鋼の耐震性能 | 湖北省アジャイルソリューショングループサミット

Scientific Reports volume 13、記事番号: 1322 (2023) この記事を引用

1155 アクセス

1 オルトメトリック

メトリクスの詳細

実際の工学では、柱の配置が異なるため、片面火災、隣接または関連する両面火災、三面火災などの不均一な火災境界状況が発生します。本論文では、不均一火災にさらされたSRCFST部材の耐震性能を有限要素シミュレーションの手法により調査した。まず、不均一火災後の部材のP-Δ曲線、延性係数、剛性、エネルギー散逸を調査した。火災面の数が減少すると、セクションの中心での最大オーバーファイア温度が低下し、損傷が減少し、剛性の低下が減少し、エネルギー散逸能力が増加します。次に、三面火災を例としてSRCFST部材の各部材の荷重分布を計算したところ、火災後の耐震性能において最も支配的な役割を果たしているのは鋼管であり、次いで鋼製部分、コンクリートの順となっている。。最後に、延性係数に影響を与える主要な変数のパラメトリック研究が実行されました。

鋼鉄筋コンクリート充填鋼管 (SRCFST) は、その優れた機械的品質により、エンジニアリングで使用される可能性が非常に高くなります。典型的な断面形状を図 1 に示します。このタイプの部材の設計方法を改善し、その応用を促進するために、学者たちは SRCFST カラムの室温での機械的特性について広範な研究を行ってきました。軸方向に圧縮された SRCFST 部材は、Wang et al.1,2,3,4 による実験研究の対象となり、鋼骨が柱の延性と支持力を大幅に向上できることが明らかになりました。 Xu et al.5 は、SRCFST 軸圧縮短柱に対して有限要素解析を実行しました。 Ding ら 6 は、究極平衡理論に基づいて、短い SRCFST カラムを軸方向にプレスする際の搬送能力の方程式を開発しました。 Zhu et al.7,8 は、理論的な接線弾性率アプローチに基づいて、SRCFST 軸圧縮長柱の実際の長さと細さの比と弾塑性支持力の要約式を作成しました。 Wang et al.9 は、SRCFST カラムの一方向バイアス圧力試験により、力のメカニズムと損傷形態を調べました。内部鋼セクションを備えた自己充填高強度コンクリートは、偏心試験調査の対象となりました10。その結果、偏心はこれらのコンポーネントの耐荷重能力に影響を与える要素であることが明らかになりました。オフセット荷重内での SRCFST の管理と持続可能性に関する数値計算を実行し、ユーロコード 4 のモデルがこのタイプの荷重に耐える能力を大幅に過小評価していることが判明した後、SRCFST の荷重に耐える能力の予測モデルが提唱されました 11。メンバーの。 SRCFST の曲げ挙動を有限要素法で調べた結果、Wang et al.12 は、内部に取り付けられた異形鋼が正軸の移動とコンクリートの曲げ亀裂の成長を防止することを発見しました。 Zhao et al.13 は、圧縮成形されたコンポーネントの鋼鉄筋高強度コンクリート充填鋼管の測定方法を開発しました。その後、せん断 14 およびねじれ 15 にさらされた内部整合鋼および鋼管コンクリート柱の機械的特性が連続的に検査されました。 Wang et al.16,17 は、試験手順と数値計算を使用して、部材にかかる一次応力に加えて、圧縮-ねじりおよび圧縮-曲げ-せん断の複雑な荷重にさらされる SRCFST の機械的特性を調査しました。異形鋼の添加により、SRCFST 部材の剛性、ピーク荷重、および変形性能は、Xu らによる部材のヒステリシス性能の研究において、従来の CFST 柱のものよりも優れていることが示されました 18。 Xianらの研究19,20によると、この材料は断面、衝撃速度、衝撃方向による水平衝撃荷重下でのSRCFST柱の動的応答において優れた耐衝撃性を有しており、優れた耐衝撃性を示します。近年では、このような部品の耐火性や耐火設計に関する研究結果も増えています。不均一な火災下および全火災プロセス中の SRCFST 要素の耐火性に関する有限要素法研究が Han らによって行われました 21,22,23。 Meng ら 24,25 は、この種のコンポーネントの耐火性について実験的調査を実施しました。 ISO-834 標準火災後の SRCFST の残留耐力も数値的に計算され 26、さまざまな火災曝露技術下での角形内面一致形鋼および鋼管コンクリート柱の残留強度指数を予測する式も提案されました。 SRCFST の火災後の耐震性能は Han らによって研究され 27、彼らは SRCFST 部材が火災にさらされた通常の CFST 部材よりも耐震性能が優れていることを発見しました。

