梁が偏心して取付く外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の耐力算定法 [ PDF

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(1)梁が偏心して取付く外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の耐力算定法賀菲. 1 研究背景と目的. 外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部に関して , 梁. 1995 年の兵庫県南部地震で鋼構造建築物が受けた被. の偏心率と出寸法の大小を主な変数とした系統的な数. 害の特筆すべき点は , 中低層建築物の大部分が柱梁接. 値実験を実施し , その力学性状を把握する . さらに，. 1). 合部に重大な損傷を被っていたことである . これら. 既往の無偏心接合を対象とした耐力式をもとに偏心の. の被害軽減の一つの方法として , 松尾らは外ダイアフ. 影響が考慮できる修正式として提案する .. ラムを用いた柱梁接合部に着目し , 外ダイアフラムの降伏および梁降伏を考慮した梁先行降伏型設計法の提. 2 既往の接合部引張実験に基づくシミュレーション. 案を行い , さらに施工性の向上を図った分割外ダイア. 偏心接合部に関する有限要素法 (FEM) 解析を行う前. フラムを提案している. 2) 〜 3). .. に , 解析の精度を検証するための予備解析として既往. 実設計では , 外壁を取り付けやすくすることや建物. の外ダイアフラムの単純引張実験のデータに基づいて. の内部空間を最大限広く利用することなどの理由で ,. 実験のシミュレーションを行い , 完全弾塑性有限要素. 梁芯と柱芯とをずらして取り付ける偏心梁の採用が多. モデルが接合部の局部降伏耐力の研究対象として適切. い.. であることを確認する .. 梁が偏心して取付く外ダイアフラム（以下 , 偏心. 2.1 実験シミュレーション 1. 梁付き外ダイアフラム）を対象とした研究として ,. 松尾らの外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の. 上場らは出寸法の大きな偏心梁付き外ダイアフラム. 局部引張実験に用いた試験体 No.1,5,9 及び No.102) を. (a/D>2) の局部耐力は偏心により耐力が低下すること. 例にシミュレーションを実施する . 解析モデルを図 1. 4). を報告した . 伊藤らはリング形外ダイアフラム (a/. に示す . 解析モデルにはソリッド要素を用いており ,. D=0.25) を用いた偏心梁付き接合部の力学性状を明ら. 試験体の対称性を考慮して 1/4 モデルを作成する . 試. かにし , 偏心率が大きいほど局部耐力が増加すること. 験体 No.1 のモデルを鋼管角部 90°溶接部無し , 鋼管. 5). を示している . これらの研究より，外ダイアフラム. 角部 90°溶接部あり , 鋼管角部 R 形溶接部無し及び. 前面の出寸法 a の大小により，偏心梁付き外ダイアフ. 鋼管角部 R 形溶接部ありの４タイプを作成する . 試験. ラムの崩壊機構に変化が現れるものと予想される .. 体 No.5,No.9,No.10 のモデルは鋼管角部 R 形溶接部あ. 現実的な出寸法 (a/D=0.5 〜 0.7) を用いた偏心梁付. りモデルのみとする . 解析には汎用非線形構造解析プ. きダイアフラムの局部耐力に及ぼす影響が明らかにさ. ログラム MSC Marc 2010 を使用する . 塑性域における. れていないため , 耐力評価手法もまだ不明確なままで. 構成方程式は ,von Mises の降伏条件 , 等方硬化則 ,. ある .. 連合流れ則に基づく . 材料特性は素材実験結果を用い. そこで , 本研究では , 側柱を対象とした偏心梁付き鋼管角部 90°. る . ただし , 溶接金属に関する材料特性の実験データがないので , 本研究では溶接金属の材料特性を外ダイ. 外ダイアフラム. 鋼管角部 R 形. 溶接部. 図 2 試験体 No.1 の角部と図 3 FEM 解析の精度検討溶接部モデル化手法検討. 図 1 鋼管角部 90 度と角部 R 形 , 溶接部有無モデル 55-1.

