寒冷時の耐震性能に関する実験的研究 | プラスチックベアリング株式会社

Scientific Reports volume 13、記事番号: 4486 (2023) この記事を引用

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メトリクスの詳細

鋼製H形鋼とコンクリートを充填した冷間成形鋼製柱からなる軽量鉄骨構造について、裸フレームと充填フレームの耐震性能比較試験と数値シミュレーション解析を実施しました。構造物の耐震特性に及ぼす軽量壁パネル、軸圧縮比および柱の鋼部分の壁厚の影響を調査した。裸フレームの破壊は、梁と柱の接合部の溶接破壊に集中していました。壁パネルがフレームに埋め込まれている場合、損傷は壁パネルの角と端、およびコネクタに集中しました。壁パネルはフレームの初期剛性、初期のエネルギー散逸と抵抗を大幅に改善し、壁パネルのエネルギー散逸率は当初 91% にも達しました。軸方向の圧縮比が増加するにつれて、構造の抵抗は大幅に減少しました。単調荷重下では、軸圧縮比 0.4 の構造の抵抗は、軸圧縮のない構造と比較して 44% 近く減少しました。柱の鋼部分の壁厚を増やすと、構造の耐荷重能力が増加しましたが、壁厚が増加すると増加は減少しました。

プレハブ建築の急速な発展に伴い、住宅建築における鉄骨構造の適用が増加しており、エンベロープ構造は業界の注目を集めています。コンクリート充填冷間成形鋼製柱と熱間圧延H形鋼梁からなる軽量壁パネルを埋め込んだフレーム構造（いわゆるインフィルフレーム）は、主に耐震性の高い地方の低層建物に使用されています。強化の強度。フレームの損傷は主に水平荷重によって制御されます。水平荷重による二次効果は躯体へのダメージを増大させますが、低層建物の構造全体への影響はほとんどありません。

学者たちは、壁のせん断抵抗、垂直部材の耐力、複合床の性能、壁フレームの柱と床の接合部など、冷間成形された薄壁鋼の建築部材 1、2、3、4、5 を研究してきました。梁の強度、タッピンねじの接続性能、構造物の耐震性能を調査し、良好な耐震性能を備えていることがわかりました。冷間成形された薄肉鋼製柱と複合梁 6、7、8 の性能も研究され、対応する支持力の計算式が導出されています。複合コンクリート充填冷間成形鋼柱の耐火性と圧縮能力が調査されており9,10、複合柱はより優れた圧縮抵抗を示しました。学者たちは、充填壁を備えたフレーム構造の性能について多くの研究を行っており、軽量壁パネルを備えたフレーム構造の耐震特性と同様に、リサイクルコンクリート壁フレーム構造の耐震特性も研究されています。さらに、外壁パネルを備えたフレーム構造の振動台試験14が実施され、壁パネルとフレームの複合動作性能が研究されている15。上記の研究は主に高層建築物や高層建築物を対象とした冷間成形薄肉鋼製建築物の構成要素レベルでの性能や耐震性能に焦点を当ててきた。農村地域に適した低層のプレハブ軽量鉄骨フレームの耐震性能に関する研究はほとんどない。コンクリート充填冷間成形薄肉鋼柱と H 形鋼梁で構成される軽量鉄骨フレームの耐震性能については、さらなる研究が必要です。さらに、埋め込まれた軽量壁パネルとその接続がこの種の軽量鉄骨フレームの性能に及ぼす影響については、さらに研究が必要です。

壁が適切に配置されている場合、壁とフレームは水平荷重に耐えるように結合されます。水平荷重は壁の材質だけでなく、壁と構造の間の接続にも影響を受けます。複合柱の鋼材部分の壁厚は薄いため、ボルト溶接接続の全体的な性能と構造全体の破損モードをさらに研究する必要があります。軽量壁パネルと鉄骨フレーム間の接続は、通常、U 字型コネクタとモルタル接合の形で行われます。壁の水平方向の動きに対する壁パネルの接続の抵抗については、さらに調査する必要があります。