SRCFSTの断面形状。

実際の工学では、柱の配置の違いにより、図2に示すように、片面火災、相対的または隣接する両面火災、三面火災などが発生するなど、不均一な火災境界状況が発生します。火災後に倒壊していない建物の構造は強化および修復する必要があり、耐震性が必要な場合には耐震性能がその基準に適合しているかどうかにも注意を払う必要があります。

不均一な火災状態の概略図。

その結果、不均一火災は工学分野における典型的な種類の火災であるため、さまざまな火災境界条件後の鋼鉄筋コンクリート充填鋼管柱の耐震性能を研究することが不可欠です。この研究では、有限要素シミュレーション手法を使用して、ABAQUS による不均一火災にさらされた SRCFST コンポーネントの耐震性能を解析しました。まず、不均一火災時の温度場を解析した。次に、この種の部材のヒステリシス曲線、骨格線、延性係数、剛性、エネルギー散逸、およびその他の耐震指標が計算されます。最後に、三面火災を例に、鋼管、形鋼、コンクリートの火災後の耐震性能への寄与を検討し、延性係数をパラメトリックに検討した。

本研究では逐次熱結合解析手法を適用し、まず温度場モデルを作成し、次に機械場モデルを作成する。鉄鋼やコンクリートの熱特性は、温度場モデルの数値計算結果の精度に大きく影響します。文献を徹底的にレビューした結果、ほとんどの研究者は、コンクリートと鋼の熱特性のシミュレーションによって提案された Lie28 を使用して、試験に最も近い温度場を決定しています。そのため、この記事でも同じ熱モデルを適用しています。コンクリートは、水が蒸発して熱を吸収するときに約 100 °C まで加熱し、温度場に影響を及ぼします。したがって、この調査では、100 °C におけるコンクリートの補正静電容量と比熱について報告されている式 Han29 が利用されます。これは、次のことを意味します。式 3 に示すように、コンクリート中の水分含有量は 5% であり、すべて 100 °C で蒸発すると予想されます。 (1) と (2):

ここで、ρc' と cc' は水蒸気を考慮したコンクリートの体積重量と比熱を表します。 ρc と cc は、水蒸気を考慮しない場合のコアコンクリートの体積重量と比熱を表します。 ρw と cw はそれぞれ水の体積重量と比熱を表します。

二重折り線は、高温での自然冷却後の鋼の応力とひずみの関係をシミュレートするために使用されます。具体的な式は式 (1) です。 (3):

次の式 (4) は、高温後の降伏限界を確立するために使用されます。

ここで、Tmax は史上最高温度です。

弾性段階では、弾性係数は \(E_{{{\text{sp}}}} (\mathop T\nolimits_{\max } ){ = }E_{{\text{s}}} = 2.06 です。 \times 10^{5}\) MPa、強化段階では \(E_{{{\text{sp}}}}^{^{\prime}} (\mathop T\nolimits_{\max) } ){ = 0}{\text{.01}}E_{{\text{s}}} (\mathop T\nolimits_{\max } ) = 2.06 \times 10^{3}\) MPa。

Lin30が方程式の形で提示した方程式に基づいて、常温での鋼管コアコンクリートの応力-ひずみ関係モデルのピーク応力とピークひずみを修正することにより、高温後のコアコンクリートの応力-ひずみ関係が達成されます。 (5)。

ここで \(x{ = }\frac{\varepsilon }{{\varepsilon {}_{0}}},y = \frac{\sigma }{{\sigma_{0} }},\sigma_{0} = \frac{{f_{{\text{c}}}^{^{\prime}} }}{{1 + 2.4(T_{\max } - 20)^{6} \times 10^{ - 17} }},\varepsilon_{0} = (1300 + 12.5f_{{\text{c}}}^{^{\prime}} ) \times 10^{ - 6} \times [1 + (1500T_{\max) } + 5T_{\max }^{2} ) \times 10^{ - 6} ],\)

