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May 14, 2023

円形リブの実験・数値研究

Rapporti scientifici Volume 12,

Scientific Reports volume 12、記事番号: 8823 (2022) この記事を引用

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メトリクスの詳細

内側外側フランジと呼ばれる、内側および外側フランジ プレートとの円形のリブで強化されたフランジ接続に焦点を当て、曲げと引張の組み合わせ荷重を受けるフランジの機械的挙動を実験的に研究します。 機械的挙動に対する偏心の影響を調査するために、名目上同一の 4 つの試験片が使用されました。 フランジ プレート間のギャップの分布とボルトの力の分布が表示されます。 偏心が増加するにつれて、中立軸がフランジ接続の中心軸に徐々に近づくことがわかります。 さらに、十分な強度のリブ、溶接部、およびフランジ プレートがあれば、フランジの容量は主にボルトの強度によって支配されることがわかります。 有限要素解析、半解析法 (SAM)、および実験研究によって得られた結果を比較すると、良好な一致が見られます。 これは、内外フランジの容量を近似するために SAM でボルト破損の仮定と平面断面の仮定を使用することの妥当性を裏付けます。 引張耐力と曲げ耐力の相互作用に関して、実験結果と文献の結果がコードで定義された曲線と比較され、設計に関する提案が結論付けられます。 ボルトの応力が降伏強度に達したときの荷重として定義される降伏耐力は、使用中の状態での構造の設計にここで推奨されます。 単一のフランジ プレートを備えたリブで強化されたフランジの現行規格の仕様では、曲げ荷重と引張荷重を組み合わせた場合の内側フランジと外側フランジの降伏耐力が過大評価される場合があることがわかりました。 さらに、実験結果と数値結果の両方が、極限容量に関して線形の負荷相互作用曲線を示しています。

円形フランジは、ボルト締め構造継手として、管状構造内の円形管状部材の接続によく使用されます。 しかし、従来の円形フランジは、単一の内側/外側フランジ プレート (SI/SO フランジ) を備えているだけであり、厳しい荷重下での高い送電鉄塔/電柱の設計で生じる高強度の要件を満たすことができない場合があります1。 これを考慮して、チューブの直径が大きければ、内側-外側フランジと呼ばれる、二重フランジプレートを備えた有望な円形のリブで強化されたフランジ接続がDengらによって開発されました1。これにより、接続の容量が大幅に向上します。中国の舟山諸島にある高さ 380 m の送電鉄塔 (金唐鉄塔) など、大規模な長スパンの送電鉄塔構造物に導入されました2。

高強度のボルト締結として、内側と外側のフランジは、リブと内側および外側のフランジ プレートという 2 つの主な特徴によって識別できます。 図 1 は、管状送電鉄塔に実際に使用されている内外フランジを示しています。 補強されていない SI/SO フランジは費用対効果の高い接続として認識されており、管状構造物に広く​​実装されていますが、補強されていないフランジで頻繁に発生するこじ開け動作 3、4、5、6、7、8、9、10 は、その結果、ボルトの力が増加し、主にボルトの強度によって決まるフランジの容量が減少します。 したがって、こじ開け動作を正確に近似するために、実験研究 3、4、有限要素 (FE) 解析 5、6、7、またはその両方 8、9、10 によって検証されたさまざまな解析モデルが開発されたことは注目に値します。 中国と日本の両方の規格で規定されているように、フランジをリブで補強することは 11,12、フランジプレートの面外剛性を高めることでこじ開け動作を軽減する効果的な方法であるため、内側のフランジに採用されています。外側のフランジ。 「架空送電線の鋼管塔構造の設計に関する技術規定」（DL/T 5254-2010）11 と題された中国の法規は、通常設計されるリブで強化された円形フランジではこじ開け動作を無視できることを示唆していることに注意してください。 さらに、大口径の円形断面チューブ（金唐塔では最大 2300 mm2）を接続する際の高い能力の要件と、実際のエンジニアリングにおけるボルト サイズの制限により、多数のフランジ ボルトが使用できないことになります。単一の外側フランジプレートに適切に配置されます。 したがって、追加の内側フランジ プレートを内側外側フランジ 1 に使用することが提案されており、より多くのフランジ ボルトを使用して、フランジ接続の引張能力と曲げ能力の両方を向上させることができます。