この研究では、フレームについて実験と有限要素解析が実行されました。この分析では主に裸フレームと充填フレームを比較および分析しました。ベアフレームのパラメトリック解析は主に有限要素法を用いて行われました。軸方向の圧縮率と柱の冷間成形薄肉鋼の壁厚が構造性能に及ぼす影響を考慮した。軽量鉄骨構造の耐震特性が得られ、地方における組立式軽量鉄骨構造の設計の参考となる。

2 つの平屋建て、単一スパンの 1:2 縮尺模型標本が設計されました。鋼材はQ235B、コンクリート強度等級はC35でした。有限要素モデルグループのサイズと材料グレードはテストグループのものと一致しました。試験片を表 1 に示します。柱の断面は長方形で、冷間成形された 2 本の薄肉リップ付き鋼チャンネルで構成されていました。コンポーネントの広い手足と薄い壁によって引き起こされる局所的な座屈を避けるために、柱にはコンクリートが充填されました。柱の接合部は柱と同材質の平型コネクタで接続した。詳細を図 1a、b に示します。フレーム梁にはHN150×75×5×7の熱間圧延鋼製H形鋼を採用しました。各柱端部の上部接合部は外筒状となっており、このスリーブに引張りボルトで接続されており、図 1c、d に示すように、スリーブはボルト溶接によって H 形鋼梁に接続されました。

複合柱と接合部の詳細（単位：mm）。

壁は、U 字型コネクタとセメントモルタルを介してフレームに埋め込まれた 3 枚の軽量壁パネルで構成されていました。軽量壁パネルは、両側をケイ酸カルシウムスラブで覆い、発泡ポリスチレン (EPS) コンクリートで充填されたプレハブ式のエネルギー効率の高い壁です。 SFW試験体の全体詳細、壁寸法、接続構造を図2に示します。

SFW全体図（単位：mm）。

金属引張試験の規定16に基づき、鋼製引張試験片の寸法を図3に示す。完成品の測定結果を表2に示す。柱梁接合部のボルトはM12およびM16を使用した。グレード10.9の高力ボルト。コンクリートを柱のセクションに注入し、粗骨材と細骨材を表 3 に示します。3 つのコンクリート試験ブロックを作成し、同じ条件下で 28 日間養生しました。圧縮強度 17 の測定結果を表 4 に示します。壁パネルの圧縮強度は 3.6 MPa、ポアソン比は 0.21 でした。

引張試験片のサイズと物理的試験片（単位：mm）。

試験中、次のいずれかの状況が発生した場合、荷重は停止されました。(1) 支持力が極限荷重の 85% 未満であった。（２）過度の溶接割れやボルトの切断が発生した場合。 (3) 梁端および柱端の局所的な著しい座屈または梁端の過度の変形が発生した。 (4) 壁パネルの角が潰れていたり、フレームから大きく離れていた。 (5) 壁パネルに貫通亀裂があった。

テストサイトの制限により、MTS アクチュエータは、図 4 に示すように、搭載されたデバイスに対して水平往復荷重のみを適用しました。試験に使用したMTS油圧サーボアクチュエータは、ストローク±250mm、張力648kN、推力1013kNでした。荷重速度は 0.5 mm s−1 とし、変位制御荷重 15 を採用した。具体的な手順は次のとおりです。(1) Δ ≤ 8 mm の場合、変位増分は 1 mm でした。 (2) 8 < Δ ≤ 20 mm の場合、変位増分は 3 mm でした。 (3) 20 < Δ ≤ 40 mm の場合、変位増分は 5 mm でした。 (4) Δ > 40 mm の場合、変位増分は 10 mm でした。ロードされたシステムを表 5 に示します。