\(f_{{\text{c}}}^{^{\prime}} \;\) は周囲温度でのコンクリート円柱の軸方向圧縮強度、Tmax はこれまでに受けた最高温度、ξ は拘束効果です係数、\(\xi = \frac{{A_{{\text{s}}} f_{{\text{y}}} }}{{A_{{\text{c}}} f_{{\ text{ck}}}} }}\)。原点を超える応力-ひずみ関係曲線の接線の傾きは、高温後のコアコンクリートの弾性率を計算するために使用されます。

SRCFST コンポーネントの熱伝達の問題は、実際には内部熱源のない非定常熱伝導の問題です。この作業で調査された火災の状況は、熱放射と対流によって構造の外部から柱要素に熱が伝達される状況です。境界条件の 3 番目のカテゴリである ISO-834 加熱曲線は、コンポーネント境界における対流と放射の影響を考慮し、火災加熱プロセス中に温度がどのように変化するかを制御します。火の表面の場合、熱伝達係数は 25 W/(m・°C)、積分放射係数は 0.5 と見なされます。非火災表面の場合、熱伝達係数は 9 W/(m・°C)31 と見なされ、ステファン・ボルツマン定数は絶対零度で 5.67×10–8 W/(m3・K4) と仮定されます。 −273℃29．温度場計算モデルでは、鋼管とコンクリート間の接触熱抵抗を無視して全熱伝達を仮定し、鋼管とコンクリート、コンクリートと形鋼の間には「タイ」制限を採用しています。力学的場の計算モデルでは、鋼管とコンクリート、形鋼とコンクリートが「面と面」で接触します。ここで、ハードコンタクト、接線方向操作のカレン摩擦モデルを使用した平均方向、および摩擦係数は 0.6 です。図 3 は、コンポーネントの読み込み段階と境界条件を示しています。装填手順は 3 つの段階に分かれています。まず、柱部材の火面を加熱します。 2 つ目は、ヒンジ付きの柱の端で、上部に一定の軸方向の荷重が加えられることです。 3 番目は、スパン内に適用される往復変位荷重です。力制御荷重、変位制御荷重32、および力と変位制御ハイブリッド荷重は、現在使用されている提案された静的荷重実験規則の 3 つの主要なカテゴリです。本稿では変位制御載荷を選択し，載荷時の変位を制御量とし，一定の変位増加に応じて周期載荷を行い，JGJ/T 101-を参考にして目標変位振幅を求める。 201533 として 0.25Δy、0.5Δy、0.75Δy、1Δy、1.5Δy、2.0Δy、3.0Δy、4.0Δy、5.0Δy、6.0Δy、7.0Δy、8.0Δy、Δy は塔の降伏変位であり、各段はをそれぞれ 3 回繰り返します。鋼管、形鋼、コンクリート、および機械分野と熱分野の両方で C3D8R ユニットが使用されます。温度と機械的フィールドは一貫して噛み合っています。

荷重のプロセスと境界条件。

文献34ではコンクリート角形鋼管柱の不均一火災試験、文献30ではコンクリート充填角形鋼管柱の火災後のヒステリシス試験について数値計算が行われている。テストパラメータを表 1 と表 2、および図 1 と図 2 に示します。図 4 と 5 は、2 つのテスト間の比較曲線を示しています。

実験曲線と計算曲線の比較。

火にさらされた後の P-Δ ヒステリシス曲線。

耐火時間と軸方向変形の関係曲線を図 4 に示します。不均一火災下での耐火限界の数値シミュレーション結果が試験に近いことがわかります。

図5は火災後のCFST部材のP-Δヒステリシス曲線を示しており、火災後のヒステリシスループの形状と大きさも実験結果とよく一致していることがわかります。テストの曲線と数値計算で得られた曲線には多少の違いがありますが、これは数値計算が理想化されているためであり、テストプロセスには初期誤差などが存在するためです。図6に数値計算結果の比較を示します。 S3 部材の破損モードとテスト結果から、両方が一体的に曲げられていることがわかります。要約すると、このモデリング手法にはある程度の信頼性があります。

