破断により決定されるブレースの塑性変形能力に関する文献調査214-142

山田 修平

１．序論
地震発生時に鋼材ブレースは、何度も伸縮を繰り返

H 形では等価幅厚比β（一般化幅厚比と呼ぶ）、円形とし、座屈を伴い、やがて破断に至る。しかし、種々の箱形、山形については、一般化幅厚比・径厚比β*を算出

断面形状、細長比 λ、幅厚比 β などの部材の設計条件し格納する。さらに、構造ランク FC の上限となる一般に応じて、いつ破断が生じるか評価方法については不化幅厚比 βy*=b/t √𝜀𝑦 を算出する。さらに H 形断面は明瞭な点が多い。鋼材ブレースが破断に至るまでの塑β*=√βf 2 + βw 2 /62 (𝛽𝑓 =b/tf√𝜀𝑓𝑦 ,βwy=d/tw√𝜀𝑤𝑦 )を算出する。

性変形能力に関して文献調査された既往研究として、載荷履歴パターンは正負一定振幅載荷、片側一定振幅

伊藤ら 1)の研究がある。この文献 1)は、鋼圧縮材ブレ載荷、正負漸増振幅載荷、片側漸増振幅載荷、混合振幅ースを対象にしており、引張ブレースの試験体は含ま載荷の５つを格納する。

れていない。また、圧縮側の挙動に重点を置いているので、引張側(破断)の検討が箱形断面に限られている。

実験結果における荷重変形曲線より以下の４点を読み取り格納する。

さらに文献 1)は 2009 年に発表されたものであり、そ１.圧縮側の最大耐力点（Nｍ/Nｙ，ηｃｍ）

れ以降の文献は調査されていない。そこで本研究では２.耐力劣化途中の Nｙ時（Nｙ/ N，ηｃｙ２）

鋼材ブレースが破断に至るまでの塑性変形能力につい３.座屈後安定耐力（Nu/Ny，ηcu）て、既往実験の事例をデータベースとして収集し、そ４.除荷点（Nend/Ny，ηcend）の評価方法について検討する。

荷重は降伏軸力 Nｙで基準化し、ηｃは圧縮側の累積塑

２.文献調査性変形率である。なお、降伏変形δy は弾性勾配を仮定

2.1 調査方法

したときの Ny 時の変形とし、仮定した弾性勾配は EA/L(L文献 1)のデータベースに加えて、既往の実験データは材長)である。座屈後安定耐力 Nu は LSD 指針式 2)からから繰り返し載荷および単調載荷の軸方向の荷重と変算定し、実験結果ではじめて Nu に達したときの圧縮側の形関係の実験結果が記されたものを、日本建築学会、累積塑性変形倍率を求めた。耐力劣化途中の Ny は対象と支部研究報告集、日本建築学会学術梗概集および鋼構なる実験データが少ないが、元の降伏耐力を維持できな造論文集を中心に収集する。

くなる点であり、データベースに格納することとした。

破断するときの正確な塑性変形能力を数値解析で算出するのは難しいため、実験結果のみを対象とする。
また、柱・梁とブレースが組み合わさった骨組の実験除荷点に力学的意味はないが、荷重変形曲線を追跡できる範囲がわかるので、データベースに格納した。
さらに、本論で新たに格納する項目を以下に示す。

（１フレームの柱がピン接合のものは含める）は、ブ

文献 1)で算出された一般化幅厚比は断面ごとに値のレースのみの挙動を算出できないので除外する。接合位置づけが異なる。そこで、構造ランク FC の上限とな部のみに着目した実験は、圧縮時の座屈の影響が無視されているので、データベースから除外する。実験デる一般化幅厚比 βy*で β*を除することで断面ごとの違いを無くして、一般化幅圧比β̅ =β*/βy*として再定義する。

ータの読み取りが難しいものは省いている。文献 1)よH 形については、β*としてβ̅を算出しデータベースに格納り新たに加えた試験体数は、Ｈ形 31 本、角形 6 本、した。また、弱軸曲げを受けるため、ウェブの影響を無円形 47 本、箱形 27 本、山形 33 本の合計 144 本である。

視することとし、フランジのみの幅厚比 βf を算出しこれを βfy で除することで､𝛽̅f=βf/βfy を算出した。さらに破断2.2 データベースの有無および、破断位置を新たに格納した。