管状送電塔の内側と外側のフランジ。

現在までに、内外フランジに関連する研究はわずか数件しか行われていません。 軸方向の引張荷重がかかった内外フランジに関して、Hu et al.13 が提示した実験結果は、内ボルトの内部引張力が外ボルトの内部引張力と等しくないことを示しています。 Jintang タワー 2 の内側-外側フランジの縮小モデルは、フランジ プレート、リブ、溶接部が強化された SI/SO フランジの関連ガイダンス 11 に従って設計されており、Sun ら 14 によって 4 つの実験を通じて実験的に研究されました。 -点曲げ試験。 内外フランジの破損モードは主にボルトの破断であり、中立軸は中心軸（中間軸）からチューブ半径の約0.15倍の距離にほぼ位置していることがわかります。 ボルトの破壊破壊は、Xue et al.15 によるテストでも発見されました。このテストでは、内側と外側のフランジ試験片に曲げ荷重と引張荷重の組み合わせが加えられました。 対照的に、曲げと圧縮荷重を組み合わせた場合、Huang et al.16 と Chen et al.17 による実験研究は、一般にフランジ接続付近で発生するチューブの局所的な座屈が容量を支配する可能性があることを示しています。フランジ接続の様子。

内側外側フランジの設計は数値的アプローチを利用して完了できますが、関連する設計ガイダンスがないため、管状構造への適用は大きく妨げられています。 そこで、著者らは予備研究18で半解析法（SAM）を提案した。これは複合荷重下でのフランジの極限耐量を計算するのに効率的であるが、工学設計の観点から見ると複雑なままである。 さらに、SAM の有効性を示す実験的証拠と採用された仮定は不十分です。 内側と外側のフランジの機械的挙動をさらに調査し、設計の便宜を図るために明確な形式で構造強度を定式化する努力は価値があります。

この論文では、公称同一寸法の 4 つの鋼製内外フランジ接続を実験研究に利用し、曲げ荷重と引張荷重を組み合わせた場合の内外フランジの機械的挙動をより包括的に理解しています。 荷重変位曲線、破損モード、上部フランジプレートと下部フランジプレート間のギャップの展開、およびボルト力の分布が実験的アプローチによって得られます。 実験結果は、対応する FE 解析結果と比較され、クロスチェックが行われます。 SAM によって得られた容量は、FE 分析および実験室試験から得られた容量と比較することによって検証されます。 曲げと引張の複合荷重がかかった内側と外側のフランジについては、この研究の実験結果と関連参考文献の実験結果の両方を、次のように定義される荷重相互作用曲線と比較することによって、引張耐力と曲げ耐力の相互作用に関する議論が行われます。現在のコード。

同一の上部フランジと下部フランジからなる、名​​目上同一の内側および外側フランジ試験片 4 つをテストしました。 参照番号 T1、T2、T3、および T4 の試験片の荷重偏心は、順に 29.5 mm、71.5 mm、141.5 mm、および 961.5 mm です。 図2に内外フランジの形状を示します。Dは円形断面管の外径、tSは管の肉厚、tFLはフランジプレートの厚さ、eO1とeO2はそれぞれ距離です。アウターボルトの中心からチューブ外面までの距離、アウターフランジプレート端までの距離、eI1、eI2はそれぞれインナーボルト中心からチューブ内面までの距離、内側フランジプレートの端までの距離、h はリブの高さ、tOR と tIR はそれぞれ外側リブと内側リブの厚さ、dO と dI はそれぞれ外側ボルトの直径、内ボルトの本数、n は内外ボルトの本数、e は引張荷重の偏心量です。 事前に予備的なFE解析を実行することにより、試験片の破損がボルトの破損であることを確認するために試験片は注意深く設計されています。 表 1 に試験片の寸法を示します。 試験片の全高は同じ H = 1430 mm です。 チューブ、リブ、フランジプレートの鋼種はQ345B19です。 ボルトの仮締め力は等しく、10.053 kNです。

