JP2021006791A - Apparatus, method and program for estimating buckling stress intensity - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、座屈応力度の推定装置、座屈応力度の推定方法、及び座屈応力度の推定プログラムに関する。 The present invention relates to a buckling stress estimation device, a buckling stress estimation method, and a buckling stress estimation program.
従来、曲げモーメントに対するH形鋼の幅厚比区分では、ウェブ(ウェブ板要素)及びフランジ(フランジ板要素)という板要素間の連成座屈を考慮しておらず、単純な支持条件下にある板要素に関して解明された耐力式に基づいてH形鋼の幅厚比区分が構築されている。
しかし、H形鋼の局部座屈ではウェブ及びフランジが相互に作用しあうため、従来の幅厚比区分ではH形鋼の座屈応力度(局部座屈応力度)を精度良く推定できない。H形鋼に曲げモーメントが作用したときの局部座屈の形状は、ウェブ及びフランジともに複雑な周期的挙動を示すため、(1)式であらわされるフーリエ級数を(1−1)式のように表現を変えて用いればH形鋼の板要素であるウェブ等の面外変位Wwを推定することができる(例えば、非特許文献1参照)。
ただし、bwはH形鋼の両フランジにおける厚さ方向の中心間の距離である。
Conventionally, in the width-thickness ratio classification of H-section steel to bending moment, coupled buckling between plate elements such as web (web plate element) and flange (flange plate element) is not considered, and under simple support conditions. The width-thickness ratio classification of H-section steel is constructed based on the strength formula elucidated for a certain plate element.
However, in the local buckling of the H-shaped steel, the web and the flange interact with each other, so that the buckling stress degree (local buckling stress degree) of the H-shaped steel cannot be accurately estimated by the conventional width-thickness ratio classification. Since the shape of the local buckling when the bending moment acts on the H-section steel shows complicated periodic behavior on both the web and the flange, the Fourier series expressed by Eq. (1) is changed to Eq. (1-1). it is possible to estimate the out-of-plane displacement W w of the web such as a plate element of H-section steel be used to change the representation (e.g., see non-Patent Document 1).
However, b w is the distance between the centers in the thickness direction of both flanges of the H-section steel.
そして、推定した面外変位Wwに基づいてH形鋼の座屈応力度を推定する等といった、H形鋼の挙動を再現することができる。 Then, the behavior of the H-shaped steel can be reproduced, such as estimating the buckling stress degree of the H-shaped steel based on the estimated out-of-plane displacement W w .
しかしながら、フーリエ級数には近似の収れんが遅いという問題がある。例えば、H形鋼の挙動を再現するには、(1−1)式のフーリエ級数でNを30以上にすることが必要になる。このため、座屈応力度の推定のための計算が極めて複雑化し、推定した面外変位Wwの数式表現が困難という問題が生じる。故に、従来の幅厚比区分は、ウェブとフランジとの連成座屈(相互作用を考慮した座屈)を考慮せず、単純支持の条件下で構築されている。 However, the Fourier series has a problem that the convergence of the approximation is slow. For example, in order to reproduce the behavior of H-section steel, it is necessary to set N to 30 or more in the Fourier series of Eq. (1-1). For this reason, the calculation for estimating the buckling stress degree becomes extremely complicated, and there arises a problem that it is difficult to mathematically express the estimated out-of-plane displacement W w . Therefore, the conventional width-thickness ratio classification is constructed under the condition of simple support without considering the coupled buckling of the web and the flange (buckling considering the interaction).
本発明は、このような問題点に鑑みてなされたものであって、曲げモーメントが作用するH形鋼において、ウェブ板要素とフランジ板要素との連成座屈を考慮して座屈応力度を推定する座屈応力度の推定装置、座屈応力度の推定方法、及び座屈応力度の推定プログラムを提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of such a problem, and in the H-shaped steel on which a bending moment acts, the buckling stress degree is taken into consideration in consideration of the coupled buckling of the web plate element and the flange plate element. It is an object of the present invention to provide a buckling stress estimation device for estimating a buckling stress, a buckling stress estimation method, and a buckling stress estimation program.
前記課題を解決するために、この発明は以下の手段を提案している。
本発明の座屈応力度の推定装置は、材軸方向に延びるx軸及び板幅方向に延びるy軸に沿ってそれぞれ広がるウェブ板要素と、前記ウェブ板要素を前記y軸に沿う方向に挟むように配置された第1フランジ板要素及び第2フランジ板要素と、を備え、前記ウェブ板要素の板厚方向に延びるz軸回りに曲げモーメントが作用して座屈するH形鋼の座屈応力度を推定する座屈応力度の推定装置であって、前記第1フランジ板要素は、前記曲げモーメントにより引張力を受けるとし、前記第1フランジ板要素における前記y軸に沿う方向の中心の位置を、前記y軸の原点とし、前記第1フランジ板要素から前記第2フランジ板要素に向かう向きを、前記y軸の正の向きとし、前記y軸に沿う方向における前記第1フランジ板要素の中心と前記第2フランジ板要素の中心との距離をbwとし、前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向の第1端に向かうに従い、前記z軸の正の向き及び前記z軸の負の向きに交互に波状に変位する前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向における半波長をaとしたときに、前記ウェブ板要素における前記z軸に沿う方向に向けた面外変位Wwを(2)式により推定し、かつ、前記第1フランジ板要素、前記第2フランジ板要素における前記y軸に沿う方向に向けた面外変位Wf1、Wf2を(3)式、(4)式によりそれぞれ推定する変位推定部と、前記H形鋼の前記座屈応力度を、前記面外変位Ww、前記面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求める応力度算出部と、を備えることを特徴としている。
ただし、Nは2以上の自然数であり、a0,an,bnは未定係数である。
In order to solve the above problems, the present invention proposes the following means.
The buckling stress estimation device of the present invention sandwiches a web plate element extending along the x-axis extending in the material axis direction and the y-axis extending in the plate width direction, and the web plate element in the direction along the y-axis. The buckling stress of an H-shaped steel provided with a first flange plate element and a second flange plate element arranged in such a manner, and a bending moment acts on the z-axis extending in the plate thickness direction of the web plate element to buckle. A device for estimating the degree of buckling stress, in which the first flange plate element receives a tensile force due to the bending moment, and the position of the center of the first flange plate element in the direction along the y-axis. Is the origin of the y-axis, the direction from the first flange plate element to the second flange plate element is the positive direction of the y-axis, and the direction of the first flange plate element in the direction along the y-axis. centering the distance between the center of the second flange plate element and b w, toward the first end of the direction along the x-axis of said web plate element, the negative of the positive direction and the z-axis of the z-axis When the half wavelength of the web plate element that is alternately wavy in the direction along the x-axis is a, the out-of-plane displacement W w of the web plate element in the direction along the z-axis is defined as a. The out-of-plane displacements W f1 and W f2 of the first flange plate element and the second flange plate element in the direction along the y-axis, which are estimated by the equation (2), are the equations (3) and (4). The displacement estimation unit estimated by the equation and the stress degree calculation unit for obtaining the buckling stress degree of the H-shaped steel based on the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , and the energy method. It is characterized by having.
However, N is the 2 or more is a natural number, a 0, a n, b n are undetermined coefficients.
