比較したとこ. した． 式( 9) は山田等の提案で，ロール整形された中空. ろ，安全側でよい一致を示している．. 鋼管の算定式を幅厚比を 1/ 2 にして CFTに準用したも. なお，スペースに限りがあるので，骨組の動的応答. のである．. に対する損傷評価は割愛した．. 3. 2. 3 実験結 果とのキャリ ブレーション. 参考文献. 図12はそれぞれ一定変位振幅で繰返し加力された円. １）河野昭彦，松井千秋，中島隆裕，高木潤一：繰返し軸方向力 を受けるコンクリート充填鋼管部材の座屈挙動とエネルギー 吸収能力に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集，NO. 482, pp131- 140, 1996. 4. ２）河野昭彦，松井千秋，木村俊之，田中幸仁：実大コンクリー ト充填鋼管の繰返し局部座屈破断に関する実験的研究，日本建 築学会構造系論文集，NO. 536, pp163, 2000. 10. ３）木村俊之，河野昭彦，松井千秋，田中幸仁：繰返し水平力と 変動軸力を受けるコンクリート充填鋼管柱の弾塑性挙動と破断 に関する研究，日本建築学会九州支部研究報告書，第 39号， pp577- 580, 2000. 3. ４）河野昭彦，松井千秋，大道寺崇，小川雄一郎：繰返し軸方向 力を受けるコンクリート充填角形鋼管部材の座屈挙動とエネル ギー吸収能力に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集 , 第 504 号，pp111- 117, 1998. 2. 5）A Kawano and C. Mat sui : El ast o- pl ast i c l ocal buckl i ng of st eel ci rcul ar t ubes under cycl i c axi al l oadi ng , The Fi f t h I nt ernat i onal Col l oqui um on St abi l i t y and Duct i l i t y of St eel St ruct ures , 1997. 7 , pp. 427- 434. 1.. 形 CFTおよび角形 CFTの実験値 1) ∼ 4) に対して，ここで 提案した条件式による予測を比較したものである．多 少のばらつきはあるが，安全側でよい一致を示してい る． 4. 結び 円形 CFTと角形 CFTの繰返し荷重下における亀裂損 傷および局部座屈損傷を検討し以下の結論が得られた． ( 1) 円形部材の疲労曲線の勾配は，D/ T=20, 30では，お よそ - 0. 5に，D/ T=40, 50ではおよそ - 1. 0に近い値にな 0.1. Δε. 0.1. Δε. p. D/t =20. 0.01. 0.1. ΔεP p. 0.01. 1. 10. ( a) 円形 CFT( D/ t =20). Nlb 100. B/t=23. D/t =30. 0.01. 1. 10. N 100. ( b) 円形 CFT( D/ t =30) lb 図 12 局部座 屈条件式と実 験値の比較 46- 4. 1. 10. ( c) 角形 CFT( B/ t =23). 100. N lb.
(5)
図
関連したドキュメント
生した（クリップゲージで確認） 。剥離発生前までの挙動は，損傷 による差異が確認されず，両供試体ともに，荷重で比較して，補強
Koji MAEGAWA and Hiroshi YOSHIDA This paper presents an experimentalapproach for the energy absorption capacity of the concrete-filled tubular steel beams subjected to the static
図一1 に示す ような,縦 お よび横 補剛材 で補 剛 された 板要素か らなる断面部材 の全 体剛性 行列 お よび安定係数 行列は局所 座標 系で求 め られた横補 剛材
従って、こ こでは「嬉 しい」と「 楽しい」の 間にも差が あると考え られる。こ のような差 は語を区別 するために 決しておざ
病状は徐々に進行して数年後には，挫傷，捻挫の如き
11.. 2001))との記載や、短時間のばく露であっても皮膚に対して損傷を与える (DFGOT
注）○のあるものを使用すること。
原子炉建屋の 3 次元 FEM モデルを構築する。モデル化の範囲は，原子炉建屋，鉄筋コンク リート製原子炉格納容器（以下， 「RCCV」という。 ）及び基礎とする。建屋 3