内外フランジ接続の構成と幾何学的パラメータ。

上フランジ板の外縁と下フランジ板の外縁との相対変位（本明細書では開き量という）、ボルト力、チューブのひずみ、リブのひずみを測定した。 図3に示すように、開き量を直接測定するために各アウターリブの端にダイヤルゲージを取り付け、リブの初期欠陥の影響を排除するために各リブの両側にひずみゲージを対称に貼り付けました。できるだけ。 ボルトの内部引張力は、事前に校正された計装ボルト20、21を使用して測定されました。 表 2 は、図 3 に示す測定点の参照番号の大文字の物理的意味を示しています。

測定点の配置。

実験装置は図 4 に示されており、最大 10,000 kN の引張荷重容量を持つマイクロチップ制御の電気油圧サーボ多機能試験機によって軸方向の引張荷重が加えられます。 図4に示すように、比較的大きな曲げ剛性を有する2つの同一の鋼製U字形ビームが、フランジ試験片の両端にそれぞれボルトで固定されています。 これにより、フランジの中心から所定の偏心距離をおいて水平に置いた丸棒を上昇させることにより引張荷重を加えることができる。 正確な偏心荷重を実現するために、丸棒は荷重中に上部 U 字ビームの内底面に固定された位置決め装置によって水平に拘束されます。 対称的に、位置決め装置によって拘束された丸棒も使用され、下部の U 字型の剛性ビームに取り付けられています。 各試験片に対して、最初に力制御による荷重が顕著な非弾性挙動が観察されるまで適用され、次に変位制御による荷重が 0.1 ～ 0.5 mm/min の範囲の速度で加えられます。

実験的なセットアップ。

汚れ硬化モデルは、材料の構成関係を特徴付けるために使用され、次の形式になります。

ここで、ε はひずみ、σ は応力、E は弾性率、εy は降伏ひずみ、ε1 は降伏限界のひずみ、ε2 は限界ひずみ、E' は 2 番目の斜線の傾きです。 ボルトの場合、εy = ε1。 コンポーネント、つまりチューブ、リブ、フランジ プレート、およびボルトの材料特性は、3 つのクーポンの試験結果の平均値であり、表 3 にリストされています。ここで、fy = Eεy は降伏強度、fu = fy + E です。 '(ε2 − ε1) は極限引張強さです。 コンポーネントの材料の応力-ひずみ曲線を図 5 に示します。

応力-ひずみ曲線。

市販のソフトウェア ANSYS を使用して、試験片の FE 分析を実行します。 説明のために、試験体 T4 の FE モデルを図 6 に示します。このモデルでは、2 つの U 字型ビームが、曲げ剛性の高い 2 つの同一のプレート (荷重プレート) に置き換えられています。 大きな曲げ剛性を確保するために、荷重プレートのヤング率は 1.0 × 1010 MPa に割り当てられています。 図6に示すように、上部載荷板の一端からフランジ試験片の中心までの距離は所定の偏心量に等しいため、丸棒を上昇させることによって生じる偏心荷重は、節点に同じ変位を課すことによってシミュレートされます。ローディングプレートの端。 上部荷重プレートのこの端では、x、y 方向、および z 軸を中心とした回転方向の節点の自由度 (DOF) が拘束されます。 下部荷重プレートの対応する端では、x、y、z 方向の節点 DOF、および z 軸を中心とした回転が拘束されます。

試験体 T4 の FE モデル。

図 6 に示すように、すべてのコンポーネントとチューブの厚さの半分の脚サイズの溶接部 19 は、8 節点の六面体ソリッド要素、つまり ANSYS の要素ライブラリの SOLID185 を使用してモデル化されました。 予備調査では、まず図 7 に示す粗メッシュ、中メッシュ、細メッシュの 3 種類のメッシュを調査しました。 図 8 に示す供試体 T1 の荷重-変位曲線は、中メッシュを使用した場合に得られた曲線と細かいメッシュを使用した場合に得られた曲線がほぼ一致していることを示しています。 したがって、効率と精度のバランスをとるために、ここでは中メッシュを採用します。 つまり、フランジ接続付近の要素の平均メッシュ サイズは約 4 mm です。 フランジから遠いチューブ部分のメッシュサイズは 10 mm です。 ボルトは内外フランジ接続の重要なコンポーネントであるため、ボルトのメッシュは 3 mm のサイズで高密度化されています。 また、ボルト穴付近のフランジプレートのメッシュも緻密化されています。 総要素数は約84万個。 ボルトの中央にプリテンション部を設け、このプリテンション部にプリテンション荷重を加えてボルトの仮締め力を模擬します。 ナットとフランジプレートの接触面にはCONTA174とTARGE170のエレメントを採用し、摩擦係数は0.1522に設定されています。