デバイスとサイトのレイアウトを読み込みます。

ひずみデータは、SF 試験片に 31 個のひずみゲージを貼り付け、SFW 試験片に 38 個のひずみゲージを貼り付けた DH3816N システムを使用して収集されました。ひずみゲージ S1 ～ S31 は梁、柱、スリーブのひずみの測定に使用され、S32 ～ S34 は U 字型コネクタに、SC1 ～ SC5 は壁パネルに使用されました。 S1 ～ S12 ひずみゲージは、主にさまざまな高さでの柱のひずみを測定しました。 S31 は梁中間部の梁ウェブのひずみを測定し、残りのひずみゲージは主に梁・柱接合部のスリーブひずみと梁のひずみを測定しました。 3 つの変位計 D1 ～ D3 を各試験片の柱の基部近く、柱軸の中央、およびスリーブの中央に配置しました。試験中の荷重方向に沿った柱の変位を取得しました。試験片の測定点の配置を図5に示します。

測定点の配置。

試験荷重後の試験片の部分破壊を図 6 に示します。17 mm まで荷重を加えると、SF 試験片の複合柱がわずかな音を立て、柱の接合部にかかる応力が増加し始めました。それは鋼の降伏値を急速に超えました。最大 40 mm の荷重で、リアビームの下側フランジの接合部の溶接部に小さな亀裂が発生しました。亀裂は進展し続け、荷重が 80 mm のときに節点での亀裂の進展が明らかでした。 SF 供試体の破損は柱梁接合部に集中しており、柱梁接合部における鋼梁と柱スリーブ間の溶接部の破断とスリーブ接合部の大きな変形が特徴でした。テスト時に、ノードでのひずみの変動がデータ収集システムによって観察されました。約 40 mm まで荷重を加えた場合、取得機器のほとんどの測定点の変化曲線は比較的緩やかで、少数の測定点は依然として直線的な上昇傾向を示しました。ビームとコラムスリーブの間の溶接部に小さな亀裂が発生すると、小さな亀裂が発生する溶接領域の応力は荷重の増加とともに増加し、亀裂の幅と長さが発達し、亀裂の発達によってより多くのエネルギーが散逸されました。テスト全体を通じてフレームに明らかな損傷はなく、荷重の後の段階でも構造は依然として優れた延性を示しました。梁と柱の接合部をボルト溶接パターンで接合する場合、スリーブの形鋼の肉厚が薄いため、接合部の溶接品質に多少の影響が生じます。

試験片の破損の写真。

SFW試験体では、荷重を8mmまで加えると、壁パネル①上部のモルタルの亀裂幅が徐々に拡大しました。 14 mm まで装填すると、垂直亀裂内の迫撃砲が剥離しました。 17mmの荷重で壁パネル③のパネルが一部破損しました。 25 mm まで荷重を加えると、壁とフレームの間の隙間が増加し、その間に充填されていたモルタルのかなりの量が剥がれ落ちました。 30 mm まで荷重を加えると、壁パネルの下部コネクタが変形し始めました。 40 mm の荷重を加えると、壁パネル①の左上隅が潰れました。 50 mm の荷重を加えたとき、壁パネル①の背面の壁装パネルが破壊されました。 70 mm まで荷重を加えると、壁パネル③が柱から離れ、その間に充填されていたモルタルが完全に脱落しました。荷重が80mmに達したとき、壁パネルがフレームから外れ、壁パネルがずれ、壁パネル間の継ぎ目に幅約6mmの亀裂が生じた。

試験片の荷重 - 変位 (P-Δ) 曲線を図 7 に示します。軸方向の圧縮がない場合、SF 試験片の時間記録は先細になっていましたが、SFW 試験片の時間記録は逆 S- でした。形状、より顕著なピンチ効果を示します。その理由は、垂直荷重が存在しない場合、SFW 試験片では壁パネルとフレームの間の滑りがより明白だったためです。 SFW 試験片は、SF よりも明らかな正負の荷重の非対称性を示しました。この主な原因は、試験中に試験片に損傷が蓄積したことと、負荷ビームとフレーム間の接続ボルトの緩みでした。

