R6‑010

2020年度砂防学会研究発表会概要集

礫衝突を受ける鋼管継手の耐荷性能に関する一考察
砂防鋼構造物研究会 ○國領ひろし，飯塚幸司，山内秀基
防衛大学校
堀口俊行の 2 ケースとした．なお，ボルトには初期張力として設計ボルト軸力 205 kN をあらかじめ導入した．
2.2 材料特性表－3 に，解析時の材料物性値を示す．鋼管は STK490，フランジプレートは SM490，接合ボルトは高力ボルト（S10T）で，礫は球状弾性体とした．鋼製材料の構成則は，バイリニア型の応力～ひずみ関係を与え，降伏応力には von-Misesの降伏条件を適用し，等方硬化するものとした．
3. 解析結果
3.1 両端固定はりモデル
図－2 に，両端固定はりモデルの相当塑性ひずみ分布を示す．図－2(a)の静的載荷，図－2(b)の動的載荷ともに，載荷点のフランジプレート，鋼管はり支点付近およびフランジプレートとの接合部付近の鋼管で塑性化が進行していることがわかる．なお，フランジプレートの開きは，載荷部（継手上部）と継手下部の両方で確認され，とくに引張側となる継手下部で顕著であった．
図－3 に，接合ボルトの相当塑性ひずみ分布を示す．ボル
トの破断は，両載荷とも継手下部のボルトで認められた．
一方，継手上部のボルトでも相当塑性ひずみ値が大きくなっている．これは，載荷に伴い継手上部のボルト孔が圧縮されて変形し，ボルトに荷重が作用したためと考えられる．
図－4 に，荷重～変位関係を示す．なお，図中の×印は接合ボルトが破断に至った時点を示している．まず，図－4(a)の静的載荷では，ボルト 1 本が破断に達した時の最大荷重は 5,622 kN で，載荷点変位は 51 mm となる．ここで，設定した継手強度から継手部に作用する理論上のはりの最大荷1. はじめに鋼製透過型砂防堰堤（以下，透過型）は，土石流等を捕捉する砂防構造物であり，土石流中の巨礫等の衝突を受けることが想定される構造物である．本構造物では，各部材の連結に接合ボルトによる鋼管継手（フランジ継手）が採用されている．フランジ継手は，構造の一体性を保つうえで重要な部材であるが，透過型のフランジ継手を対象とした動的な実験や解析などの研究はあまり見当たらない．
そこで，本研究では透過型に用いられているフランジ継手を対象に，礫衝突荷重に対する耐荷性能とその安全性を解析的に検討するものである．
2. 解析条件
2.1 解析モデル
解析は，有限要素法による非線形解析汎用ソフト（Marc）を用いて実施した．解析モデルは，図－1(a)に示すような両端固定はりモデル（継手に礫が直撃するタイプ）と図－1(b)に示すような片持ちはりモデル（鋼管に礫が衝突するタイプ）の 2 タイプである．各部材の断面寸法は，表－1 に示すとおりで，継手の強度（曲げ応力度）は，腐食しろ（0.5 mm）控除後の鋼管断面に対し，降伏点 σy の 75 %以上 1)となる仕様とした．要素は，3 次元ソリッド要素で，支点となるはり端部は完全固定の境界条件とした．接触条件（摩擦係数）
は，鋼材と鋼材および鋼材と接合ボルトの接触面は 0.4，鋼材と礫の接触面は 0.3 に設定した．
表－2 に，荷重モデルを示す．荷重モデルは，静的載荷（ボルト 1 本が破断に至る（破断ひずみ）までの漸増載荷）と直径 d = 1.0, 2.0 m の礫が速度 10.0 m/s で衝突する動的載荷

支点［完全固定条件］

支点［完全固定条件］

鋼管

表－1 断面寸法（単位：mm）

礫

礫

フランジプレート断面寸法

鋼管

D 500.0 × t 17.0（径厚比 D / t = 29）
φ 700.0 × t 45.0
M 22 × L 125 × 16 本

フランジプレート
接合ボルト

接合ボルト
鋼管

フランジプレート
接合ボルト

名称表－2 荷重モデル
ケース
CASE1-1

支点［完全固定条件］

CASE1-2
CASE2-1(a) 両端固定はりモデル(b) 片持ちはりモデル
図－1 解析モデル（対称性を考慮した 1/2 モデル）
（単位：mm）

CASE2-2解析モデル
両端固定はり片持ちはり外力モデル
静的動的
静的
動的

載荷条件
ボルト 1 本が破断に至るまで載荷
礫径 d：1.0 m, 2.0 m,
速度 v：10.0 m /s
ボルト 1 本が載荷に至るまで載荷
礫径 d：1.0 m, 2.0 m,
速度 v：10.0 m/s

表－3 解析に用いる材料特性
名称

材質

単位体積重量ヤング係数 E

ポアソン比 ν降伏点 σy

引張強さ σb

伸び鋼管
フランジプレート
接合ボルト

STK490
SM490
S10T

77.0 kN/m3
77.0 kN/m3－2.0 × 105 N/mm2
2.0 × 105 N/mm2
2.0 × 105 N/mm20.30
0.300.30

315 N/mm2315 N/mm2
900 N/mm2

490 N/mm2
490 N/mm2
1,100 N/mm2

23 %（管軸方向）
23 %
14 %

303

2.023e-01

フランジプレートの開き 0.5 mm

フランジプレートの開き 1.0 mm

フランジプレートの開き 3.3 mm〔引張側〕
鋼管のへこみ変形

フランジプレートの開き 5.5 mm〔引張側〕

1.821e-01
1.618e-01

鋼管のへこみ変形

1.416e-01
1.214e-01
1.012e-01〔引張側〕

8.092e-02〔引張側〕

フランジプレートの開き
12.0 mm

6.069e-02
4.046e-02

局部座屈

2.023e-02(b) 動的載荷（礫径 2.0 m の場合）
(a) 静的載荷
図－2 相当塑性ひずみ分布（両端固定はりの場合）

0.000e+00〔継手上部〕

1.244e-01

局部座屈

フランジプレートの開き
18.8 mm(b) 動的載荷（礫径 2.0 m の場合）
(a) 静的載荷
図－5 相当塑性ひずみ分布（片持ちはりの場合）〔継手上部〕〔継手上部〕〔継手上部〕