(2) アフラムと同様な材料特性として設定する . 降伏耐力 Py を荷重 P- 鋼管局部変形 u 関係の接線剛性が初期剛性の 1/3 となるときの荷重と定義する . 荷重−変形関係の有限要素解析結果と実験結果を図 2. 図 6 溶接金属のモデル化. に示す . 鋼管角部を R 形状にモデル化した溶接部付き. 表 2 溶接部材料特性. モデルは最も実験結果に近い . 試験体 No.1,5,9, および No.10 の鋼管角部 R 形溶接部ありモデルの材料特性. 材料の降伏点. 溶接部 1. 溶接部 2. 外ダイアフラム溶接金属. 335 509. 326 406. 図 7 完全弾塑性モデルによる降伏耐力と実験結果の比較. 表 3 有限要素法解析 (FEA）結果と実験結果の比較. を素材実験結果と完全弾塑性材料モデルの 2 種類につ. 試験体 No.. 試験体名. 実験結果. 1. S25R-1.0. 1040. 956. (%) 0.92. 2. E25R-1.0. 1180. 1029. 0.87. 3. E25R-0.4. 1160. 1013. 0.87. 4. S25L-1.0. 405. 426. 1.05. 評価と実験結果はよく対応しており , 完全弾塑性材料. 5. E25L-1.0. 556. 479. 0.86. 6. E25L-0.4. 541. 475. 0.88. 特性を用いたモデルは，接合部降伏耐力評価に対して. 7. E25L-0.2. 421. 373. 0.89. いて解析を行う . 図 4 と表 1 に示すように , 実験シミュレーションは非常に良い結果となっている . 表 1 と図 3 に示すとおり完全弾塑性材料モデルによる降伏耐力. 適切であると考えられる . . FEA 結果. FEA 結果 / 実験結果平均値標準偏差. 0.91. 0.062. を上手く評価した ( 表 3, 図 7).2.1 の完全弾塑性モデルと同様に , 図 5 に示すように試験体の FEM 解析モデルを作成する . 解析モデルは対称性を考慮して 1/2 モデルとし , 構成要素には 8 節点ソリッド要素を用いる . 塑性域における構成方程式は ,von Mises の降伏条件 , 等方硬化則 , 連合流れ則に基づく . 図 6, 表 2 に示すように接合部をモデル化する . 3 梁が偏心して取付く外ダイアフラムの降伏耐力に及ぼすパラメータの影響 3.1 解析概要偏心梁付き外ダイアフラムの力学性状を考察するため ,60 ケースの解析モデルを作成し ,FEM 解析を行う . 解析変数は以下とする .. 図 4 試験体 No.1,5,9,10 のシミュレーション結果表 1 完全弾塑性モデルによる実験シミュレーションの精度実験結果. 試験体 No.1 試験体 No.5 試験体 No.9 試験体 No.10. 降伏耐力 (kN) シミュレーシ完全弾塑性モョン結果デル結果. Py,exp. Py,FEA. Py,ep. 487 394 313 298. 461 380.5 335 330. 461 379.7 335.1 330. 平均値標準偏差. 1) 梁フランジ幅と鋼管幅の比率 Bf/D= 0.5,0.7.. 降伏耐力評価の精度. 2) 外ダイアフラム外壁側のせい hdo=20,25,30,35(mm). Py,FEA/Py,exp Py,ep/Py,exp 0.95 0.97 1.07 1.11 1.02 0.07. 3) 偏心率 e/D. 0.95 0.96 1.07 1.11 1.02 0.07. Bf/D=0.5 の場合 ,e/D=0 〜 25%, 刻み 6.25%. Bf/D=0.75 の場合 ,e/D=0 〜 12.5%, 刻み 3.125%. 角形鋼管と外ダイアフラムの応力度−歪度関係には. 2.2 実験シミュレーション 2. 完全弾塑性材料特性を使用し , 溶接部分を外ダイアフ. 伊藤らの外リングダイアフラム形式柱梁接合部引張. ラムと同じ材料特性として設定し , 梁フランジを弾性. 実験の梁偏心形式シリーズを実験シミュレーション. 材として設定する . ヤング率を 2.1 × 105N/mm2, 鋼管. する 5). 試験体の素材実験データを使わず , 材料降伏. 鋼材の降伏点を 295N/mm2, 外ダイアフラム鋼材の降伏. 点を用いた完全弾塑性材料特性モデルによる FEM 解析. 点を 325N/mm2 として設定する . 接合部における地震. を行い ( 図 5), 偏心梁付き外ダイアフラムの降伏耐力. 時応力を再現するため , 図 8 に示すような同方向加力境界条件を設定する .. 鋼管 -x 方向へ強制変位. 3.2 解析結果と考察 +x 方向へ強制変位. 図 9 に出寸法と偏心率が接合部降伏耐力に及ぼす影. z 方向移動拘束溶接部. 外リングダイアフラム. 図 5 外リングダイアフラム引張実験シミュレーション境界条件と溶接部のモデル化. 響を示す . 偏心梁付き外ダイアフラムの出寸法の大小により偏心率が降伏耐力へ及ぼす影響が異なることがわかる . 図 10 に a/D=0.2,0.4,0.6 時の偏心率−降伏耐. 55-2.