また、本発明の座屈応力度の推定方法は、材軸方向に延びるx軸及び板幅方向に延びるy軸に沿ってそれぞれ広がるウェブ板要素と、前記ウェブ板要素を前記y軸に沿う方向に挟むように配置された第1フランジ板要素及び第2フランジ板要素と、を備え、前記ウェブ板要素の板厚方向に延びるz軸回りに曲げモーメントが作用して座屈するH形鋼の座屈応力度を推定する座屈応力度の推定方法であって、前記第1フランジ板要素は、前記曲げモーメントにより引張力を受けるとし、前記第1フランジ板要素における前記y軸に沿う方向の中心の位置を、前記y軸の原点とし、前記第1フランジ板要素から前記第2フランジ板要素に向かう向きを、前記y軸の正の向きとし、前記y軸に沿う方向における前記第1フランジ板要素の中心と前記第2フランジ板要素の中心との距離をbwとし、前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向の第1端に向かうに従い、前記z軸の正の向き及び前記z軸の負の向きに交互に波状に変位する前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向における半波長をaとしたときに、前記ウェブ板要素における前記z軸に沿う方向に向けた面外変位Wwを(5)式により推定し、かつ、前記第1フランジ板要素、前記第2フランジ板要素における前記y軸に沿う方向に向けた面外変位Wf1、Wf2を(6)式、(7)式によりそれぞれ推定する変位推定工程と、前記H形鋼の前記座屈応力度を、前記面外変位Ww、前記面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求める応力度算出工程と、を行うことを特徴としている。
ただし、Nは2以上の自然数であり、a0,an,bnは未定係数である。
Further, in the method for estimating the buckling stress degree of the present invention, a web plate element extending along the x-axis extending in the material axis direction and the y-axis extending in the plate width direction, respectively, and the web plate element in the direction along the y-axis. A seat of an H-shaped steel provided with a first flange plate element and a second flange plate element arranged so as to be sandwiched between the web plate elements, and a bending moment acts on the z-axis extending in the plate thickness direction of the web plate element to buckle. It is a method of estimating the degree of buckling stress for estimating the degree of bending stress, and it is assumed that the first flange plate element receives a tensile force due to the bending moment, and the center of the first flange plate element in the direction along the y-axis. Is the origin of the y-axis, the direction from the first flange plate element to the second flange plate element is the positive direction of the y-axis, and the first flange plate in the direction along the y-axis. the distance between the center of the element and the center of the second flange plate element and b w, toward the first end of the direction along the x-axis of said web plate element, the positive direction and the z-axis of the z-axis When the half wavelength of the web plate element that is alternately wavy in the negative direction in the direction along the x-axis is a, the out-of-plane displacement W of the web plate element in the direction along the z-axis w is estimated by the equation (5), and the out-of-plane displacements W f1 and W f2 of the first flange plate element and the second flange plate element in the direction along the y-axis are defined by the equation (6), (6). The displacement estimation process estimated by Eq. 7) and the buckling stress degree of the H-shaped steel are obtained based on the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , and the energy method. It is characterized by performing the calculation process.
However, N is the 2 or more is a natural number, a 0, a n, b n are undetermined coefficients.
また、本発明の座屈応力度の推定プログラムは、材軸方向に延びるx軸及び板幅方向に延びるy軸に沿ってそれぞれ広がるウェブ板要素と、前記ウェブ板要素を前記y軸に沿う方向に挟むように配置された第1フランジ板要素及び第2フランジ板要素と、を備え、前記ウェブ板要素の板厚方向に延びるz軸回りに曲げモーメントが作用して座屈するH形鋼の座屈応力度を推定する推定装置用の座屈応力度の推定プログラムであって、前記第1フランジ板要素は、前記曲げモーメントにより引張力を受けるとし、前記第1フランジ板要素における前記y軸に沿う方向の中心の位置を、前記y軸の原点とし、前記第1フランジ板要素から前記第2フランジ板要素に向かう向きを、前記y軸の正の向きとし、前記y軸に沿う方向における前記第1フランジ板要素の中心と前記第2フランジ板要素の中心との距離をbwとし、前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向の第1端に向かうに従い、前記z軸の正の向き及び前記z軸の負の向きに交互に波状に変位する前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向における半波長をaとしたときに、前記推定装置を、前記ウェブ板要素における前記z軸に沿う方向に向けた面外変位Wwを(8)式により推定し、かつ、前記第1フランジ板要素、前記第2フランジ板要素における前記y軸に沿う方向に向けた面外変位Wf1、Wf2を(9)式、(10)式によりそれぞれ推定する変位推定部と、前記H形鋼の前記座屈応力度を、前記面外変位Ww、前記面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求める応力度算出部と、して機能させることを特徴としている。
ただし、Nは2以上の自然数であり、a0,an,bnは未定係数である。
Further, in the buckling stress estimation program of the present invention, the web plate element extending along the x-axis extending in the material axis direction and the y-axis extending in the plate width direction, respectively, and the web plate element in the direction along the y-axis. A seat of an H-shaped steel provided with a first flange plate element and a second flange plate element arranged so as to be sandwiched between the web plate elements, and a bending moment acts on the z-axis extending in the plate thickness direction of the web plate element to buckle. It is an estimation program of buckling stress degree for an estimation device for estimating a bending stress degree, and it is assumed that the first flange plate element receives a tensile force by the bending moment, and the y-axis of the first flange plate element The position of the center in the along direction is defined as the origin of the y-axis, the direction from the first flange plate element toward the second flange plate element is defined as the positive direction of the y-axis, and the direction along the y-axis is described. according the distance between a center of said second flange plate elements of the first flange plate element and b w, toward the first end of the direction along the x-axis of said web plate element, the positive direction of the z-axis And when the half wavelength of the web plate element that is alternately wavy in the negative direction of the z-axis in the direction along the x-axis is a, the estimation device is set to the z-axis of the web plate element. The out-of-plane displacement W w in the direction along the line is estimated by the equation (8), and the out-of-plane displacement W f1 of the first flange plate element and the second flange plate element in the direction along the y-axis, The displacement estimation unit that estimates W f2 by equations (9) and (10), and the buckling stress degree of the H-shaped steel are determined by the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , It is also characterized by functioning as a stress degree calculation unit obtained based on the energy method.
However, N is the 2 or more is a natural number, a 0, a n, b n are undetermined coefficients.
なお、(5)式及び(8)式は(2)式と同一であり、(6)式及び(9)式は(3)式と同一であり、(7)式及び(10)式は(4)式と同一である。
これらの発明によれば、曲げモーメントが作用するH形鋼に対して、(2)式により、x軸及びy軸の所定の座標におけるウェブ板要素の面外変位Wwを推定する。(3)式に示すように、ウェブ板要素の面外変位Wwをyで一階偏微分した関数のy軸の座標に0を代入した関数に対応して第1フランジ板要素の面外変位Wf1が定まる。そして、(4)式に示すように、ウェブ板要素の面外変位Wwをyで一階偏微分した関数のy軸の座標にbwを代入した関数に対応して第2フランジ板要素の面外変位Wf2が定まる。
The equations (5) and (8) are the same as the equation (2), the equations (6) and (9) are the same as the equation (3), and the equations (7) and (10) are the same. It is the same as the equation (4).
According to these aspects of the invention, with respect to H-section steel bending moment acts, (2) by equation estimates the plane displacement W w of the web plate elements in a predetermined coordinate of x-axis and y-axis. As shown in equation (3), the out-of-plane displacement W w of the web plate element is out-of-plane of the first flange plate element corresponding to the function in which 0 is substituted for the y-axis coordinate of the function obtained by first-order partial differential equation with y. The displacement W f1 is determined. Then, as shown in Eq. (4), the second flange plate element corresponds to the function in which b w is substituted for the y-axis coordinate of the function obtained by first-order partial differential equation of the out-of-plane displacement W w of the web plate element by y. The out-of-plane displacement W f2 of is determined.
ウェブ板要素及び各フランジ板要素の断面諸量及び材料特性に応じて、ウェブ板要素と各フランジ板要素との間の相互の影響度が変化し、ウェブ板要素の面外変位Ww及び各フランジ板要素の面外変位Wf1,Wf2が定まる。以上のように、H形鋼の座屈応力度を、面外変位Ww、面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求めることで、ウェブ板要素と第1,2フランジ板要素との連成座屈を考慮して座屈応力度を推定することができる。 The degree of mutual influence between the web plate element and each flange plate element changes according to the cross-sectional quantities and material properties of the web plate element and each flange plate element, and the out-of-plane displacement W w of the web plate element and each The out-of-plane displacements W f1 and W f2 of the flange plate element are determined. As described above, by obtaining the degree of buckling stress of the H-shaped steel based on the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , and the energy method, the web plate element and the first and second flange plates The degree of buckling stress can be estimated in consideration of coupled buckling with the element.