S3実験と数値シミュレーションの故障モード。

さまざまな火災曝露モードが確立された後、実際のプロジェクトの共通寸法に加えて、GB50936-201435 および JGJ138-200136 の要件を考慮して、表 3 に示す標準部材が上記のモデリングを使用して設計されました。続いて、SRCFST 部材の耐震性能解析モデルを作成しました。

さまざまな火災曝露後のさまざまな瞬間における柱スパン断面の温度雲を図 2 および 3 に示します。観察できるように、火災が均一である場合、温度場分布は二軸対称であり、火災の 3 つの側面、片側の火災、温度場は一軸対称であり、火の隣接する側です。火の場合、温度フィールドは対称ではありません。

火災のさまざまな段階における 4 つの表面すべての断面温度雲。

火災のさまざまな段階における 3 つの表面の温度雲の断面図。

火災のさまざまな段階における 2 つの表面すべての断面温度雲。

単一表面上の火災のさまざまな段階における断面温度雲。

図 11 は、さまざまな火災状況下でのさまざまな時点でのセクションに沿った幅と温度の変化曲線を示しています。火の3面、より大きな火面、後部のより熱い火面、そしてその後の火の2面。片面に火を当てた場合、裏面の温度は最も低く、ほぼ周囲温度となります。バックファイア面には火面からの熱が伝わり続けるため、加熱時間が長くなるにつれてバックファイア面の温度は徐々に上昇していきます。これは、火災側の温度が非常に高く、逆火側の温度が比較的低い場合でも発生します。受火側の温度が比較的高く、逆火側の温度が比較的低いため、温度場分布は不均一になります。これにより、部品の機械的特性に 2 つの影響、つまり異なる偏心と追加のたわみが生じ、その結果、均一な火災特性とは異なる不均一な火災特性が生じます。

温度-深さ曲線。

耐震性能には、建物の構造や部材の耐力、延性、エネルギー散逸能力などの特性が含まれます。これらの品質は、大地震が発生した場合に建物の構造がどの程度機能するかを判断するために不可欠であり、耐震性を判断するためにも重要です。この種の部材の火災後の耐震指数を決定するために本研究で使用した計算結果は次のとおりです。

図 12 は、不均一火災後の往復荷重下での SRCFST 部材の破損モードを示しています。柱の破損モードは火災境界条件に関係なく同じであることがわかります。まず、柱内に圧縮座屈が発生し、その後、除荷および逆荷重時に膨らんだ部分が再び平らになり、反対側に圧縮膨らみが生じます。荷重と除荷の変位が増加すると、膨らみ現象が増幅されますが、このタイプの部材は依然として良好な支持力を有します。

不均一な火災下での往復荷重後の SRCFST 部材の故障モード。

図 13 は、三面火災後の SRCFST 部材の各コンポーネントのスパン断面の応力雲図を示しています。非対称軸上の温度場は、温度の非対称性による材料損失の非対称を形成し、部材断面に不均一な材料場を形成し、断面の接合力の中心がずれて変形します。追加の偏心距離。内部の形鋼と周囲の鋼管の応力は、温度と往復荷重の複合的な影響により、コンクリートの応力よりも大きくなります。これは、鋼管と形鋼が荷重の大部分を負担していることを示しています。