データベースは文献 1)に倣って作成する。断面形状

実験結果については新たに、限界域までの正側・負側・は矩形、H 形、円形、箱形、山形の５種類である。材合計の３つの累積塑性変形 ηcr+･ηcr―･ηcr と正側・負側の料特性は材料引張試験おける降伏強さ、引張強さ、初塑性率 γcr+､γcr―を算出しデータベースに格納する。累積期ヤング係数の３つを格納する。細長比λ=lb/i（lb塑性変形は一般的に耐力が低下する亀裂貫通までの値をは座屈長さ、i は断面２次半径）を算出する。さらに算出しているが、実験結果に亀裂貫通までの実験結果が*降伏強さとヤング係数を用いて、一般化細長比λ =√記していない文献については、破断に至るまでの累積塑εy･λ/πを算出し格納する。幅厚比・径厚比に関して性変形の値を算出し格納した。

200200300
円形y = 53.341x-0.848
R² = 0.2062
200

100100100300

円形

y = 122.68x0.3566
R² = 0.0478

300

0300

0.5
箱形

101.5

y = 31.037x-1.131

y = 91.167x-0.452
R² = 0.0387

300

0.5

1100
001.50.5

箱形 y = 25.309x-1.916 300

R² = 0.2074

300

200

000

円形

1箱形

200200

200

20100

100

100

100
1200 001y = 338.71x0.3788
1.5 1200 00.5
H形

R² = 0.0415

0.5H形

101.5 1200 0

y = 69.632x-1.715
R² = 0.5468

800

800

400

400

400

0003000.51山形

y = 49.066x0.93060.51300

100

10000.5

1３.考察

1.5

11.5

山形 y = 56.313x0.8619
R² = 0.0444

10000.5

R² = 0.1873

200

000.5

11.50.5

11.500.5

11.500200030

101.5

200

1.520

山形 y = 82.583x3.7487 300

R² = 0.2261

0-1.098
1y = 140.89x1.5

001.5

100.5 H形

R² = 0.1686

800

0.530

y = 16.079x-2.502
R² = 0.6665

R² = 0.6696

01.500.5

11.5H形

300
Ｈ形（正負漸増以外）
円形
200
円形（正負漸増以外）
箱形
100
箱形（正負漸増以外）
0山形
山形（正負漸増以外）
下限式 00.511.5

図 3.1 累積塑性変形と一般化細長比及び一般化幅厚比の関係
ηcr=10･𝛽̅-2累積塑性変形に関して、一般化細長比との関係は箱形断面は増加に伴い減少傾向にあるが、その他の断面について（１）

γcr+=𝛽̅-2γcr-=𝛽̅-2（２）（３）

は目立った傾向はみられなかった。一般化幅厚比に関して
は、箱形断面・円形断面及び H 形断面（β̅f )は累積塑性変形

これより、一般化幅厚比の値より、塑性変形能力のほぼ下の増加に伴い多少のばらつきはあるが、減少傾向にあるの４.結論が確認できる。山形断面については、一般化幅厚比および一般化細長比との相関性がないことが確認できる。√𝜆∗ 𝛽̅と限の値を求めることができるのではないかと考える。
一般化細長比および一般化幅厚比より塑性変形能力について検討したところ、一般化幅厚比のみのほうが相関性はの関係は、箱形断面・円形断面及び H 形断面(β̅f )に関しては、√𝜆∗ 𝛽̅の増加に伴い減少傾向にあるが、全断面ともに顕高いことが確認できたため、それに基づく評価式を提案し著ではないが一般化幅厚比のみのときと比べ、少し傾向がとしていきたい。

弱まったように見える。山形断面については相関性が全く参考文献見られなかった。

１) 下田裕介，伊藤拓海：繰返し載荷を受ける鋼圧縮材の断面ごとに値を変えるよりも、全断面を一つの値に絞り一般化幅厚比のみで検討するのが妥当であると考え、一般た。山形断面については不十分な点が多いので今後の課題

耐力と変形能力のデータベース，その１

関東支部研究報告集Ⅰ，pp.441-444，2010.2

化幅厚比のみ累積塑性変形倍率及び塑性率の全断面をまと

２）伊藤拓海，桑村仁：鋼圧縮材の耐力と変形能力のデーめたグラフを示す。H 形断面、箱形断面及び円形断面に着タベース，鋼構造工学論文集，Vol.52B，pp.369-380，

目してみると、似た負の相関性があることが確認できる。

2006.3そこで、全ての断面のほぼ下限を通る下限式を提案する。

（向出研究室）