また、前記の座屈応力度の推定装置、座屈応力度の推定方法、及び座屈応力度の推定プログラムにおいて、前記Nは2であってもよい。
これらの発明によれば、まず(2)式において、半波長aを定数として扱った状態で未定係数a1,a2,b1,及びb2を求め、次に半波長aを変数として扱い、(2)式における半波長aを求める。(2)式において未定係数a1等を求める際に、一度に求める未定係数の数が4つ以下であるため、解の公式が知られている4次以下の方程式を用いてa1,a2,b1,及びb2の未定係数を容易に求めることができる。
Further, in the buckling stress estimation device, the buckling stress estimation method, and the buckling stress estimation program, N may be 2.
According to these inventions, in equation (2), the undetermined coefficients a 1 , a 2 , b 1 and b 2 are first obtained in the state where the half wavelength a is treated as a constant, and then the half wavelength a is treated as a variable. , The half wavelength a in the equation (2) is obtained. Since the number of undecided coefficients to be obtained at one time is 4 or less when finding the undecided coefficient a 1 etc. in the equation (2), a 1 , a by using an equation of degree 4 or less for which the formula of the solution is known. The undecided coefficients of 2 , b 1 , and b 2 can be easily obtained.
また、前記の座屈応力度の推定装置において、前記応力度算出部は、(11)式から(14)式を用いて、(15)式による前記座屈応力度σcrに最小の正の値を与える実数である前記an,bn及び前記半波長aに基づいて、前記座屈応力度σcrを求めてもよい。
ただし、Eは前記H形鋼のヤング係数であり、νは前記H形鋼のポアソン比であり、twは前記ウェブ板要素の厚さであり、tfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの厚さであり、bfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの幅の半分の値である。
Further, in the buckling stress estimation device, the stress calculation unit uses equations (11) to (14) to obtain the minimum positive value for the buckling stress σ cr according to equation (15). wherein a n is a real number giving the value, based on b n and the half-wave a, may be determined the buckling stress of sigma cr.
However, E is the Young's modulus of the H-shaped steel, ν is the Poisson ratio of the H-shaped steel, t w is the thickness of the web plate element, and t f is the first flange plate element and the said. It is the thickness of each of the second flange plate elements, and b f is a value of half the width of each of the first flange plate element and the second flange plate element.
また、前記の座屈応力度の推定方法において、前記応力度算出工程では、(16)式から(19)式を用いて、(20)式による前記座屈応力度σcrに最小の正の値を与える実数である前記an,bn及び前記半波長aに基づいて、前記座屈応力度σcrを求めてもよい。
ただし、Eは前記H形鋼のヤング係数であり、νは前記H形鋼のポアソン比であり、twは前記ウェブ板要素の厚さであり、tfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの厚さであり、bfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの幅の半分の値である。
Further, in the method for estimating the buckling stress degree, in the stress degree calculation step, the equations (16) to (19) are used, and the buckling stress degree σ cr according to the equation (20) is the smallest positive. wherein a n is a real number giving the value, based on b n and the half-wave a, may be determined the buckling stress of sigma cr.
However, E is the Young's modulus of the H-section steel, ν is the Poisson's ratio of the H-section steel, t w is the thickness of the web plate element, and t f is the first flange plate element and the said. It is the thickness of each of the second flange plate elements, and b f is a value of half the width of each of the first flange plate element and the second flange plate element.
また、前記の座屈応力度の推定プログラムにおいて、前記応力度算出部は、(21)式から(24)式を用いて、(25)式による前記座屈応力度σcrに最小の正の値を与える実数である前記an,bn及び前記半波長aに基づいて、前記座屈応力度σcr求めてもよい。
ただし、Eは前記H形鋼のヤング係数であり、νは前記H形鋼のポアソン比であり、twは前記ウェブ板要素の厚さであり、tfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの厚さであり、bfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの幅の半分の値である。
Further, in the buckling stress estimation program, the stress calculation unit uses equations (21) to (24) to obtain the minimum positive value for the buckling stress σ cr according to equation (25). wherein a n is a real number giving the value, based on b n and the half-wave a, may be the buckling stress of sigma cr determined.
However, E is the Young's modulus of the H-section steel, ν is the Poisson's ratio of the H-section steel, t w is the thickness of the web plate element, and t f is the first flange plate element and the said. It is the thickness of each of the second flange plate elements, and b f is a value of half the width of each of the first flange plate element and the second flange plate element.
これらの発明によれば、面外変位Ww、面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて座屈応力度を求める際に、数式を用いて座屈応力度を正確に求めることができる。 According to these inventions, when calculating the buckling stress degree based on the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , and the energy method, the buckling stress degree is accurately obtained by using a mathematical formula. Can be done.
本発明の座屈応力度の推定装置、座屈応力度の推定方法、及び座屈応力度の推定プログラムによれば、曲げモーメントが作用するH形鋼において、ウェブ板要素とフランジ板要素との連成座屈を考慮して座屈応力度を推定することができる。 According to the buckling stress estimation device, the buckling stress estimation method, and the buckling stress estimation program of the present invention, in the H-shaped steel on which the bending moment acts, the web plate element and the flange plate element The degree of buckling stress can be estimated in consideration of coupled buckling.
以下、本発明に係る座屈応力度の推定装置の一実施形態を、図1から図7を参照しながら説明する。
この座屈応力度の推定装置(推定装置、以下単に推定装置と言う)は、例えば図1に示す建築物1に、鉄骨梁として用いられるH形鋼10の座屈応力度を推定するのに用いられる。H形鋼10は、第1フランジ板要素11と、第2フランジ板要素12と、第1フランジ板要素11及び第2フランジ板要素12を互いに連結するウェブ板要素13と、を備えている。なお、図1では、後述する床スラブ20を二点鎖線で示している。
H形鋼10が備える第1フランジ板要素11、第2フランジ板要素12、及びウェブ板要素13は、弾性要素である鋼板で形成されている。弾性要素は、材料非線形を考慮しない要素である。
Hereinafter, an embodiment of the buckling stress estimation device according to the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 7.
This buckling stress estimation device (estimator, hereinafter simply referred to as an estimation device) is used to estimate the buckling stress of the H-shaped
The first
H形鋼10は、例えば水平面に沿う方向に延びている。第1フランジ板要素11は、平板状に形成され、第1フランジ板要素11の厚さ方向が上下方向に沿うように配置されている。第2フランジ板要素12は、平板状に形成され、第1フランジ板要素11よりも上方に配置されている。第2フランジ板要素12は、第2フランジ板要素12の厚さ方向が上下方向に沿うように配置されている。