(3) 固定支持. +x 方向へ強制変位. (a)a/D=0.2. z 方向移動拘束. (c)hdo=35 (mm). (b)a/D=0.6. 図 8 同方向荷重として図 10 a/D=0.2,0.4,0.6 時偏心率−降伏耐力の関係境界条件の設定力関係を示す .a/D=0.4 以下は既往研究のリング形外ダイアと同等の性状を示すが ,a/D=0.4 以上では偏心率が大きいほど降伏耐力が低減する傾向にある . 図 11 に示す荷重−局部変形関係によると偏心率が大きいほど , 出寸法の増大による降伏耐力の上昇率が低くなる . 図 12 に示す荷重−局部変形関係によると出寸. (a)a/D=0.2. (b)a/D=0.2. (c)a/D=0.6. (d)a/D=0.6. 法が大きい場合には偏心率が大きいと , 外ダイアフラム外壁側のせい hdo の増大による降伏耐力の上昇率は大きくなる . 図 13 に接合部が降伏する時の Mises 相当応力および X 方向分布を示す . 出寸法が大きい場合，鋼管角部反偏心側附近において応力が減少する . 図 14 〜 15 に鋼管フェイス位置における外ダイアフラムのの X 方向応力分布を示す . ただし , 外ダイアフラムの出寸法の小さい場合は従来の研究より明らかであるため , 出寸. 図 9 a/D の大小よる偏心率−降伏耐力関係. 法の大きい場合に関する知見を以下にまとめる . １）鋼管中央部から反偏心側鋼管角部まで応力が伝達される領域は , 偏心率によらず無偏心の場合とほぼ一致している . ２）反偏心側の外ダイアフラムの応力は , 偏心率が増加するにしたがって小さくなる .. (a)e/D=0. (b)e/D=25%. ３）偏心側の外ダイアフラムせいと偏心梁付き外ダイアフラムの降伏耐力の間には線形関係がある .( 図. 図 11 違い a/D の荷重−局部変形関係. 12(b)) ４）偏心率が大きいほど接合部降伏耐力が線形的に減少する .( 図 10(b)) 4 梁が偏心して取付く外ダイアフラムの降伏耐力算 (a)e/D=0. 定法. hdo=20 mm. hdo=35 mm. (b)e/D=25%. 図 12 hdo が接合部降伏耐力へ及ぼす影響 (a/D=0.6). 反偏心側. 偏心側. 反偏心側. 偏心側. 325N/mm2. X 方向応力分布 0. -325N/mm2. 図 14 a/D=0.6 の場合 ,e/D による降伏する時 X 方向応力分布. 325N/mm2 偏心側. Mises 相当応力分布偏心側. 反偏心側. 反偏心側. 0. 図 13 a/D=0.6 モデル降伏する時の応力分布 55-3.