3 つの表面で火災が発生した後の SRCFST 柱のスパン部分の応力雲。

均一および不均一火災後の SRCFST 部材の P-Δ ヒステリシス曲線を図 14 に示します。柱の P-Δ 関係が 1 に近いため、この時点で部材が弾性段階にあることは明らかです。横方向の変形が小さい場合、直線となり、明らかなヒステリシスループは形成されません。ヒステリシスループに含まれる領域は、横方向の変位が増加するにつれて徐々に増加し、すべてのヒステリシス曲線は、目立った挟み込みの問題もなくほぼ完全になります。自然冷却後に鋼の材料特性が回復するため、火災後の支持力と延性に対する外側鋼管と内側の形鋼の寄与能力が増加しました。コアコンクリートに対する外側鋼管の抑制効果により、コンクリートの接着損傷を防ぐことができ、異形鋼はコアコンクリートの斜めひび割れの発生を遅らせるか部分的に抑制することができ、コアコンクリートは外側鋼管の安定性を向上させ、鋼管と形鋼の座屈による強度低下を効果的に防止できる異形鋼。鋼管、形鋼、およびコアコンクリートの間の相互作用により、これらの部品にエネルギーを散逸させる大きな可能性が与えられます。対照的に、4 つの側面すべてが火災にさらされると、変位振幅が 58.2 mm を超えると部材が損傷し、火災面の数の増加、高いオーバーファイア温度、および深刻な材料劣化の結果としてヒステリシスループサイズが減少します。四面火災と比較すると、火災の表面が減少します。これは、過去の最高温度、材料の劣化、部材のヒステリシスループサイズ、および各ヒステリシスループのピーク荷重にも影響します。

P-Δ関係のヒステリシス曲線。

図 15 は、SRCFST カラムのスパン方向の断面のモーメントと曲率のヒステリシス曲線を示しています。火災後の SRCFST 部材の M-φ ヒステリシス曲線の形状は、火災の 4 つの側面を除いてより充実していることがわかります。 P-Δ ヒステリシス曲線は、さまざまな火災状況下での SRCFST メンバーの M-φ の特有の法則に匹敵します。火面の数が減少し、ヒステリシスループの面積が増加し、M-φ ヒステリシスループの面積が片側に適用されると、それは最大かつ最大になります。さらに、M-φ ヒステリシス曲線から、SRCFST 柱は火災にさらされても優れた耐震性能を備えていると結論付けることができます。

M-φ関係のヒステリシス曲線。

図 16 は、さまざまな火災事象を考慮した、典型的な SRCFST メンバーの P-Δ スケルトンラインを示しています。部材のスケルトンラインの変化則は、4 つの動作状況すべてで基本的に同じです。部品の最大耐荷重は、火面が増加するにつれて減少します。 4 面火災の極限耐力は 3 面火災より 13.54% 低く、3 面火災の極限耐力は 2 面火災より 5.03% 低くなります。両面火災の耐力は片面火災より 7% 低くなります。観察できるように、火面の数が減少するにつれて骨格線は温度変動の影響を受けにくくなり、横方向の往復荷重が調整因子としてより重要になります。さらに、不均一な発火により、スケルトンラインがやや高い角度で下降することが観察できます。これは、これら 3 つの火災状況では、試験片強度中心の断面が未焼成面に対してオフセットし、水平力の作用線が断面強度中心を通らず、偏心が生じるためです。

P-Δ 関係のスケルトン曲線。

試験片の剛性を表すために、次の式 (6) を使用して求められるカットライン剛性が使用されます36。

ここで、Pj はレベル j の最初のサイクル中の正および負のピーク点荷重値、Δj は対応する変位です。計算結果を図 17 に示します。火災の状況に関係なく、火災と周期的応力の複合効果によって剛性が着実に低下することが明らかです。部材の剛性低下に対する温度作用の影響は、荷重の開始時により敏感になります。 4 面燃焼と比較して、Δ = 2.2 mm の場合、剛性は 3 面燃焼、隣接面燃焼、および片面燃焼でそれぞれ 2.84%、12.03%、41.51% 増加しました。その結果、火面の数が減少するにつれて剛性が増加します。 Δ = 25 mm の場合、四面火炎と比較して、三面火炎、隣接火炎、および片面火炎の場合、それぞれ 7.31%、18.92%、および 26.12% 剛性が向上します。さまざまな火災タイプの部材の剛性の差は、往復力が上昇し、柱の剛性に対する温度の影響が低下し、横荷重が制御を発揮するにつれて急速に減少します。