ウェブ板要素13は、ウェブ板要素13の厚さ方向に見たときに矩形を呈する平板状に形成されている。ウェブ板要素13は、ウェブ板要素13の厚さ方向が水平面に沿うように配置されている。ウェブ板要素13は、第1フランジ板要素11の上面における幅方向の中心と、第2フランジ板要素12の下面における幅方向の中心とを連結している。
The H-
The
H形鋼10の長手方向の端部は、柱15等に固定されている。H形鋼10は、床スラブ20を床スラブ20の下方から支持している。H形鋼10の第2フランジ板要素12には、頭付きスタッド等のシヤコネクタ21が設けられている。シヤコネクタ21は、床スラブ20に埋設されている。
建築物1は、床スラブ20上に図示しない設備を設置する等して用いられる。
The end portion of the H-shaped
The building 1 is used by installing equipment (not shown) on the
図2に、本実施形態の推定装置50を示す。推定装置50はコンピュータであり、CPU(Central Processing Unit)51と、主記憶装置55と、補助記憶装置60と、入出力インタフェース(IO・I/F)65と、記録・再生装置70と、を備えている。CPU51、主記憶装置55、補助記憶装置60、入出力インタフェース65、及び記録・再生装置70は、バス75により互いに接続されている。
主記憶装置55は、CPU51のワークエリア等になるRAM(Random Access Memory)等である。
入出力インタフェース65は、キーボードやマウス等の入力装置66、及び表示装置67に接続される。
記録・再生装置70は、USB(Universal Serial Bus)メモリ等の記録媒体71に対するデータの記録や再生を行う。
FIG. 2 shows the
The
The input /
The recording / reproducing
補助記憶装置60は、各種データやプログラム等が記憶されるハードディスクドライブ装置等である。補助記憶装置60には、前記コンピュータを推定装置50として機能させるための座屈応力度の推定プログラム(以下、単に推定プログラムと言う)61や、OSプログラム等の各種プログラム等が格納されている。推定プログラム61を含む各種プログラムは、記録・再生装置70を介して記録媒体71から補助記憶装置60に取り込まれる。推定プログラム61等は、記録媒体71に格納される。
なお、これらのプログラムは、CDやDVD等のディスク型の記録媒体や、図示されていない通信装置を介して外部装置から補助記憶装置60に取り込まれてもよい。
The
These programs may be taken into the
CPU51は、各種演算処理を実行する。CPU51は、機能的に、ウェブ板要素13の面外変位、及び第1フランジ板要素11、第2フランジ板要素12それぞれの面外変位を推定する変位推定部52と、H形鋼10の座屈応力度を、ウェブ板要素13の面外変位、第1フランジ板要素11、第2フランジ板要素12それぞれの面外変位、及びエネルギー法に基づいて求める応力度算出部53と、を備えている。CPU51の機能構成要素である変位推定部52及び応力度算出部53は、補助記憶装置60に格納されている推定プログラム61等をCPU51が実行することで機能する。推定プログラム61等は、推定装置50用のプログラムである。推定プログラム61は、推定装置50を変位推定部52及び応力度算出部53として機能させる。
The
本実施形態の推定装置50の変位推定部52及び応力度算出部53では、図3に示すように、H形鋼10の位置座標を、x軸、y軸、及びz軸で構成する右手系の直交座標系に基づいて認識する。なお、図3及び後述する図5では、ウェブ板要素13等の面外変位を推定値よりも大きく示している。図3では、H形鋼10が座屈している状態を示している。
ウェブ板要素13は、ウェブ板要素13の材軸方向に延びるx軸、及びウェブ板要素13の板幅方向に延びるy軸に沿ってそれぞれ広がるとする。x軸及びy軸のうち、例えばx軸は水平面に沿って延び、y軸は上下方向に沿って延びるとする。ウェブ板要素13の板厚方向に延びる軸を、z軸とする。x軸、y軸、及びz軸は、互いに直交する。z軸に沿う方向(以下、z軸方向と言う)に見て、ウェブ板要素13は、x軸に沿う方向(以下、x軸方向と言う)に延びる辺、及びy軸に沿う方向(以下、y軸方向と言う)に延びる辺をそれぞれ有する。ウェブ板要素13の面外変位は、ウェブ板要素13のz軸方向に向けた変位である。
In the
It is assumed that the
第1,2フランジ板要素11,12は、ウェブ板要素13をy軸方向に挟むように配置されている。第1フランジ板要素11、第2フランジ板要素12の面外変位は、y軸方向に向けた変位である。
H形鋼10は、x軸方向に十分長いとする。ここで言うH形鋼10がx軸方向に十分長いとは、H形鋼10のx軸方向の各端に配置されy軸方向に延びる表面(以下、x軸方向の端面と言う)10aの境界条件が、座屈変形に与える影響を無視できる程度の長さをH形鋼10が有していることを意味する。
The first and second
It is assumed that the H-
H形鋼10のx軸方向の端面10aにそれぞれz軸回りの曲げモーメントF1が作用すると、H形鋼10が座屈する場合がある。なお、曲げモーメントF1は、H形鋼10のx軸方向の全長さにわたって伝達される。伝達された曲げモーメントF1は、H形鋼10の中立軸を通りz軸に平行な軸線(以下、曲げモーメントF1の回転軸と言う)回りに作用する。
H形鋼10のx軸方向の各端面10aに作用する曲げモーメントF1は、互い等しい大きさの外力である。この例では、第1フランジ板要素11が曲げモーメントF1により引張力を受け、第2フランジ板要素12が曲げモーメントF1により圧縮力を受け、H形鋼10が下方に向かって凸となって曲がるように、H形鋼10に曲げモーメントF1が作用している。
When the bending moment F1 around the z-axis acts on the end faces 10a of the H-shaped
The bending moments F1 acting on each
この場合、ウェブ板要素13のx軸方向の第1端(x軸方向の端面10aの一方)に向かうに従い、ウェブ板要素13がz軸の正の向き及びz軸の負の向きに交互に変位して、ウェブ板要素13が全体として複数の波長分の波状(以下、x軸方向に波状と言う)に変位する。ウェブ板要素13に対応して、圧縮力を受ける第2フランジ板要素12が波状に変位するが、引張力を受ける第1フランジ板要素11はほとんど変位しない。
x軸に沿って変位したウェブ板要素13の1波長分において、x軸方向の第1端とは反対の第2端をx軸の原点とし、この第2端からx軸方向の第1端に向かう向きをx軸の正の向きとする。
In this case, the
For one wavelength of the
図3及び図4に示すように、第1フランジ板要素11のy軸方向の中心の位置を、y軸の原点とする。第1フランジ板要素11から第2フランジ板要素12に向かう向きを、y軸の正の向きとする。
z軸の原点を、ウェブ板要素13のz軸方向の中心(厚さ方向の中心)とする。z軸の正の向きを、x軸の正の向き及びy軸の正の向きに対して、右手系の直交座標系を構成する向きとする。
As shown in FIGS. 3 and 4, the position of the center of the first
The origin of the z-axis is the center of the
ここで図4に示すように、H形鋼10の長手方向に直交する断面における寸法を規定する。なお、以下に説明する長さ等の単位には、長さに対しては「m」といった、SI単位が好ましく用いられる。
ウェブ板要素13の厚さ(z軸方向の長さ)を、twとする。y軸方向における第1フランジ板要素11の中心と第2フランジ板要素12の中心との距離を、bwとする。
第1フランジ板要素11の幅(z軸方向の長さ)及び第2フランジ板要素12の幅は互いに等しく、第1フランジ板要素11及び第2フランジ板要素12それぞれの幅の半分のの値を、bfとする。なお、第1フランジ板要素11及び第2フランジ板要素12それぞれの幅を、Bfとする。
第1フランジ板要素11の厚さ及び第2フランジ板要素12の厚さは互いに等しく、第1フランジ板要素11及び第2フランジ板要素12それぞれの厚さを、tfとする。
H形鋼10(ウェブ板要素13、第1,2フランジ板要素11,12)のヤング係数をEとし、H形鋼10のポアソン比をνとする。
Here, as shown in FIG. 4, the dimensions of the H-
The thickness of the web plate element 13 (length in the z-axis direction), and t w. The distance between the center of the first
The width of the first flange plate element 11 (length in the z-axis direction) and the width of the second
The thickness of the first
Let E be the Young's modulus of the H-shaped steel 10 (
本実施形態の推定装置50は、H形鋼10に曲げモーメントF1が作用して座屈したときの、H形鋼10の座屈応力度を推定する。推定装置50の変位推定部52及び応力度算出部53では、H形鋼10の座屈応力度を推定する際に、以下の1から6の仮定を行っている。
1.ウェブ板要素13の厚さは薄く、ウェブ板要素13の厚さはウェブ板要素13のx軸方向の長さ及びy軸方向の長さに比べて短い。
2.ウェブ板要素13のたわみ(座屈による面外変位)は小さく、ウェブ板要素13の厚さよりも小さい。
3.ウェブ板要素13の厚さ方向の中央面は、ウェブ板要素13の曲げによって伸縮することなく、中立面を保つ。
4.H形鋼10の断面では、曲げに対して平面保持の仮定が成立する。
5.H形鋼10の材料は、均質であり、等方性を有する。
6.H形鋼10に外力が作用したときの変位は、フックの法則に従う。
The
1. 1. The thickness of the
2. 2. The deflection (out-of-plane displacement due to buckling) of the
3. 3. The central surface of the
4. In the cross section of the H-
5. The material of the H-
6. The displacement when an external force acts on the H-
図3に示すように、H形鋼10に曲げモーメントF1が作用すると、H形鋼10のウェブ板要素13等がx軸方向に波状に変位する場合がある。x軸方向に波状に変位したウェブ板要素13における、y軸の座標がある値であったとき、x軸のある座標におけるz軸方向に向けたウェブ板要素13の面外変位がsin(πx/a)の式で表されると仮定する。このとき、ウェブ板要素13のx軸方向に波状に変位したウェブ板要素13のx軸方向の波長は、2aになる。ウェブ板要素13のx軸方向の半波長(波長の半分の長さ)は、aになる。
図5は、H形鋼10のx軸方向の長さが半波長aである部分のH形鋼10の全領域における面外変位Wwを示す図である。
As shown in FIG. 3, when the bending moment F1 acts on the H-shaped
FIG. 5 is a diagram showing an out-of-plane displacement W w in the entire region of the H-shaped
図6に、H形鋼10に曲げモーメントF1が作用したときの状態を実線で示す。図6中に点線で示すのは、H形鋼10に曲げモーメントF1が作用していないときの状態である。
FIG. 6 shows the state when the bending moment F1 acts on the H-shaped
ウェブ板要素13に曲げモーメントF1が作用している場合、従来は(1−1)式で表されるフーリエ級数を用いてウェブ板要素13の面外変位を推定していた。
発明者らは、三角関数を用いつつも、フーリエ級数よりも少ない項数で、x軸の座標がある値であったとき、y軸のある座標におけるz軸方向に向けたウェブ板要素13の面外変位(第1面外変位)wwを推定できる関数を複数検討した。なお、面外変位wwは、y軸の座標の関数であり、x軸の座標の関数ではない(x軸上のある座標における関数である)。