荷重 - 変位曲線の時間依存性。

荷重が増加すると、SF試験片の接合部付近の溶接線に亀裂が発生し、亀裂部分に応力が集中しました。亀裂領域の応力は増加し続け、微小亀裂が発生した場所の亀裂の程度はますます激しくなりました。構造物の他の部分には新たな亀裂はありませんでした。接合部の小さな亀裂が進行し続けると、試験片の残留変形が増加し、試験片の荷重 - 変位曲線が徐々に広がり、より多くのエネルギーが散逸されました。 SFW 試験体のフレームと壁パネルの間のモルタルは継続的に剥離していました。フレームと壁パネルの間の剛性の不一致により、変形が調整されず、その結果、最初に壁パネルの弱い角で損傷が発生し、次にコネクタ間の壁パネルの弱い部分に沿って損傷が発生し、損傷の程度が増大しました。ダメージ。当初、壁パネルとフレームは連携して動作し、エネルギーの大部分は壁で消散されました。壁の損傷度が増すにつれて、コネクタが徐々に損傷して故障し、壁とフレーム間の接続が弱くなり、壁のエネルギー消費量が減少しました。後の荷重段階における壁の等価支柱効果により、壁はエネルギーを放散し続けることができました。

曲線の傾きは荷重とともに減少し、傾きの減少傾向は荷重の後の段階でより顕著になり、試験片の残留変形が増加し、試験片の剛性が低下したことを示しています。裸のフレームとは対照的に、壁が充填されたフレームは、徐々に弾性プラスチック段階とプラスチック段階に入ります。弾性段階では、充填されたフレームが良好な役割を果たし、試験片全体の剛性が向上しました。荷重が進行するにつれて、壁パネルとフレームの間のモルタルが徐々に脱落し、コネクタの継続的な変形により壁とフレームの間の接続効果が弱まり、共同作業性能が低下し、フレームのエネルギー消費が徐々に支配的になりました。荷重の後期段階では、フレームと壁は分離されていましたが、壁の同等のストラット効果により、壁が一定のエネルギー散逸の役割を果たしましたが、壁の損傷は大きく、フレームの能力は低下しました。抵抗の横方向の荷重が軽減されました。

特性値は図 8a に示す方法で求めました。特性値を表6に、スケルトン曲線を図8bに示します。 SF および SFW 試験片のスケルトン曲線は二重破線でした。溶接亀裂や壁パネルが躯体から剥離した場合でも、構造体は荷重に耐えることができ、壊れにくい構造であることがわかりました。 SFW 試験片の降伏荷重は SF 試験片の降伏荷重よりも 30 ～ 40% 大きく、抵抗の増加は 79 ～ 96% に近づきました。これは、壁が試験片の抵抗に対してより明白な影響を及ぼしていることを示しています。構造。スケルトン曲線の傾きは、SF 試験体よりも SFW 試験体の方が大きく、軽量壁パネルがフレームに埋め込まれた場合に構造の初期剛性が大幅に高かったことを示しています。

骨格曲線。

SF 試験片は初期荷重段階では弾性変形段階にあり、その後塑性展開段階に入りました。荷重が進むにつれて亀裂が進行し、損傷が蓄積しました。初期載荷段階では、SFW 試験体の躯体と壁との接合部のモルタルが完全には脱落せず、躯体は弾性変形段階にあり、SFW 試験体の剛性が大きくなっていました。するとモルタルは徐々に剥がれ落ち、壁と躯体の間に大きな隙間が生じ、徐々に剥離していきました。荷重の後期段階では、壁がフレームから外れて深刻な損傷を受けましたが、壁パネルによって形成された同等の支柱が依然として役割を果たし、水平荷重の一部を支えました。

図 9a は構造剛性の劣化曲線を示し、正規化された曲線を図 9b に示します。 SFW 試験片の剛性は減少、微増、その後減少を繰り返しながら変動しましたが、SF 試験片の剛性は連続的に減少しました。 SFW の剛性の向上は、主に壁パネルとフレーム間の接続のコンパクトさに関係しています。壁は冬の間に設置されました。接合部のモルタルが天候の影響を受け、壁や躯体が完全に充填されていなかった。試験片に応力がかかると、接合部はよりしっかりとフィットし、試験片の剛性は最初に減少し、その後増加しました。壁とフレームの間の隙間が増加すると、フレームが塑性段階に入り、SFW 試験片の剛性が低下します。