剛性の劣化。

コンポーネントの変形能力はその延性であり、多くの場合延性係数で表され、次のように説明されます36、37、38、39。

ここで、Δy は降伏変位、Δu は最終変位を表します。 Park らによって提案された手法 40 を使用して降伏変位を計算し、その計算結果を表 4 に示します。見てわかるように、部材の降伏荷重とピーク荷重は、さまざまな非変形後の方がはるかに重要です。均一発火後よりも均一発火技術の方が増加し、試験片の火面の数が減少するにつれて増加値が増加します。三面火災、隣接面火災、片面火災後の試験体の降伏荷重はそれぞれ12.59%、21.62%、28.71%増加し、ピーク荷重は14.84%、22.29%、31.52%増加しました。均一に燃焼した部材と比較して、それぞれ %。これは主に、高温に達する火災により鉄鋼やコンクリートの機械的品質が大幅に劣化するためです。さらに、火災面の数が増えると、コンポーネントのオーバーファイア温度フィールドの断面積が拡大し、災害後の被害がさらに深刻になります。延性係数は、1 面に火を当てた場合に最も大きく、4 面に火を当てた場合に最も低くなり、隣接する面や 3 面に火を当てた場合の延性係数の差はそれほど大きくありません。三面火災、隣接側面火災、および片面火災はすべて均一火災よりも延性係数が高く、それぞれ 43.4%、52.6%、および 84.2% 増加しました。不均一な火災の場合、火災面の数により部材の降伏変位が増加し、終局変位の変化が比較的小さくなり、延性係数が低下します。

構造物が地震にさらされると、構造物にエネルギーが導入され、エネルギーの吸収と放出が継続的に行われます。エネルギーを散逸する部材の能力によって、システムが弾塑性状態に移行したときに耐震的にどの程度うまく機能するかが決まります。構造部材のエネルギー散逸能力は、荷重変形ヒステリシス曲線で囲まれる面積によって決まり、この面積の累積は、その大きさの観点から構造体の弾塑性エネルギー散逸を示します。図 18 は、横方向変位 Δ に対する散逸エネルギー E の曲線を示しています。火災面の数が増加するにつれて、各試験体の累積ヒステリシスエネルギー消費量が減少することは明らかです。ただし、火災が均一な場合、ヒステリシスエネルギー消費は最小限に抑えられます。これは、コラムセクションが高いオーバーファイア温度、重大な材料劣化、および早期の部材損傷を経験するためです。さらに、横方向の変位が小さい場合、部材は本質的に弾性状態にあり、ヒステリシスループで囲まれた領域が小さいため、エネルギー消費が低くなることが明らかです。横方向の変位が増加すると、部材は塑性段階に入り、ヒステリシスループの面積が拡大し、エネルギー散逸が増加します。

エネルギーの散逸。

図19および20に示すように、火災後のSRCFST部材の耐震性能に対する各要素の寄与レベルを評価するために、火災にさらされた3つの側面について各コンポーネントのP-Δヒステリシス曲線とスケルトンラインが計算されました。観察されるように、鋼管は最も高いヒステリシス曲線、すべての荷重レベルで最も優れたピーク荷重、最も硬い弾性相、および最も優れたエネルギー散逸容量を備えています。 2 位は形鋼で、最後がコンクリートです。これは、火災後、鋼管周囲の温度が急速に上昇し、断面の中心部に転移したためである。自然冷却条件の結果、鋼の材料特性は回復し、相互荷重の大部分に耐えられるようになりました。コンクリートは、異形鋼の自然に発生する保護層として機能し、断面の温度を下げ、早期の局部的な座屈を防ぎ、内部の鋼断面と周囲の鋼管を損傷から守ります。さらに、鋼管はコンクリートに斜めの亀裂が形成されるのを防ぐバリアとして機能するため、この種のコンポーネントは鋼管、形鋼、コンクリートの間の相乗相互作用により、火災後でも良好な耐震性能を発揮し続けます。

P-Δ関係のヒステリシス曲線。

P-Δ 関係のスケルトン曲線。

延性係数μは、不均一火災後の内部鋼材断面を有するコンクリート部材の耐震性能に対する各パラメータの影響則をさらに調べるために、三面火災の例の耐震指標として使用されます。次に、エンジニアリングで一般的に使用されるパラメーターの範囲内の各パラメーターに対してパラメトリック分析が実行されます。主なパラメータは加熱時間、軸圧力比、細長比、鋼含有率です。表 5 に正確な値を示します。