その結果、H形鋼10に曲げモーメントF1が作用する場合、x軸の座標がある値であったとき、y軸のある座標におけるz軸方向に向けたウェブ板要素13の面外変位wwは(30)式により、フーリエ級数よりも少ない項数で推定されることを見出した。ただし、Nは2以上の自然数であり、a0,an,bnは未定係数である。
(30)式は、y軸の座標の累乗関数を用いた三角関数による項を含む。cos(2πyn/bw n)及びsin(πyn/bw n)は、基底となる。(30)式は、ウェブ板要素13等の板要素の面外変位の推定に好ましく用いることができる。
When the bending moment F1 acts on the
While using trigonometric functions, the inventors have found that when the x-axis coordinate is a certain value with a number of terms smaller than the Fourier series, the
As a result, when the bending moment F1 acts on the H-shaped
Equation (30) includes a term by trigonometric function using a power function of y-axis coordinates. cos (2πy n / b w n ) and sin (π y n / b w n ) are the basis. Equation (30) can be preferably used for estimating the out-of-plane displacement of a plate element such as the
一方で、x軸の座標が任意の値であったとき、y軸のある座標におけるz軸方向に向けたウェブ板要素13の面外変位(第2面外変位)Wwは、(31)式により推定される。(31)式は、前述のように、ウェブ板要素13における、y軸の座標がある値であったとき、x軸のある座標におけるz軸方向に向けたウェブ板要素13の面外変位がsin(πx/a)の式で表される、という仮定に基づく。
なお、図3の面外変位Wwは、図5の面外変位Wwをx軸方向に繰り返したものである。図3のウェブ板要素13の面外変位Wwを推定することと図5のウェブ板要素13の面外変位Wwを推定することは同義であることから、前記(31)式は図5の面外変位Wwを推定したものである。面外変位Wwは、y軸の座標及びx軸の座標それぞれの関数であり、ウェブ板要素13の座屈応力度を推定する際に用いられる。
なお、(31)式に(30)式を代入すると、(32)式が得られる。(32)式においてNが2である場合には、(33)式のように変形できる。
On the other hand, when the x-axis coordinate is an arbitrary value, the out-of-plane displacement (second out-of-plane displacement) W w of the
Incidentally, out-of-plane displacement W w of FIG. 3 is a repeat of plane displacement W w in FIG. 5 in the x-axis direction. Since estimating the out-of-plane displacement W w of the
By substituting the equation (30) into the equation (31), the equation (32) is obtained. When N is 2 in the equation (32), it can be transformed as in the equation (33).
また、第1フランジ板要素11のz軸の所定の座標における面外変位Wf1は(34)式により推定され、第2フランジ板要素12のz軸の所定の座標における面外変位Wf2は(35)式により推定される。
(34)式及び(35)式は、y軸の座標の累乗関数を用いた三角関数による項を含む。
Further, the out-of-plane displacement W f1 of the first
Equations (34) and (35) include terms by trigonometric functions using power functions of y-axis coordinates.
例えば、図5のH形鋼10に曲げモーメントF1が作用する前における、ウェブ板要素13においてx軸の座標がx0、y軸の座標がy0の部分(以下、第1推定対象部分と言う)のz軸の座標は0である。この第1推定対象部分における面外変位Wwは、(32−1)式により推定される。図5のH形鋼10に曲げモーメントF1が作用した後における第1推定対象部分のz軸の座標は、0に(32−1)式により推定した面外変位Wwを足した値となる。すなわち、曲げモーメントF1が作用した後では、第1推定対象部分は、x軸の座標がx0、y軸の座標がy0、z軸の座標がWwとなる位置に配置されていると推定される。
例えば、図5のH形鋼10に曲げモーメントF1が作用する前における、第2フランジ板要素12においてx軸の座標がx0、z軸の座標がz0の部分(以下、第2推定対象部分と言う)のy軸の座標はbwである。この第2推定対象部分における面外変位Wf2は、(35−1)式により推定される。図5のH形鋼10に曲げモーメントF1が作用した後における第2推定対象部分のy軸の座標は、bwに(35−1)式により推定した面外変位Wf2を足した値となる。すなわち、曲げモーメントF1が作用した後では、第2推定対象部分は、x軸の座標がx0、y軸の座標が(bw+Wf2)、z軸の座標がz0となる位置に配置されていると推定される。
For example, before acting moment F1 bent H-
For example, before acting moment F1 bent H-
変位推定部52は、ウェブ板要素13の面外変位Wwを(32)式により推定し、第1フランジ板要素11の面外変位Wf1を(34)式により推定し、第2フランジ板要素12の面外変位Wf2を(35)式により推定する。
ここで、エネルギー法に基づいて、座屈変形によりウェブ板要素13内で生じる歪エネルギーUwは(37)式のように表され、第1,2フランジ板要素11,12の歪エネルギーUfは(38)式のように表される。
The
Here, based on the energy method, the strain energy U w generated in the
ただし、ウェブ板要素13の板剛性Dwは(39)式のように表される。第1,2フランジ板要素11,12の板剛性Dfは(40)式のように表される。曲げモーメントF1が作用するウェブ板要素13の応力関数σwは、H形鋼10の座屈応力度をσcrとして(41)式のように表される。ただし、応力関数σwは圧縮を正とする。
関数δwは、座屈が発生した時のウェブ板要素13のy軸のある座標におけるx軸方向の変位であり、第2フランジ板要素12の中心に生じるx軸方向変位をδとして(42)式のように表される。
However, the plate rigidity D w of the
The function δ w is the displacement in the x-axis direction at a certain coordinate of the y-axis of the
応力関数σf1,σf2は、曲げモーメントF1が作用する第1,2フランジ板要素11,12それぞれの応力関数である。応力関数σf1は−σcrに等しく、応力関数σf2はσcrに等しい。ただし、応力関数σf1,σf2は圧縮を正とする。
関数δf1,δf2は、座屈が発生した時の第1,2フランジ板要素11,12のx軸方向の変位を表現した関数である。関数δf1は−δに等しく、関数δf2はδに等しい。
The stress functions σ f1 and σ f2 are stress functions of the first and second
The functions δ f1 and δ f2 are functions expressing the displacements of the first and second
また、ウェブ板要素13の外力ポテンシャルエネルギーVwは(48)式のように表され、第1,2フランジ板要素11,12の外力ポテンシャルエネルギーVfは(49)式のように表される。
Further, the external force potential energy V w of the
H形鋼10の全ポテンシャルエネルギーΠは、ひずみエネルギー及び外力ポテンシャルエネルギーの和として、(50)式のように表される。
The total potential energy Π of the H-
応力度算出部53は、H形鋼10の座屈応力度σcrを、ウェブ板要素13の面外変位Ww、第1,2フランジ板要素11,12の面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求める。すなわち、応力度算出部53は、(51)式から(54)式を用いて、(55)式による座屈応力度σcrに最小の正の値を与える実数であるan,bn及び半波長aに基づいて、座屈応力度σcrを求める。
The stress
具体的には、半波長aを定数として扱った状態で、前記全ポテンシャルエネルギーΠを未定係数an,bnで偏微分した関数が0に等しいことを表す方程式を連立させて、実数であるan,bnを求める。連立方程式の解となるan,bnの組が複数ある場合には、an,bnの複数の組のうち、(55)式による座屈応力度σcrに最小の正の値を与えるan,bnの組に基づいて(an,bnの組を(55)式に代入して)座屈応力度σcrを求める。次に、半波長aを変数として扱い、前記an,bnの組が求められた全ポテンシャルエネルギーΠを半波長aで偏微分した関数が0に等しいことを表す方程式から、半波長aを求める。以上のように求められた前記an,bnの組及び半波長aに基づいて求められた座屈応力度σcrが、求める座屈応力度σcrとなる。
連立方程式の解となる未定係数an,bnの組が1つのみの場合には、an,bnの組が(55)式による座屈応力度σcrに最小の正の値を与える場合に、an,bnの組に基づいて座屈応力度σcrを求める。次に、半波長aを変数として扱い、前述のように座屈応力度σcrを求める。
Specifically, in a state where the half wavelength a is treated as a constant, the equations indicating that the function obtained by partially differentiating the total potential energy Π with the undetermined coefficients an n and b n is equal to 0 are combined to form a real number. Find an n and b n . A n which is a solution of the simultaneous equations, when the set of b n have more than one of the plurality of sets of a n, b n, a minimum positive value buckling stress of sigma cr by equation (55) Request a n, based on a set of b n (a n, a set of b n (55) are substituted into equation) buckling stress of sigma cr give. Then, treat the half-wave a as a variable, the a n, the total potential energy Π a set has been obtained in b n from the equation representing the function obtained by partially differentiating a half wave a is equal to 0, a half-wave a Ask. Wherein a n obtained as described above, b n set and the half-wave a buckling stress of sigma cr determined based on becomes the buckling stress of sigma cr seeking.