剛性の劣化。

SFW 試験片の剛性低下速度が速かったのは、充填壁とフレームの間の隙間が大きく、両者の協力能力が低下したためです。試験片の剛性は、正の荷重と負の荷重の下で著しく異なり、これは荷重ビームのボルトの緩みによって引き起こされる滑りに関連していました。 SFW 試験片の初期剛性は SF 試験片の初期剛性より 30 ～ 50% 大きかった。荷重後、両方の試験片の剛性は初期剛性の 35 ～ 45% に減少しました。最終剛性と初期剛性の比は両方の試験片で同様であり、構造が主に後期荷重時のフレームによって決定されたことを示しています。壁パネルとフレームとの間の有効な結合は荷重とともに徐々に弱まって消失し、壁の局所的な損傷の悪化により構造物の耐震特性に対する壁の影響は徐々に減少しました。

支持力劣化曲線を図 10 に示します。 Δ > 50 mm の場合、SF 試験片の支持力劣化曲線は比較的平坦で数値のばらつきが少なく、試験片の支持力はあまり低下していないことがわかります。試験片は荷重に耐え続けました。 Δ < 50 mm の場合，構造支持力の劣化係数は急速に減少し，SF 試験体と SFW 試験体の低下傾向は基本的に同じであった。負の荷重下では、水平荷重に対する壁面抵抗の影響を反映して、SFW 試験体は SF 試験体よりも支持力の低下度合いが小さかった。前方荷重下では、2 つの供試体の支持力劣化曲線の差は小さく、曲線の中間部分が重なっていました。主な原因は、壁がひどく損傷し、当時重要な役割を果たしていたフレームから外れたことでした。荷重の後期段階では、壁は同等の支柱として機能しましたが、損傷が大きかったため、その効果は小さかったです。

支持力の劣化曲線。

部分測定点のひずみ線図を図 11 に示します。載荷変位が 40 mm を超えると、SF 供試体の一部の測定点で応力が降伏強度を超えました。柱底部付近で測定された応力は鋼の降伏強度に近かったため、設計では強化する必要があります。フレーム柱の応力は荷重開始直後から急激に増加しましたが、40 mm に達すると接合部を除いて徐々に応力が増加しました。ノードに小さな亀裂が出現した後、ノードはより大きな水平荷重に耐えました。

ひずみ - 変位曲線。

SFW 試験片の接合部の応力は降伏強度の範囲内でしたが、柱の基部の応力は依然として大きかった。 U 字型コネクタにかかる応力は、10 mm まで荷重を加えた後に増加しました。これは、モルタルの脱落とコネクタの動作に関係していました。 40 mm まで負荷がかかった場合、コネクタ上の測定点の鋼応力は極限強度を超えました。壁の斜め支柱効果により、対角付近のコネクタの役割が大きくなり、この種の軽量壁ではコネクタを斜め力部分に配置する必要があることもわかりました。荷重後期では、損傷は主に壁パネル①と壁パネル③の角部に集中し、壁パネルの端に沿って進行しました。ひずみゲージの測定値はコーナー付近で大きくなりました。この段階で作用したのは主に壁の同等の斜めの支柱でしたが、角の損傷はさらに悪化しました。壁の損傷は角に沿って垂直にも発生し、損傷は徐々に上部コネクタと下部コネクタの間の壁パネルを貫通しました。荷重時の防御の第一線として、壁パネルはエネルギーを継続的に放散し、フレームへの損傷の程度を軽減しました。壁の損傷が悪化してフレームにかかる荷重が増加すると、応力が増大し、エネルギーが継続的に消散しました。後の段階では、壁は依然として同等の支柱として機能していましたが、壁の角の損傷が大きくなるにつれて、壁と柱梁接合部の接触点が下方に移動しました。