メッシュは3種類。

荷重 - 変位曲線。

静的 FE 解析には、接触問題の解析に有効な前処理共役勾配 (PCG) ソルバー 23 が採用されています。 内側と外側の両方のボルトには、10.053 kN の所定の仮締め力が予圧されています。これにより、上下のフランジ プレートの接触面に通常の圧力がかかるため、FE 解析の収束に役立ちます。 ボルトに予荷重を加える期間中、解析では収束を助けるためにカットバック 23 の方法が使用されますが、フランジ試験片に外部偏心荷重を加える際には一定荷重ステップのスキームが採用されます。

理論分析には半分析法 (SAM)18 が使用されており、便宜上ここで再記述されています。 詳細については、参考文献 18 を参照してください。 一般性を失わずに、図 9 に示すように、接触面を通る仮想平面を通過させて接続を切り離し、調査対象の 1 つの部分を取り出します。フランジに接続されたチューブにはアキシアル荷重 N と曲げがかかります。モーメント M はモーメント M ですが、フランジ部分 (切断面) にかかる内力は、リブとチューブにかかる圧縮力とボルトにかかる引張力が分散されます。 リブ間のフランジ プレートから発生する圧縮力は比較的小さいため、SAM では無視されることに注意してください。 したがって、フランジ部分は中立軸によって 2 つのゾーン、つまり圧縮ゾーンと引張ゾーンに分割できます。 SAM では、ボルトの仮締め力は小さく、フランジ接続の破損にわずかな影響を与えるものと想定されているため、無視されます。 したがって、ボルトは張力領域でのみ機能します。 図 2 に示すように、フランジ部の中心を原点とした直交座標系が採用されています。力のバランスにより、

ここで、y0 は中立軸の縦座標、F は長手方向の合力を表します。 式の添字は次のとおりです。 (2)～(3) および以下の式「B」、「S」、「R」はそれぞれボルト、鋼管、リブの変数を表します。 式の右側の M に注意してください。 (3) は中立軸に対する曲げモーメントです。

フランジにかかる力。

図２に示すように、フランジ部の曲率をφとして、yy＝εy/φ＋y0の縦軸に位置する公称降伏線を採用する。 公称降伏線を超える圧縮コンポーネントの応力は降伏応力に達すると想定されます。 リブの半径方向の対称軸をリブの中心線として定義し、ボルトが位置する円をボルトの中心線として定義します。 添え字「O」と「I」を使用して、それぞれ外部パラメータと内部パラメータを示します。 したがって、図 2 に示すように、ROR、RIR、RS、ROB、RIB はそれぞれ、外側リブの外径、内側リブの内径、チューブの外径、チューブの中心線の半径です。外側のボルトと内側のボルトの中心線の半径。 極座標系も使用され、極軸はデカルト座標系の y 軸と一致します。 したがって、(rS0, θS0) と (rSy, θSy) はそれぞれ、管の中心線と中立軸、管の中心線と公称降伏線の交点の極座標になります。 i 番目の内側リブの (rIR0i, θIR0i) と (rIRyi, θIRyi)、および i 番目の外側リブの (rIOR0i, θOR0i) と (rORyi, θORyi) は、それぞれリブの交点の極座標です。中心線と中立軸、リブの中心線と公称降伏線です。 rIRyi > rIR0i、および rORyi > rOR0i であることに注意してください。 極軸とｉ番目の外側リブの中心線とのなす角度、極軸とｉ番目の内側リブとのなす角度をそれぞれθＯＲｉ、θＩＲｉとする。 また、i 番目の外側ボルトの中心は (rOBi, θOBi)、i 番目の内側ボルトの中心は (rIBi, θIBi) の座標で求めることができます。 次に、平面断面の仮定と弾性完全塑性モデルに基づいて、式 (1)、(2) の正しい項は次のようになります。 特定の曲率に対する (2) と (3) は次のように計算できます。