When there is only one pair of undetermined coefficients an n and b n that is the solution of the simultaneous equations, the pair of an n and b n gives the minimum positive value to the buckling stress degree σ cr according to equation (55). in granting, seeking a n, b n buckling stress of sigma cr based on a set of. Next, the half wavelength a is treated as a variable, and the buckling stress degree σ cr is obtained as described above.
ウェブ板要素13の座屈係数kwは(58)式、第1,2フランジ板要素11,12の座屈係数kfは(59)式のようにそれぞれ表される。
The buckling coefficient k w of the
なお、本実施形態の座屈応力度の推定方法(以下、単に推定方法と言う)では、変位推定工程と、応力度算出工程と、を行う。変位推定工程では、ウェブ板要素13の面外変位Wwを(32)式により推定し、かつ、第1,2フランジ板要素11,12の面外変位Wf1、Wf2を(34)式、(35)式によりそれぞれ推定する。応力度算出工程では、座屈応力度σcrをウェブ板要素13の面外変位Ww、第1,2フランジ板要素11,12の面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求める。
In the buckling stress degree estimation method of the present embodiment (hereinafter, simply referred to as an estimation method), a displacement estimation step and a stress degree calculation step are performed. In the displacement estimation step, the out-of-plane displacement W w of the
なお、H形鋼10に座屈応力度σcrが生じるときにH形鋼10に作用する曲げモーメントF1は、梁に関する公知の方程式から求めることができる。H形鋼10に作用する曲げモーメントF1をこの曲げモーメントF1よりも小さくすることで、H形鋼10が座屈するのを抑えることができる。
また、本実施形態の推定装置50、推定方法、及び推定プログラム61における第1,2フランジ板要素11,12の厚さtf等の寸法の適用範囲は、以下のようであることが好ましい。
・第1,2フランジ板要素11,12の幅厚比(bf/tf):20以下
・ウェブ板要素13の幅厚比(bw/tw):300以下
・アスペクト比(bw/Bf):0.5以上10以下
・板厚比(tf/tw):0.5以上5.0以下
The bending moment F1 acting on the H-shaped
Further, the applicable range of dimensions such as the thickness t f of the first and second
-Width-thickness ratio of the first and second
〔座屈応力度の推定精度の評価〕
図7に、本実施形態の推定方法(推定装置50、推定プログラム61)で推定される座屈応力度と、FEM(Finite Element Method)で推定される座屈応力度と、を比較した結果を示す。Mpは、H形鋼10の全塑性モーメント(H形鋼10が完全に塑性化したときの曲げモーメント)を表す。Mcr_preは、本実施形態の推定方法で推定されるH形鋼10の座屈時の曲げモーメントを表す。Mcr_FEMは、FEMで推定されるH形鋼10の座屈時の曲げモーメントを表す。図7において、横軸は√(Mp/Mcr_pre)の値を表し、縦軸は(Mcr_pre/Mp)又は(Mcr_FEM/Mp)の値を表す。FEM及び本実施形態の推定方法で、様々な諸元のH形鋼10の座屈応力度等を推定した。
図7において、○印はFEMで推定された結果、すなわち縦軸を(Mcr_FEM/Mp)の値とした結果を表す。○印の横軸には、FEMで解析したH形鋼10と同一の諸元のH形鋼10を本実施形態の推定方法で推定した√(Mp/Mcr_pre)の値を用いた。曲線は、本実施形態の推定方法で推定された結果、すなわち縦軸を(Mcr_pre/Mp)の値とした結果を表す。
[Evaluation of estimation accuracy of buckling stress]
FIG. 7 shows the results of comparing the buckling stress degree estimated by the estimation method (estimating
In FIG. 7, ◯ indicates the result estimated by FEM, that is, the result with the vertical axis as the value of (M cr_FEM / M p ). On the horizontal axis marked with a circle , the value of √ (M p / M cr_pre ) estimated by the estimation method of this embodiment was used for the H-shaped
なお、座屈応力度σcrに、H形鋼10の断面係数Zを掛けると、座屈時の曲げモーメントMcrになる。
全塑性モーメントMpは、FEM及び本実施形態の推定方法によらず、材料強度に応じた一定の値となる。本実施形態の推定方法から得られる座屈時の曲げモーメントMcr_preとFEMで推定される座屈応力度を比較することで、本実施形態の推定精度を評価することができる。同一の諸元のH形鋼10に対して、FEMで推定した結果及び本実施形態の推定方法で推定した結果は、図7において横軸の値は互いに同一で、縦軸の値が誤差に応じてずれる。
When the buckling stress degree σ cr is multiplied by the cross-sectional coefficient Z of the H-shaped
All plastic moment M p does not depend on the estimation method of the FEM and the present embodiment, a constant value corresponding to the material strength. By comparing the bending moment M cr_pre at the time of buckling obtained from the estimation method of the present embodiment with the degree of buckling stress estimated by FEM, the estimation accuracy of the present embodiment can be evaluated. For the H-shaped
図7から、FEMで推定した座屈時の曲げモーメントMcr_FEM、及び本実施形態の推定方法で推定した座屈時の曲げモーメントMcr_preは、良く対応している。本実施形態の推定方法から推定される座屈時の曲げモーメントMcr_preとFEMによって推定される座屈応力度との間には一定の関係があるため、本実施形態の推定方法により座屈応力度σcrを推定しても、実用上十分な精度で座屈応力度σcrを推定することができる。 From Figure 7, the bending moment M Cr_FEM of buckling estimated in FEM, and bending moment M Cr_pre of buckling estimated by the estimation method of the present embodiment is well supported. Since there is a certain relationship between the bending moment M cr_pre at the time of buckling estimated from the estimation method of the present embodiment and the buckling stress degree estimated by FEM, the buckling stress is estimated by the estimation method of the present embodiment. Even if the degree σ cr is estimated, the buckling stress degree σ cr can be estimated with practically sufficient accuracy.