試験片のエネルギー散逸容量を表 7 に示します。ここで、E はエネルギー散逸係数、ξe は等価粘性減衰係数です。エネルギー散逸柱状図を図 12 に示す。エネルギー散逸係数およびピークにおける等価粘性減衰係数は、SF 試験片の方が SFW 試験片よりも大きかった。これは、壁パネルが構造物に埋め込まれている場合、SFW 試験片では壁とフレームの間の滑りがより明白であることを示しています。同じ荷重条件下では、壁パネルが埋め込まれているため、フレームの塑性発達は SF 試験片よりも遅く、これは SF 試験片の方が構造的損傷が大きかったことを意味します。荷重の初期段階では、SF 試験片の等価粘性減衰係数はあまり変化しませんでした。弾性期から塑性期への発展を反映し、荷重とともに増加傾向を示した。 SFW 供試体の等価粘性減衰係数の初期荷重の値が大きいことは、壁パネルとコネクタの間の摩擦が影響していることを示唆しているが、急速な減少は摩擦の影響が徐々に消失していることを示している。係数は負荷とともに徐々に増加し、その後減少しました。この変化は主に、フレームの可塑性が徐々に発達し、壁とフレームの間の効果的な接続が徐々に消失し、壁の損傷が悪化したことに関連していました。その後、ξe は SFW 試験片よりも SF 試験片の方が急速に増加しましたが、これはフレームの塑性が発達する程度に関係していました。

エネルギー散逸のヒストグラム。

壁パネルがエネルギー散逸に関与しているため、SFW は SF 試験体よりも多くの総エネルギーを消費しました。初期段階では、SFW 試験体のエネルギー消費は主に壁に基づいていましたが、徐々に、より多くの荷重に耐え、より多くのエネルギーを散逸できるフレームに開発されました。当初、両方の試験体は弾性段階にあったため、SFW 試験体の壁のエネルギー消費量は 91% 近くと計算され、壁が耐震防御の第一線として機能したことが示されました。荷重が増加するにつれて壁の損傷が増加し、接合部に亀裂が入り、モルタルが脱落し、フレームと壁が徐々に分離し、壁板のエネルギー散逸能力が弱まりました。その後、2 つの試験体のエネルギー消費値に大きな差はなくなり、壁は同等の斜めの支柱を通じてエネルギーを散逸したが、この時点で主な役割を果たしたのはフレームであったことが示されました。

軽量鉄骨構造のモデルは、パラメーター分析のために ABAQUS によって確立されました。複合柱の形鋼の軸方向圧縮率と壁厚が構造特性に及ぼす影響を両方の荷重モードで調査した。計算の成功率を向上させるために、次の仮定が立てられました。 (1) フレーム構造の溶接品質が信頼できる。 (2) 複合柱の接続は信頼性が高く、装填過程で亀裂が発生しませんでした。

モデルはテストサイズに従って確立されました。モデル内のフレーム梁、複合柱、コネクタ、ボルトなどはすべて連続要素 C3D8I でした。モデルには接触、拘束、相互作用を含む多くのコンポーネントが含まれていたため、この要素は他のオプションよりも適切に実現でき、計算精度も向上しました。鋼の構成モデルは、材料試験から得られた材料データを備えた三重線形モデルでした。コンクリートの構成モデルは CDP モデル、圧縮構成関係は Han が開発したモデル18、引張構成関係はコンクリートの引張モデルを使用した19。 CDP モデルのパラメータを表 8 に示します。モデルの信頼できる溶接品質を想定しているため、梁とスリーブ、補強材と柱、柱とカバープレートなどの溶接位置にタイ拘束が採用されました。ボルトと柱、梁、スリーブの間、およびコンクリートと冷間成形薄肉鋼板の間で面間接触が使用され、接線方向の挙動がペナルティとともに考慮され、垂直抗力がハードコンタクトとともに考慮されました。。摩擦係数は、鋼とコンクリートの間で 0.6、鋼と鋼の間で 0.45 でした。