ここで、A は断面積、m と n はそれぞれ引張領域における外側ボルトの数と内側ボルトの数、下付き文字「1」と「2」は、ボルトが弾性状態にあることと、ボルトが弾性状態にあることを示します。それぞれプラスチックの状態。 式を使用する場合は次の点に注意してください。 (5) と (8) では、rOR0,i の量と rORy,i の量は、ROR の上限と RS − tS/2 の下限を取ります。つまり、ROR ≥ の場合、rOR0,i = rOR0i となります。 rOR0i ≥ RS − tS/2、rOR0i < RS − tS/2 の場合は rOR0,i = RS − tS/2、rOR0i > ROR の場合は rOR0,i = ROR。 同様に、rIR0,i の量と rIRy,i の量には、RS − tS/2 の上限と RIR の下限があります。つまり、RS − tS/2 ≥ rIR0i ≥ の場合、rIR0,i = rIR0i となります。 rIR0i < RIR の場合は RIR、rIR0,i = RIR、rIR0i > RS − tS/2 の場合は rIR0,i = RS − tS/2。

方程式では、 (6) および (9) より、係数 β は、実際のボルトひずみ εT と公称ボルトひずみ εB = φ(y0 – yB) の間の不一致を説明します。

βを近似するためにリブの面内変形を無視した簡略化モデルを用いて図10に示す。図中ΔTは実際のボルトの引張変形、フランジ板のたわみを表す。はΔFLです。 したがって、ボルトの公称変形は ΔB = ΔT + ΔFL となり、次のようになります。

ここで、kT = EA/tFL はボルトの引張剛性を表し、kFL はフランジ プレートの面外剛性を表します。 この論文の試験片では、外側フランジ プレートの場合は kT = 2.7 × 106 N/mm、kFL = 2.3 × 106 N/mm、内側フランジ プレートの場合は kFL = 3.76 × 106 N/mm です。 したがって、βO = 0.46 および βI = 0.58 が得られます。

変形間の関係。

図11に試験片の荷重−変位曲線を示す。横軸はフランジの開き量、縦軸は外部引張荷重である。 実験結果は、D1とD10でそれぞれ測定した開口量の平均値です。 曲線の弾性部分と極限強度の両方の点で、FE 解析結果は実験結果とよく一致しています。 降伏後開口量は主にボルトの変形に支配されるため、試験とFE解析で得られた極限変位の乖離は、FE解析で採用したボルトの限界ひずみが不十分であったことが主な原因であると推測される。 ただし、Huang et al.8 および Couchaux et al.9 の研究でも同様の矛盾が見られるため、洞察を得るにはさらなる研究を行う必要があります。

荷重 - 変位曲線。

図 12 は、試験、FE 解析、および SAM によって得られた、中立軸から最も遠いボルトの内部引張力の変化を示しています。 FE解析では、ボルトのひずみ硬化構成関係を図5に示します。 また、SAM のボルトには弾性完全塑性モデルが使用され、ボルトの降伏強度はボルトのひずみ硬化構成関係で定義される極限強度と等しくなるように設定されます。 一般に、ボルトの張力の発現は 3 段階に分けられます。 第 1 段階では、仮締め力により、FE 解析と試験結果の両方から、上下のフランジ プレートが接触しており、ボルトの力がほぼ一定であることがわかります。 第 2 段階、つまり弾性段階では、外部偏心荷重の増加に伴い、上下のフランジ プレートが徐々に離れ、ボルトの力が直線的に増加します。 第 3 段階では、神経軸から最も遠いボルトが弾塑性状態にあり、他のボルトの内力が以前よりも急速に増加します。これは、ボルトの力の再配分が発生することを意味します。 弾性段階では、FE 解析結果と SAM 結果はいずれも実験結果とよく一致しています。 さらに、SAM によって得られるピーク負荷は、FE 解析およびテストによって得られるものに近いです。 これは、SAM が、工学設計の観点から最も重要な収量と最終容量の両方を取得できることを意味します。 さらに、試験片のボルトの力を比較すると、偏心率が大きくなると最も遠いボルトの降伏が早くなり、その結果フランジの容量が減少することがわかります。