(1−1)式のフーリエ級数により曲げモーメントが作用したH形鋼の座屈応力度等を推定しようとした場合、Nを30以上に設定する必要があり、さらに座屈応力度を陽な解で示すことができない。これに対して本実施形態の推定方法では、ウェブ板要素13の面外変位Wwを(32)式、第1,2フランジ板要素11,12の面外変位Wf1、Wf2を(34)式、(35)式とした場合、(55)式のように陽な解で座屈応力度σcrを算出することができる。
When trying to estimate the buckling stress of an H-section steel on which a bending moment acts from the Fourier series of equation (1-1), it is necessary to set N to 30 or more, and the buckling stress is positive. Cannot be shown in the solution. On the other hand, in the estimation method of the present embodiment, the out-of-plane displacement W w of the
以上説明したように、本実施形態の推定装置50、推定方法、及び推定プログラム61によれば、曲げモーメントF1が作用するH形鋼10に対して、(32)式によりウェブ板要素13の面外変位Wwを推定する。(34)式に示すように、ウェブ板要素13の面外変位Wwをyで一階偏微分した関数のy軸の座標に0を代入した関数に対応して第1フランジ板要素11の面外変位Wf1が定まる。そして、(35)式に示すように、ウェブ板要素13の面外変位Wwをyで一階偏微分した関数のy軸の座標にbwを代入した関数に対応して第2フランジ板要素12の面外変位Wf2が定まる。
As described above, according to the
ウェブ板要素13及び第1,2フランジ板要素11,12の断面諸量及び材料特性に応じて、ウェブ板要素13と第1,2フランジ板要素11,12との間の相互の影響度が変化し、ウェブ板要素13の面外変位Ww及び第1,2フランジ板要素11,12の面外変位Wf1,Wf2が定まる。以上のように、H形鋼10の座屈応力度σcrを、面外変位Ww、面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求めることで、ウェブ板要素13と第1,2フランジ板要素11,12との連成座屈を考慮して座屈応力度σcrを推定することができる。
The degree of mutual influence between the
三角関数を用いつつも、フーリエ級数よりも少ない項数で、ウェブ板要素13の面外変位Ww等を推定でき、面外変位Ww等の推定に必要な計算を簡単に行うことができる。
面外変位Ww等を一定の精度で推定するために必要な項数が、(1−1)式のフーリエ級数を用いて推定する場合よりも、(32)式を用いて推定する場合の方が少ないため、面外変位Ww等の推定結果を物理的に理解しやすく定式化することができる。
Even while using a trigonometric function, in the section number is less than the Fourier series, can estimate plane displacement W w such
When the number of terms required to estimate the out-of-plane displacement W w and the like with a certain accuracy is estimated using the equation (32) rather than using the Fourier series of the equation (1-1). Since there are fewer of them, it is possible to formulate the estimation results such as the out-of-plane displacement W w in an easy-to-understand physical manner.
更に加えて、本実施形態の推定装置50、推定方法、及び推定プログラム61には、以下の1から8の特徴がある。
1.ウェブ板要素13の第1,2フランジ板要素11,12に対する抵抗要素を考慮することで、第1,2フランジ板要素11,12に対して推定される座屈応力度が上昇し、安全側に評価していた従来の推定方法よりも精度良く第1,2フランジ板要素11,12の座屈応力度を推定することができる。
2.第1,2フランジ板要素11,12のウェブ板要素13に対する抵抗要素を考慮することで、ウェブ板要素13に対して推定される座屈応力度が上昇し、安全側に評価していた従来の推定方法よりも精度良くウェブ板要素13の座屈応力度を推定することができる。
3.前記1.及び2.の局部座屈に対する抵抗要素を考慮することで、単純支持条件の基で導出されたH形鋼10全体の座屈応力度に比較して、推定される座屈応力度が上昇する。
4.H形鋼10の局部座屈の挙動が複雑であるため、これまでH形鋼10の局部座屈応力度の式は導出されていなかった。しかし、累乗関数を用いることで、H形鋼10の局部座屈応力度の式を、項数が比較的少ない簡単な式として導出することができる。
Furthermore, the
1. 1. By considering the resistance element of the
2. 2. By considering the resistance element of the first and second
3. 3. The above 1. And 2. By considering the resistance factor against the local buckling of the above, the estimated buckling stress degree is increased as compared with the buckling stress degree of the entire H-
4. Since the behavior of the local buckling of the H-shaped
5.累乗関数に基づくH形鋼10の局部座屈応力度の式を用いることで、z軸回りに曲げモーメントF1を受けるH形鋼10の局部座屈応力度を、数値シミュレーションを用いずに推定することができる。
6.曲げモーメントF1を受けるH形鋼10の局部座屈応力度の式と、全塑性状態に対する座屈応力度の比率の関係性から、板要素11,12,13間の相互作用を考慮した板厚比区分を設定することができる。
7.板要素11,12,13間の相互作用を考慮した幅厚比区分では、従来の幅厚比区分に比較して、ウェブ板要素13の幅厚比が大きい(ウェブ板要素13の厚さに対してウェブ板要素13の幅が広い)範囲も、耐震部材として扱うことができる可能性がある。
8.板要素11,12,13間の相互作用を考慮した幅厚比区分では、従来の推定方法に比較して、単位長さ当たりH形鋼10の質量(鋼重)が小さい部材に置き換えることが可能となり、より安価な建築物を設計することができる。
5. By using the equation of the local buckling stress degree of the H-shaped
6. From the relationship between the equation of the local buckling stress degree of the H-
7. In the width-thickness ratio classification considering the interaction between the
8. In the width-thickness ratio classification considering the interaction between the
また、(32)式においてNは2である。まず(32)式において、半波長aを定数として扱った状態で未定係数a1,a2,b1,及びb2を求め、次に半波長aを変数として扱い、(32)式における半波長aを求める。(32)式において未定係数a1等を求める際に、一度に求める未定係数の数が4つ以下である。このため、解の公式が知られている4次以下の方程式を用いてa1,a2,b1,及びb2の未定係数を容易に求めることができる。
また、応力度算出部53は(応力度算出工程では)、(51)式から(54)式を用いて、(55)式による座屈応力度σcrに最小の正の値を与える実数であるan,bnに基づいて、座屈応力度σcrを求める。従って、面外変位Ww、面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて座屈応力度σcrを求める際に、数式を用いて座屈応力度σcrを正確に求めることができる。
Further, N is 2 in the equation (32). First, in equation (32), the undetermined coefficients a 1 , a 2 , b 1 , and b 2 are obtained with the half wavelength a treated as a constant, then the half wavelength a is treated as a variable, and the half in equation (32). Find the wavelength a. (32) when determining the unknown coefficients a 1, etc. In the equation, the number of undetermined coefficients is four or less for obtaining a time. Therefore, the undetermined coefficients of a 1 , a 2 , b 1 , and b 2 can be easily obtained by using equations of degree 4 or less for which the formula of the solution is known.
Further, the stress degree calculation unit 53 (in the stress degree calculation step) uses equations (51) to (54) to give the minimum positive value to the buckling stress degree σ cr according to equation (55). there a n, based on b n, determine the buckling stress of sigma cr. Therefore, when obtaining the buckling stress degree σ cr based on the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , and the energy method, it is possible to accurately obtain the buckling stress degree σ cr using a mathematical formula. it can.
以上、本発明の一実施形態について図面を参照して詳述したが、具体的な構成はこの実施形態に限られるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲の構成の変更、組み合わせ、削除等も含まれる。
例えば、前記実施形態では、(32)式におけるNは3以上でもよい。
座屈応力度σcrをエネルギー法に基づいて求める際には、(51)式から(55)式を用いなくてもよい。
Although one embodiment of the present invention has been described in detail with reference to the drawings, the specific configuration is not limited to this embodiment, and the configuration is changed, combined, or deleted without departing from the gist of the present invention. Etc. are also included.
For example, in the above embodiment, N in the equation (32) may be 3 or more.
When the buckling stress degree σ cr is obtained based on the energy method, it is not necessary to use equations (51) to (55).