(4) 反偏心側. e/D=25%. 偏心側. 反偏心側. 偏心側. e/D=0. 表 5 第 3 章 FEM 解析モデルの降伏耐力算定値 /FEM 解析結果梁フランジ幅 Bf/D=0.5 Bf/D=0.75 出寸法平均値標準偏差平均値標準偏差 a/D=0.2 1.30 0.22 1.27 0.10 a/D=0.3 1.15 0.08 a/D=0.4 1.08 0.11 1.08 0.05 a/D=0.5 1.10 0.03 a/D=0.6 1.11 0.04 1.15 0.03. 図 15 hdo による降伏する時 X 方向応力分布 (a/D=0.6) 3 章で得られた知見により偏心がある場合に偏心の影響を受けるのは反偏心側の応力伝達だけであること , 偏心梁付き外ダイアフラムの耐力は偏心率の増加にしたがって線形的に減少することから , 偏心による低減係数を偏心率の 1 次式として既往の耐力式に乗じることを考える . 偏心率 0 の場合の低減率が 0% であり , 偏心率 50% の場合の低減率が 100% と仮定する . 以上の仮定を導入すると，偏心梁付き外ダイアフラムの降伏耐力は次式で算定できる . 接合部降伏耐力. Py = Pyo + re i Pyi e=0. 偏心側伝達応力 ⎡ ⎢ 2 ( χ + t 2) Pyo = ⎢ ⎢ 3 1+ a 2 4 ⎡ χ + t 2 − D − B f ⎣ ⎢⎣. {. (. ) 2 ⎤⎦ } 2. 図 16 第 3 章 Bf/D=0.5,a/D=0.6,hdo=20,35 mm のモデルの降伏耐力算定値と FEM 解析結果の比較. ⎤ 2hdo ⎥ ⎥ i t dσ dy + 3⎥ ⎥⎦. 表 6 耐力算定式想定適用範囲の精度検討. 降伏耐力を算定し , 表 5 と図 16 に比較検討を示す . ま. 降伏耐力算定に影響する耐力算定値 /FEM 解析結果パラメータ平均値標準偏差 20 1.145 0.099 D/t 30 1.207 0.130 40 1.291 0.156 0.5 1.176 0.117 a/D 0.6 1.212 0.155 0.7 1.256 0.144 0.5 1.177 0.110 Bf/D 0.75 1.252 0.162 20 1.247 0.158 hdo (mm) 35 1.182 0.118 全体 108 ケース 1.215 0.143. た鋼管の幅厚比に関する精度検討を行い , 前章と同. を確認した . 偏心率など接合部耐力に与える影響につ. じ形式のモデルを使用し , 同様な解析条件を設定す. いて数値実験を行い，その結果に基づいて，偏心梁付. る . 角形鋼管柱の幅厚比は 20,30,40 の３種類 , 梁フ. き外ダイアフラムの崩壊メカニズムと力学性状を明ら. ランジ幅 (Bf/D) は 0.5,0.75 の２種類 , 出寸法 (a/D). かにした . 反偏心側における外ダイアフラムの応力伝. は 0.5,0.6,0.7 の３種類 , 外ダイアフラム偏心側せい. 達に対して偏心による低減係数を導入した耐力算定式. は 20mm,35mm の２種類 , 偏心率は 0, 可能な偏心率最. を提案し，多数の比較検証により本算定式による耐力. 大値及びその半分の値の３種類である . 合計 108 ケー. 計算値と FEM 解析結果はよく対応したので , 偏心によ. スである . 耐力算定式想定適用範囲の精度検討を表 6. る耐力低下傾向を概ね表現することができたと言え. に示す . 解析結果による幅厚比が 20,30,40 の場合，. る.. 10% 〜 30% 程度の過大評価となっている .. 参考文献. 応力低減率 . re = 1− 2 i. e D. . 無偏心の場合の反偏心側伝達応力 ⎡ ⎢ 2 ( χ + t 2) Pyi e=0 = ⎢ ⎢ 3 1+ a 2 4 ⎡ χ + t 2 − D − B f ⎣ ⎢⎣. {. (. ) 2 ⎤⎦ } 2. ⎤ 4hdi ⎥ ⎥ i t dσ dy + 15 ⎥ ⎥⎦. 誘導された耐力算定式により 3 章で用いたモデルの. 5 結論本論では，完全弾塑性モデルの有限要素法解析の精度を考慮した解析手法を提示し，実験結果との比較検証により精度よく接合部の降伏耐力を評価できること. 1) 日本建築学会近畿支部鉄骨構造部会 :1995 年兵庫県南部地震 , 鉄骨建物被害調査報告書 ,1995.5. 2) 松尾真太朗他 : 外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の設計式 , 日本建築学会構造系論文集 , 第 618 号 ,pp.221-228,2007.8. 3) 松尾真太朗他 : 外柱を対象とした外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の耐力算定 , 日本建築学会構造系論文集 ,vol.73, 第 626 号 ,pp.653-660,2008.4. 4) 上場輝康他：はりが偏心して取り付く鋼管柱・はり接合部に関する研究 , - その１. 外ダイアフラム形式接合部の局部破壊 -, 日本建築学会近畿支部研究報告集， pp.197-200,1990. 5) 伊藤綾那他 : 外リングダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の局部耐力評価 , 日本建築学会構造系論文集 , 第 668 号 ,pp.1855-1864,2011.10.. 55-4.

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