最遠のボルト (SBO-1) の内部張力。

表 4 は、試験片の降伏容量 Ny と極限容量 Nu を表にしています。下付き文字「FEA」、「Exp」、「SAM」は、値がそれぞれ FE 解析、実験研究、および SAM によって得られたことを意味します。 降伏耐力は、ボルトの応力がボルトの降伏強度 (240 MPa) に達する荷重として定義されます。 SAM から得られた極限容量はボルトの限界ひずみ 0.2 に相当しますが、試験と FE 解析から得られた極限容量は荷重 - 変位曲線のピーク値です。 SAM では、ボルトの降伏強度は、ボルトの構成関係における極限強度、つまり fyB = 460 MPa と等しくなるように設定されます。 表 4 の試験片 T5 は実際には参考文献 15 の試験片であり、ここで試験した試験片と同じ公称寸法を有しています。 FE 解析結果の誤差は 6.8% 以下であることがわかり、FE モデルが内外フランジの降伏と極限容量の両方を適切に予測できることを示しています。 SAM によって得られた収量容量と最終容量は実験結果とよく一致しており、誤差は 11.2% 以下です。 一般に、SAM は内側-外側フランジの能力を少し過大評価します。これは、実際のひずみ硬化モデルではなく弾性完全塑性モデルの使用に起因する可能性があります。

図 13 は、極限耐力と降伏耐力の観点から、曲げ強度と引張強度の相互作用を示しています。 図では、SAM によって得られた究極の純曲げ耐力と究極の純引張耐力、つまり N = 0 の場合の極限曲げ耐力 Mu,SAM と M = 0 の場合の極限引張耐力 Nu,SAM を利用して、実験結果を正規化しています。そしてFE解析結果。 SAMは所定の偏心に対して、比例荷重を考慮した降伏能力と極限能力を求めることができます。 したがって、離心率を変化させることにより、SAM を介して相互作用曲線を取得することができます。その x 座標と y 座標、つまり、同時に取得された極限状態に対応する引張荷重と曲げ荷重も、それぞれ Nu,SAM と Mu,SAM によって正規化されます。 。 実験結果と FE 解析結果は両方とも、SAM によって得られる対応する相互作用曲線よりわずかに小さいですが、曲線と同様の傾向を示していることがわかります。 一般に、相互作用曲線は、極限容量に関してはほぼ直線的であり、収量容量に関しては折れ線になります。

引張耐力と曲げ耐力の相互作用。

以下では、荷重偏心の影響をさらに示すために、試験片 T1 (e = 29.5 mm、偏心量が小さい場合) および試験片 T4 (e = 961.5 mm、偏心量が大きい場合) を例に挙げます。 図 14 に、偏心が小さい場合と大きい場合の故障モードを示します。 引張領域における上下のフランジプレートが完全に分離していることがわかります。 破壊後の内側および外側ボルトの残留変形も図 14 に示しています。最大の残留変形は、最大の張力を示し、中立軸から最も遠いボルトに見られます。 ボルトの大きな変形を除き、すべての試験片でリブの破損や溶接部の破断/亀裂は観察されませんでした。 さらに、フランジが外部荷重に耐えられない間、フランジプレートの変形は比較的小さい。 内側外側フランジの破損は、主に中立軸から最も遠いボルトによって発生します。

試験片の故障モード。

負荷レベルを変えたときの深さに対する開き量の変化を図15に示します。 １５、１６、１７、１８は、フランジの中心を原点とした図２の縦軸である。 偏心量が小さい場合（図 15a 参照）、変化はほぼ線形ですが、偏心量が大きい場合（図 15b 参照）、負荷が増加するにつれて変化の非線形性が若干顕著になります。 さらに、さまざまな荷重レベルでの曲線の傾向は類似しており、フランジ部分にかかる力の再配分が重要ではないことを意味しています。 全体として、フランジ部分の開口量の分布は平面断面の仮定にほぼ一致しており、SAM での仮定の使用の妥当性が裏付けられています。

オープニング金額の分布。

アウターボルトのひずみ分布。

肋骨の歪みの分布。

チューブのひずみの分布。

また、図１５より、荷重の増加に伴って単調増加する最大開度は常に中立軸から最も遠いアウターリブの部位に位置することが分かる。 図15aに示すように、偏心が小さい場合、FE解析と実験結果の両方が、荷重手順全体を通じて測定されたすべての開口量が正であることを示しています。これは、フランジプレートが完全に分離されており、位置が適切であることを意味します。中立軸の先端がフランジ部から出ています。 図15bに示すように、荷重の偏心が大きい場合には、フランジ板が部分的に接触しており、中立軸がフランジ部内に位置していることが分かる。 つまり、離心率が増加するにつれて、中立軸は中心軸に徐々に近づきます。 偏心率が大きい場合に測定された負の値は、フランジ プレートの表面が粗く不規則であるため、初期ギャップが必然的に小さくなることが原因であると考えられます。