境界条件はテストと同じです。境界条件と荷重を課す便宜上、特定の表面との運動学的結合を課すために 4 つの参照点 RP1 から RP4 がモデルに設定されました。ベースプレート (RP1) は完全に統合され、柱上部 (RP2、2RP3) には、垂直荷重適用点として x 方向の並進拘束と y 方向と z 方向の回転拘束が適用されました。スリーブ RP4 に往復荷重が加わりました。モデルと基準点を図 13 に示します。モデルは規則的な形状に分割する必要があり、30 mm のグローバルグリッドが設定されました。その後、スリーブ、柱梁接合部、ボルト穴などを改良しました。

モデルと基準点。

図 14a ～ d は、ジョイント、スケルトン曲線、支持力、および剛性劣化曲線の比較を示しています。図中、SF(T)はSF試験片、SF(NM)はSF有限要素検証モデルを表します。テスト結果と有限要素結果を比較すると、両者のスケルトン曲線がよく一致していることがわかりました。有限要素モデルは部分的に理想化されているため、2 つの計算にはいくつかの違いがあります。有限要素シミュレーションのスケルトン曲線の抵抗はテストのそれより約 10% 小さく、降伏荷重の差は 4% 未満であり、曲線の傾向は一貫していました。有限要素モデルでは、構造はビームフランジとスリーブ接合部の間の接合部に大きな応力を持っていました。これは、接合部の溶接部の応力が大きすぎて試験時に破壊できないという現象と一致していました。

有限要素モデルの検証。

モデルには、軸圧縮比 0、0.2、0.4 の周期荷重と単調荷重が加えられました。荷重対変位曲線を図 15 に示します。表 9 に、さまざまな軸圧縮比の特性値を示します。軸方向圧縮比が 0.4 の場合、正の荷重に対する抵抗は大幅に減少し、負の荷重に対する抵抗は減少しましたが、大幅ではありませんでした。降伏前の異なる軸圧縮比の曲線は基本的に一致しており、垂直荷重が裸のフレームの初期剛性にほとんど影響を与えていないことを示しています。構造が降伏すると、軸圧縮比が増加して構造は急速に塑性段階に入りました。これは、軸圧縮比が大きくなるほど抵抗が小さくなることを示しました。単調荷重の場合、軸圧縮比 0.4 の試験片の抵抗は、軸圧縮なしの試験片と比較して 44% 減少しました。ベアフレームの破損は主に接合部のプラスチックの発達が原因でした。軸方向の圧縮率が高くなるほど、フレームの接合部での応力の発生が速くなり、接合部での塑性の発達がより包括的になり、フレームの破損が早くなり、抵抗が小さくなります。

荷重 - 変位曲線。

構造剛性と支持力対軸圧縮比の曲線を図 16 に示します。構造の正の初期剛性は負の初期剛性よりわずかに大きく、軸圧縮比が増加するにつれて構造の初期剛性はわずかに減少しました。。軸方向圧縮比が 0.4 の場合、剛性の低下速度が速くなります。耐荷重能力の低下曲線の傾向は一貫していました。軸方向の圧縮率が小さいため、裸のフレームの剛性と支持力にはほとんど影響がありませんでした。軸圧縮比が 0.4 の場合、構造はより早く塑性段階に入り、塑性の発達もより速くなります。

剛性と支持力の劣化曲線。

形鋼の肉厚を変えた試験片の特性値を表10に示します。図 17 は、周期荷重および単調荷重を受けた試験片の荷重 - 変位曲線を示しています。単調荷重下では、構造物の荷重 - 変位曲線は同じ傾向を示しました。しかし、複合柱の形鋼の肉厚が 4 mm に増加すると、抵抗は 17 ～ 27% 増加し、肉厚が 4 mm から 6 mm に増加すると、抵抗の増加幅は減少しました。複合柱の形鋼の壁厚を増やすと構造の抵抗が増加しましたが、壁の厚さが増加するにつれて改善は減少しました。