火災後のSRCFST部材の三面延性係数に対する軸圧縮比の影響を図21aに示します。軸方向圧縮比が全体的により大きな影響を与えることは明らかです。軸圧縮比が 0.1 の場合と比較して、軸圧縮比が 0.3、0.5、または 0.8 の場合、延性係数はそれぞれ 13.13%、44.15%、および 61.15% 減少します。したがって、構造設計を行う際には、各部材の軸方向圧力比制限を調整することが重要である。

延性係数パラメータの解析。

焼成時間が 90 分未満の場合、図 21b に示すように、焼成時間が延長されるにつれて試験片の延性係数は通常増加する傾向があります。これは、焼成時間が長いと柱の極限圧縮ひずみが大きくなり、コンクリートが遅延圧壊損傷に耐え、延性が向上するためです。部材セクションの歴史的最高温度が高く、材料特性が著しく劣化するため、焼成時間が 90 分を超えると延性係数が低下します。

図 21c は、長さと細さの比が 3 面の焼成後の SRCFST コンポーネントの延性係数にどのように影響するかを示しています。延性係数は、細長率が増加すると大幅に低下します。延性係数は、λ = 10 と比較して、λ = 30 では 65.4%、λ = 30 と比較して、λ = 50 では 52.8%、λ = 50 と比較して、λ = 70 では 38.2% 減少します。したがって、柱の長さの比率は過剰な長さの比率による部材の早期損傷を避けるために、構造を設計する際には部材を合理的に選択する必要があります。

図２１ｄに示すように、延性係数に対する鋼含有量の影響は最小限であり、異形鋼比率が増加するにつれて延性係数は低下する傾向にある。

鋼管の割合が増加するにつれて延性係数は減少する傾向があり、図21eに示すように、αtが0.08、0.15、0.2の場合、延性係数はそれぞれ7.86％、11.10％、21.43％増加しました。これは、鋼管が火災後の剛性と支持力に最も大きく寄与するためです。これは、鋼の量が増えると剛性が高まる一方で延性が低下するためです。

変位延性係数μに対するコンクリート圧縮強度の影響を図21fに示します。延性係数に対するコンクリートの圧縮強度の発現は、最初に増加し、その後減少する傾向があることがわかります。 fcu が 60 MPa 未満の場合、コンクリートの圧縮強度が増加するにつれて延性係数は徐々に増加します。たとえば、fcu が 20 ～ 40 MPa の場合は 53.7% 上昇し、fcu が 40 ～ 60 MPa の場合は 13.8% 上昇します。 fcu が 60 MPa を超えると延性係数が低下し、80 MPa は 60 MPa よりも延性が 15% 低くなります。ただし、コンクリート圧縮強度が変位延性係数に及ぼす全体的な影響は重要ではありません。

図２１ｇに示すように、鋼管の降伏限界が３９０ＭＰａより低い場合、降伏限界の増加に伴って延性係数はわずかに増加する。鋼管の降伏限界が 390 MPa を超えると延性係数が低下し始めます。全体として、鋼管の降伏限界による延性係数への影響はあまりありません。

異形鋼の降伏限界と延性係数の関係を図21hに示します。延性は、fys = 235 MPaと比較してfys = 345 MPaで7.7%、fys = 345と比較してfys = 390 MPaで2.1%向上しました。 MPa、fys = 390 MPa と比較して fys = 420 MPa では 1.4%。降伏限界が上昇するにつれて、延性係数がわずかに増加することは明らかですが、ほんのわずかしか増加しません。

保護層の厚さが増加すると、焼成後の部材の延性係数が増加する傾向にある。図 21i は、a = 5 mm の部材の延性が、裸の柱と比較して 21.43% 増加し、a = 10 mm の部材の延性が、a = の部材の延性と比較して 14.12% 増加していることを示しています。 a = 10 mmの部材に比べてa = 15 mmの部材は3.4%増加します。保護層の厚さが増加すると、成長は徐々に遅くなります。特定の厚さがあると、断面のオーバーファイア温度が安定し、火災による材料品質の大幅な劣化が起こりません。プロジェクト内のコンポーネントの安全性と信頼性を保証するには、防火層を設置するのが最も簡単な方法です。