図 16 は、フランジ セクション全体にわたるボルトひずみの実験分布と、対応する FE 解析結果を示しています。 図 16a に示すように、偏心が小さい場合、分布はほぼ線形であり、荷重手順全体を通じてすべてのボルトに引張力がかかります。 図１６ｂに示すように、偏心が大きい場合、ボルトの力がゼロに近い圧縮ゾーンを特定することができる。 さらに、引張領域にわたるボルトのひずみの分布は非常に非線形です。 これらの発見は、SI/SO フランジの従来の設計で採用されているボルト力の線形分布の仮定に反します。

図 17 と図 18 にそれぞれリブひずみとチューブひずみの分布を示します。 図からわかるように、分布とその推移は開始額の分布と類似しています。 すなわち、偏心が小さい場合には、すべてのリブおよびチューブは主に張力を受けており、図１および図２に示すように、中立軸はフランジ部分の外に特定される。 17aと18a。 これに対し、偏心量が大きい場合には、図２、図３に示すように、中立軸がフランジ部に位置し、たわみ型の応力分布が認められる。 17bと18b。 実測結果とFE解析結果のリブひずみの差は比較的大きくなっています。 これは、薄肉リブの製造に起因する不完全性、たとえば未知の初期の面外変形に起因する可能性があります。

フランジ接続の設計では、外部設計荷重に応じて必要なボルト力、特に必要な最大ボルト力を最初に確認し、これに基づいて他のフランジ コンポーネントの寸法を決定する必要があります。 ボルト力の決定には、DL/T 5254-201011 および「鋼製通信モノポールの技術仕様」(CECS236: 2008)24 によって、いわゆる回転軸法が推奨されていますが、曲げモーメントが関係します。 図2に示すように、回転軸によってフランジ部も圧縮部と引張部に分割され、フランジ部の抵抗モーメントは回転に対する引張部のボルト力のモーメントの合計となります。軸。 回転軸法におけるもう 1 つの仮定は、引張ゾーン内のボルトの力が y 軸上に線形に分布するということです。 したがって、曲げ荷重と引張荷重の組み合わせを受けた SI/SO フランジの場合、設計荷重相互作用曲線 (M-N 曲線) は次の形式になります。

ここで、NtB はボルトの設計引張強度、Z はボルトの総数、Yi は i 番目のボルトから回転軸までの距離、Y1 は最も遠いボルトから回転軸までの距離です。 式 (12) は、純粋な曲げモーメント (N = 0) または純粋な引張荷重 (M = 0) の下での SI/SO フランジの式に変形できます。

ここで、MC と NC はそれぞれ純粋な曲げ耐力と純粋な引張耐力です。 SO フランジの場合、DL/T 5254-2010 では回転軸の縦座標は yr = 0.8 rS ですが、CECS236: 2008 では yr = rS − tS が採用されています。さらに、SI フランジの場合、次の条件に従って yr = 2rS/3 です。 CECS236: 2008。回転軸の位置についてはまだ議論の余地があることは注目に値します。 (13a) は内外フランジ接続に適用されます。

SAM によって得られた理論的結果に基づいて、曲げ荷重と引張荷重を組み合わせた場合の内側フランジと外側フランジの荷重相互作用曲線は、著者による予備研究で結論付けられています 18。

ここで、MC と NC は式 1 で計算できます。 (13)。

降伏容量の観点から、図 19 は式 (1) で定義される負荷相互作用曲線を示しています。 (14)、CECS236: 2008 および DL/T 5254–2010 と実験結果。 曲線と実験結果は Nu,SAM および Mu,SAM によって正規化されています。 曲線では、ボルトの降伏強度 (240 MPa) を使用して降伏耐力を決定します。 さらに、図 19 は、実験結果がコードで定義された曲線を下回る場合があり、過大評価による失敗のリスクが生じることを示しています。 対照的に、式によって定義される曲線は、 実験結果と FEA 結果の両方が曲線の上に位置しているため、(14) は保守的であると思われます。