1.120e-01
9.952e-02

ボルトの破断塑性化の進行塑性化の進行8.708e-02

塑性化の進行7.464e-02

ボルトの破断なし

6.220e-02
4.976e-02
3.732e-02

ボルトの破断ボルトの破断2.488e-02
1.244e-02〔継手下部〕〔継手下部〕〔継手下部〕(a) 静的載荷(b) 動的載荷（礫径 2.0 m の場合）
図－3 接合ボルトの相当塑性ひずみ分布（両端固定はりの場合）
8,000

8,000

荷重 (kN)

6,000

接合ボルト
1 本目破断時

5,000

4,000

載荷点

3,000

4,000

接合ボルト 接合ボルト
1 本目破断時 2 本目破断時

3,000

1,0001,0000

1,500

5,000

2,000

20

40 60 80
変位 (mm)

100 120

1,250
1,000
750

載荷点 (d = 1.0 m)

鋼管の局部座屈
載荷点

250

載荷点下部 (d = 1.0 m)

2040 60 80
変位 (mm)

100 120(b) 動的載荷(a) 静的載荷
図－4 荷重～変位関係（両端固定はりの場合）

載荷点 (d = 2.0 m)

1,250
1,000
鋼管の局部座屈750500

載荷点 (d = 1.0 m)

250

載荷点下部 (d = 1.0 m)000

載荷点下部 (d = 2.0 m)

1,750
1,500

載荷点下部

50000

接合ボルト 1 本目破断時

1,750

6,000

2,000

2,0002,000

載荷点下部 (d = 2.0 m)
載荷点 (d = 2.0 m)

7,000

荷重 (kN)

載荷点下部

荷重 (kN)

7,000〔継手下部〕(a) 静的載荷(b) 動的載荷（礫径 2.0 m の場合）
図－6 接合ボルトの相当塑性ひずみ（片持ちはりの場合）

荷重 (kN)

0.000e+00

0

100 200 300 400 500 600
変位 (mm)0100 200 300 400 500 600
変位 (mm)(b) 動的載荷(a) 静的載荷
図－7 荷重～変位関係（片持ちはりの場合）

重 Pa1 を求めると，Pa1 = 2,846 kN（= 8・0.75σy・Z / L，ただし，Z：断面係数，L：スパン長）となり，約 2 倍（= 5,622 kN/ 2,846 kN）の荷重でボルトが破断したことになる．一方，
図－4(b)の動的載荷では，礫径 1.0 m ではボルトの破断には至らず，礫径 2.0 m で最大荷重 6,890 kN となり，変位が 55mm となった時点でボルトの破断が認められた．
3.2 片持ちはりモデル
図－5 に，片持ちはりモデルの相当塑性ひずみ分布を示す．
図－5(a)の静的載荷，図－5(b)の動的載荷ともに，載荷点では鋼管のへこみ変形が発生し，鋼管はり支点付近では局部座屈が生じていることが確認された．なお，フランジプレートの開きは，引張側となる継手上部のみで発生している．
図－6 に，接合ボルトの相当塑性ひずみ分布を示すが，図－6(a)の静的載荷では，継手上部のボルトで破断が確認されたが，図 6－(b)に示す動的載荷では，礫径 2.0 m の場合でもボルトの破断は認められなかった．
図－7 に，荷重～変位関係を示す．なお，図中の×印はボルトが破断に至った時点，△印は鋼管が破断ひずみに達した時点を示す．まず，図－7(a)の静的載荷では，鋼管が先行して局部座屈が生じ（荷重 1,113 kN），ボルト 1 本が破断に至った時の荷重は 1,569 kN，変位は 523 mm となる．ここで，理論上のはりの最大荷重 Pa2 は，Pa2 = 712 kN（= 0.75σy・Z / x，304

ただし，x：載荷点から継手までの距離）となり，約 2 倍（=1,569 kN / 712 kN）の荷重でボルトが破断したことがわかる．
一方，図－7(b)の動的載荷では，礫径 1.0 m, 2.0 m の場合ともに，ボルトの破断には至らず，礫径 2.0 m の場合に荷重1,164 kN，変位 394 mm で鋼管の局部座屈が確認された．すなわち，片持ちはりモデルの場合では，ボルトが破断に至る前に支点付近の鋼管が局部座屈を起こすことがわかる．
4. まとめ
本研究の成果をまとめると，以下のようになる．
1）本解析条件では，継手部に設定した強度の 2 倍程度の耐荷性能を有していることが確認された．
2）礫径 1.0 m，速度 10.0 m/s 程度の礫衝突では，ボルトは破断せず，継手は安全であることが認められた．
3）礫径が 2.0 m と大きくなると，継手直上に載荷する両端固定はりモデルでは，ボルトは破断することが確認された．
4）本解析での片持ちはりモデルでは，鋼管支点付近の局部座屈が先行し，継手には大きな影響がないことがわかった．
5）本解析条件は一例であり，今後，スパン長や継手位置の違いによる影響など，さらなる検討が必要であると考える．
参考文献
1) 鋼製砂防構造物委員会編集：鋼製砂防構造物設計便覧，（財）
砂防・地すべり技術センター，平成 21 年版，2009