10 H形鋼
11 第1フランジ板要素
12 第2フランジ板要素
13 ウェブ板要素
50 座屈応力度の推定装置(推定装置)
52 変位推定部
53 応力度算出部
61 座屈応力度の推定プログラム(推定プログラム)
F1 曲げモーメント
10 H-shaped
52
F1 bending moment
Claims (9)
前記第1フランジ板要素は、前記曲げモーメントにより引張力を受けるとし、
前記第1フランジ板要素における前記y軸に沿う方向の中心の位置を、前記y軸の原点とし、
前記第1フランジ板要素から前記第2フランジ板要素に向かう向きを、前記y軸の正の向きとし、
前記y軸に沿う方向における前記第1フランジ板要素の中心と前記第2フランジ板要素の中心との距離をbwとし、
前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向の第1端に向かうに従い、前記z軸の正の向き及び前記z軸の負の向きに交互に波状に変位する前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向における半波長をaとしたときに、
前記ウェブ板要素における前記z軸に沿う方向に向けた面外変位Wwを(1)式により推定し、かつ、前記第1フランジ板要素、前記第2フランジ板要素における前記y軸に沿う方向に向けた面外変位Wf1、Wf2を(2)式、(3)式によりそれぞれ推定する変位推定部と、
前記H形鋼の前記座屈応力度を、前記面外変位Ww、前記面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求める応力度算出部と、
を備える座屈応力度の推定装置。
ただし、Nは2以上の自然数であり、a0,an,bnは未定係数である。
It is assumed that the first flange plate element receives a tensile force due to the bending moment.
The position of the center of the first flange plate element in the direction along the y-axis is defined as the origin of the y-axis.
The direction from the first flange plate element to the second flange plate element is defined as the positive direction of the y-axis.
The distance between a center of said second flange plate element of said first flange plate element in a direction along the y-axis and b w,
On the x-axis of the web board element, the web board element is alternately wavy in the positive direction of the z-axis and the negative direction of the z-axis toward the first end in the direction along the x-axis of the web board element. When the half wavelength in the along direction is a,
The out-of-plane displacement W w of the web plate element in the direction along the z-axis is estimated by the equation (1), and the direction of the first flange plate element and the second flange plate element along the y-axis. Displacement estimation unit that estimates the out-of-plane displacements W f1 and W f2 toward the above by equations (2) and (3), respectively.
The stress degree calculation unit for obtaining the buckling stress degree of the H-section steel based on the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , and the energy method.
A device for estimating the degree of buckling stress.
However, N is the 2 or more is a natural number, a 0, a n, b n are undetermined coefficients.
ただし、Eは前記H形鋼のヤング係数であり、νは前記H形鋼のポアソン比であり、twは前記ウェブ板要素の厚さであり、tfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの厚さであり、bfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの幅の半分の値である。
However, E is the Young's modulus of the H-section steel, ν is the Poisson's ratio of the H-section steel, t w is the thickness of the web plate element, and t f is the first flange plate element and the said. It is the thickness of each of the second flange plate elements, and b f is a value of half the width of each of the first flange plate element and the second flange plate element.
前記第1フランジ板要素は、前記曲げモーメントにより引張力を受けるとし、
前記第1フランジ板要素における前記y軸に沿う方向の中心の位置を、前記y軸の原点とし、
前記第1フランジ板要素から前記第2フランジ板要素に向かう向きを、前記y軸の正の向きとし、
前記y軸に沿う方向における前記第1フランジ板要素の中心と前記第2フランジ板要素の中心との距離をbwとし、
前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向の第1端に向かうに従い、前記z軸の正の向き及び前記z軸の負の向きに交互に波状に変位する前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向における半波長をaとしたときに、
前記ウェブ板要素における前記z軸に沿う方向に向けた面外変位Wwを(9)式により推定し、かつ、前記第1フランジ板要素、前記第2フランジ板要素における前記y軸に沿う方向に向けた面外変位Wf1、Wf2を(10)式、(11)式によりそれぞれ推定する変位推定工程と、
前記H形鋼の前記座屈応力度を、前記面外変位Ww、前記面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求める応力度算出工程と、
を行う座屈応力度の推定方法。
ただし、Nは2以上の自然数であり、a0,an,bnは未定係数である。
It is assumed that the first flange plate element receives a tensile force due to the bending moment.
The position of the center of the first flange plate element in the direction along the y-axis is defined as the origin of the y-axis.
The direction from the first flange plate element to the second flange plate element is defined as the positive direction of the y-axis.
The distance between a center of said second flange plate element of said first flange plate element in a direction along the y-axis and b w,
On the x-axis of the web board element, the web board element is alternately wavy in the positive direction of the z-axis and the negative direction of the z-axis toward the first end in the direction along the x-axis of the web board element. When the half wavelength in the along direction is a,
The out-of-plane displacement W w of the web plate element in the direction along the z-axis is estimated by the equation (9), and the direction of the first flange plate element and the second flange plate element along the y-axis. Displacement estimation process for estimating out-of-plane displacement W f1 and W f2 toward Eq. (10) and (11), respectively.
The stress degree calculation step of obtaining the buckling stress degree of the H-section steel based on the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , and the energy method.
How to estimate the degree of buckling stress.
However, N is the 2 or more is a natural number, a 0, a n, b n are undetermined coefficients.
ただし、Eは前記H形鋼のヤング係数であり、νは前記H形鋼のポアソン比であり、twは前記ウェブ板要素の厚さであり、tfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの厚さであり、bfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの幅の半分の値である。
However, E is the Young's modulus of the H-section steel, ν is the Poisson's ratio of the H-section steel, t w is the thickness of the web plate element, and t f is the first flange plate element and the said. It is the thickness of each of the second flange plate elements, and b f is a value of half the width of each of the first flange plate element and the second flange plate element.
前記第1フランジ板要素は、前記曲げモーメントにより引張力を受けるとし、
前記第1フランジ板要素における前記y軸に沿う方向の中心の位置を、前記y軸の原点とし、
前記第1フランジ板要素から前記第2フランジ板要素に向かう向きを、前記y軸の正の向きとし、
前記y軸に沿う方向における前記第1フランジ板要素の中心と前記第2フランジ板要素の中心との距離をbwとし、
前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向の第1端に向かうに従い、前記z軸の正の向き及び前記z軸の負の向きに交互に波状に変位する前記ウェブ板要素の前記x軸に沿う方向における半波長をaとしたときに、
前記推定装置を、
前記ウェブ板要素における前記z軸に沿う方向に向けた面外変位Wwを(17)式により推定し、かつ、前記第1フランジ板要素、前記第2フランジ板要素における前記y軸に沿う方向に向けた面外変位Wf1、Wf2を(18)式、(19)式によりそれぞれ推定する変位推定部と、
前記H形鋼の前記座屈応力度を、前記面外変位Ww、前記面外変位Wf1、Wf2、及びエネルギー法に基づいて求める応力度算出部と、
して機能させる座屈応力度の推定プログラム。
ただし、Nは2以上の自然数であり、a0,an,bnは未定係数である。
It is assumed that the first flange plate element receives a tensile force due to the bending moment.
The position of the center of the first flange plate element in the direction along the y-axis is defined as the origin of the y-axis.
The direction from the first flange plate element to the second flange plate element is defined as the positive direction of the y-axis.
The distance between a center of said second flange plate element of said first flange plate element in a direction along the y-axis and b w,
On the x-axis of the web board element, the web board element is alternately wavy in the positive direction of the z-axis and the negative direction of the z-axis toward the first end in the direction along the x-axis of the web board element. When the half wavelength in the along direction is a,
The estimation device
The out-of-plane displacement W w of the web plate element in the direction along the z-axis is estimated by the equation (17), and the direction of the first flange plate element and the second flange plate element along the y-axis. The displacement estimation unit that estimates the out-of-plane displacements W f1 and W f2 toward the above by equations (18) and (19), respectively.
The stress degree calculation unit for obtaining the buckling stress degree of the H-section steel based on the out-of-plane displacement W w , the out-of-plane displacement W f1 , W f2 , and the energy method.
A buckling stress estimation program that works.
However, N is the 2 or more is a natural number, a 0, a n, b n are undetermined coefficients.
ただし、Eは前記H形鋼のヤング係数であり、νは前記H形鋼のポアソン比であり、twは前記ウェブ板要素の厚さであり、tfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの厚さであり、bfは前記第1フランジ板要素及び前記第2フランジ板要素それぞれの幅の半分の値である。
However, E is the Young's modulus of the H-shaped steel, ν is the Poisson ratio of the H-shaped steel, t w is the thickness of the web plate element, and t f is the first flange plate element and the said. It is the thickness of each of the second flange plate elements, and b f is a value of half the width of each of the first flange plate element and the second flange plate element.
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