曲げ能力と引張能力の相互作用。

表 5 は、Zhang25 によって報告された内側/外側試験片の幾何学的寸法を示しています。内側/外側ボルトの数は 28 です。したがって、FE 解析と SAM の両方を介して試験片に対して追加の研究を実行しました。 数値的容量と理論的容量、および実験による収量容量を表 5 に示します。満足のいく一致を示しています。 参考文献 25 では、大きな開き量が観測された時点で試験を終了しているため、参考としてボルトひずみ 1.8 × 10−2 に相当する荷重を抽出して表 5 に示した。 図 20 は、曲げ耐力と引張耐力の相互作用を示しています。結果は Nu,SAM および Mu,SAM によって正規化されています。 降伏耐力に関しては、この結果は図 19 で見つかったものと同様であり、SI/SO フランジの規格の仕様が内側および外側フランジと式 19 の降伏耐力を過大評価する場合があることを再度強調しています。 (14) の方が合理的だと思われます。

曲げ耐力と引張耐力の相互作用。参考文献 25 の試験片を参照。

究極の容量に関しては、両方の図が示されています。 図 13 と 20 は、線形の荷重相互作用曲線を示しています。

ここで、Mu と Nu はそれぞれ、フランジ接続の究極の純粋な曲げ容量と究極の純粋な引張容量です。 高層送電鉄塔の場合、内外フランジボルトにおける降伏応力の発生は避けるべきであることに注意してください。降伏応力によりボルトが緩み、最終的には周期荷重を受けるフランジ接合部が破損する可能性があるからです。風荷重や地震励振など。 したがって、ボルトの破断に対応する限界耐力は、極端な負荷事象における安全性を確保するためにのみ利用されるべきであり、耐力は使用状態に対して推奨されます。

収量能力と極限能力に関しては、SAM、FE 解析、実験結果との間に良好な一致が見られます。 実験結果と FE 解析結果の両方で、半解析的手法が有効であることが証明されています。 フランジ部分にわたる開口量のほぼ線形の分布が見つかり、これは SAM における平面断面の仮定を裏付けます。 十分な強度のリブとフランジ プレートが提供されると、実験結果と FEA 結果の両方で、フランジの耐力がボルトの強度によって支配されることが示され、SAM でのボルト破損の仮定が検証されます。

ボルトの予締め力は、ボルトの力の初期展開に影響を与えるだけであり、フランジの全体的な機械的挙動にはほとんど影響しません。 平面断面の仮定によって計算された公称ボルトひずみは、フランジ プレートの面外変形が存在するため、実際のボルトひずみと等しくないことに注意してください。 ボルトの公称ひずみと実際のボルトひずみの間の関係は、ここで理論的に結論付けられます。

中立軸から最も遠いボルトの降伏強度に相当する、ボルトの塑性変形によってボルトの緩みが発生する可能性がある降伏耐力は、日常的な操作下での構造の設計に適していますが、極限耐力は、極度の負荷がかかる構造物の設計には推奨されます。 実験結果と文献の結果は、現在のコードで定義されている荷重相互作用曲線が降伏能力を過大評価する場合があることを示しています。 極限容量に関しては、実験結果と数値結果の両方が線形の負荷相互作用曲線を示しています。

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著者らは、中国国家自然科学財団（51878607、51838012）および中国能源工程集団計画工程有限公司の技術プロジェクト（GSKJ2-T06-2019）の財政的支援に感謝したいと思います。

中国杭州の浙江大学土木建築学部

ヨン・チェン、ウェンディン・モウ、ジヤン・ワン

中国エネルギーエンジニアリンググループ浙江電力設計研究所有限公司、杭州、中国

ヨングオ

ステートグリッド湖州電力供給会社、湖州市、中国

ビン・シュエ

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Chen, Y.、Mou, W.、Guo, Y. 他曲げと引張の組み合わせ荷重下での内側および外側フランジ プレートとの円形リブ強化フランジ接続の実験/数値研究。 Sci Rep 12、8823 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-12896-w

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受信日: 2022 年 2 月 12 日

受理日: 2022 年 5 月 18 日

公開日: 2022 年 5 月 25 日

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