この論文では、不均一な火災にさらされた後の鋼鉄筋コンクリート充填角形鋼管の耐震性能について数値シミュレーションを行った。次のような結論が得られました。

(1) 均一火災の四面、温度場が二軸対称、三面火災、片面火災、温度場が一軸対称、隣接面の鉄筋コンクリート充填角形鋼管部材火災の温度場は対称ではありません。火面の数が減ると、セクションの中心でのオーバーファイア温度が低下します。温度場の分布が不均一であるため、不均一な火災は部材の機械的特性に 2 つの影響を与えます。つまり、たわみとその他の偏心の増加です。その結果、火災後の機械的特性は均一な火災の場合とは異なります。

(2) 火災面の増加は、さまざまな火災状況下での部材耐力の低下、剛性劣化の増加、延性係数の低下、およびエネルギー散逸能力の低下をもたらします。

(3) 往復荷重による不均一火災の後、鋼管が最も大きな負担を負い、2 番目に鋼部分、3 番目にコンクリートがかかります。ただし、コンクリートの存在により、鋼管と形鋼の安定性が向上します。鋼管や異形鋼の早期座屈が防止されるため、コンポーネントが相互作用して、火災後のこのタイプの部材の耐震性能が向上します。

(4) 延性係数は、軸圧力比や長さ対細さの比が大きくなると大幅に低下しますので、構造構築時にはその値を厳密に管理する必要があります。保護層で覆われた部品の延性係数は火災後に大幅に上昇するため、構造要素の安全性を確保する最も効果的な方法は防火を行うことです。

私たちは、この研究中に生成または分析されたすべてのデータが、この公開された論文（およびその補足情報ファイル）に含まれていることをここに表明します。

コンクリート断面積(m2)

形鋼の断面積(mm2)

鋼管の断面積(mm2)

断面幅(mm)

断面の長さ(mm)

試験片の長さ(mm)

エネルギー散逸 (J)

セカント剛性

鋼管比率

異形鋼比率

加熱時間(分)

鋼管の厚さ(mm)

鋼管の降伏強さ（MPa）

コンクリートの体積圧縮強さ（MPa）

形鋼の降伏強さ(MPa)

コラムの軸圧縮率

保護層の厚さ(mm)

柱の延性係数

破壊変位(mm)

降伏変位(mm)

極限変位(mm)

レベル j の 1 周期目の Pj に相当する変位 (mm)

降伏荷重(kN)

極限強度(kN)

破壊荷重(kN)

レベル j の最初のサイクルでのピーク荷重 (kN)

荷重の偏心

火災下で部材に作用する荷重(kN)

火災後にカラムにかかる軸力（kN）

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この研究は、甘粛農業大学水利・水力発電工学大学研究グループ建設特別基金（番号 Gaucwky-03）、中国甘粛省青少年科学技術財団プログラム（プロジェクト番号 21JR7RA851）、甘粛農業大学科学技術イノベーション基金 (GSAU-STS-2021-26)。

甘粛農業大学水利・水力工学部、蘭州市、730070、中国

イ・ハン

甘粛省土木工学における防災・減災重点研究室、蘭州理工大学、蘭州市、730050、中国

イ・ハン

青海大学土木工学部、青海省、810016、中国

ヤン・ホン・バオ

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概念化、YH; 方法論、YH および Y.-HB。ソフトウェア、YH; 検証、YH; 執筆—初稿準備、YH。執筆 - レビューと編集、YH および Y.-HB。監修、YH、Y.-HB

イ・ハンさんへの手紙。

著者らは、この論文で報告されている研究に影響を与えた可能性がある既知の競合する経済的利益や個人的関係を持っていないことを宣言します。

シュプリンガーネイチャーは、発行された地図および所属機関における管轄権の主張に関して中立を保ちます。

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転載と許可

ハン、Y.、バオ、YH. 不均一な火災にさらされた後の鋼鉄筋コンクリート充填角形鋼管の耐震性能。 Sci Rep 13、1322 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-28517-z

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受信日: 2022 年 8 月 1 日

受理日: 2023 年 1 月 19 日

公開日: 2023 年 1 月 24 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-28517-z

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