荷重 - 変位曲線。

形鋼の肉厚に応じて変化する構造剛性と支持力の曲線を図18に示します。鋼形材の肉厚が増加すると、構造の初期剛性が増加します。鋼セクションのさまざまな肉厚の剛性低下傾向は一貫していましたが、肉厚が増加するにつれて剛性低下の速度は加速しました。構造支持力の劣化傾向線は基本的に一致しており、複合柱の鋼材部分の壁厚を増加しても構造支持力にはほとんど影響がないことが示されました。

剛性と支持力の劣化曲線。

本研究では、H形鋼の梁とコンクリートを充填した薄肉鋼柱からなる軽量鉄骨フレームの耐震性能を実験と有限要素パラメトリック解析により調査しました。構造の初期剛性と水平荷重に対する抵抗に対する壁の影響を分析するために実験が行われました。フレームの耐震性能に及ぼす柱の鋼部分の軸圧縮率と肉厚の影響を、有限要素パラメータ化を使用して解析しました。

軽量壁パネルを鉄骨フレームに埋め込むと、耐震性能に大きな影響を与え、構造物の耐力と初期剛性を向上させることができます。構造の抵抗は 79 ～ 96% 増加し、初期剛性は 30 ～ 50% 増加しました。試験荷重の後半段階で、壁パネルの破損により、充填フレームの容量が裸フレームの容量よりも早く低下しました。変位が 25 mm になると、軽量壁パネルとフレームの間の効果的な接続が明らかに弱くなりました。変位が 70 mm まで負荷されると、軽量壁パネルが柱から分離しました。

壁パネルをフレームに埋め込むと、構造の延性がある程度低下します。荷重の初期段階では、壁のエネルギー消費が構造エネルギー消費の 91% を占めました。軽量壁パネルは耐震防御の第一線でした。壁の損傷が増加するにつれて、荷重の後期段階ではフレームが主なエネルギー散逸コンポーネントとなりました。フレームに埋め込まれた軽量壁パネルが構造物の耐震性能に及ぼす影響は無視できませんでした。

軸圧縮率が 0.4 の場合、ベアフレームの降伏荷重と抵抗は大きな影響を受け、抵抗は軸圧縮がない場合に比べて 44% 減少しました。軸方向の圧縮率が増加すると、梁と柱の接合部の応力が急速に増大し、塑性が急速に発達し、フレームの破損が早くなります。形鋼の壁厚が増加しても、その厚さは構造物の耐荷重能力にはほとんど影響しませんでした。

この研究中に生成または分析されたすべてのデータは、この公開記事に含まれています。

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責任著者は、「第 10 次 5 か年計画」における中国国家重点研究開発プログラム (助成金番号 2019YFD1101003) および甘粛省住宅都市農村開発局の科学研究プロジェクト (助成金番号 JK2020-) に感謝の意を表します。 26）。彼らの経済的支援に感謝します。

この研究は、「第 10 次 5 か年計画」における中国国家重点研究開発プログラム (助成金番号 2019YFD1101003) および甘粛省住宅都市農村開発局の科学研究プロジェクト (助成金番号 JK2020-26) によって支援されました。。

蘭州理工大学土木工学部、蘭州市、730050、中国

侯宏傑 & 王秀麗

天津大学土木工学院、天津、300072、中国

チェン・ジーファ

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HJH と ZHC はアイデアを提案し、研究を設計しました。 HJH は数値モデルをシミュレーションし、結果を分析し、記事全体を執筆し、記事を改訂しました。 XLW は、この研究の鋼構造エンジニアリングの側面を監督しました。

XiuLi Wang への通信。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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転載と許可

Hou, H.、Chen, Z.、Wang, X. 冷間成形薄壁鋼コンクリート複合柱 H 鋼梁フレームの耐震性能に関する実験的研究。 Sci Rep 13、4486 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-31789-0

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受信日: 2022 年 12 月 27 日

受理日: 2023 年 3 月 17 日

公開日: 2023 年 3 月 18 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-31789-0

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