不等衝撃衝突時の既設RC円形断面部材の数値解析 - 石家荘市イルラーゴデイチーニ有限公司

Scientific Reports volume 12、記事番号: 14793 (2022) この記事を引用

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近年、交通事故や電車脱線事故が多発しており、経済的被害や死傷者が発生しています。鉄筋コンクリート（RC）建築では、電車や車両の脱線事故が頻繁に発生します。これまでの研究では、このような側面衝突が研究されることはほとんどありません。これを行うために、この論文では高忠実度のシミュレーションベースの有限要素 (FE) モデルを作成し、円形 RC 部材と脱線した列車の衝突を正確にシミュレートします。高速鉄道の駅では鉄筋コンクリート部材構造が一般的です。衝撃体の衝撃エネルギーは大きく、構造部材の破損を引き起こします。不等スパン衝撃荷重下での鉄筋コンクリート部材の動的挙動を解析します。衝撃問題の数値的実装について、幾何学的特性、接触特性、および材料特性の観点から議論します。衝撃問題を解決するための ABAQUS コードの信頼性と精度は、故障モード、衝撃、たわみ時刻歴の実験結果を比較することで検証されます。衝撃応答特性を解析することで、制御変数を用いて破壊過程とモードを検討します（衝撃・反力特性、たわみ時刻歴曲線、衝撃力−たわみ曲線、軸受反力−たわみ曲線など）。補強率、衝撃速度、コンクリート強度、細長比は、せん断亀裂のパターンと発達に大きな影響を与えます。衝撃速度と細長比の変化も部材の破損モードに影響します。

鉄筋コンクリート構造物は、都市部の高架橋や歩道橋の橋脚への各種車両の衝撃、屋内駐車場の柱への衝撃、橋脚やドックインフラへの船舶の衝撃など、通常の使用や自然災害時に影響を受けやすいものです。地下鉄の駅舎でも電車が脱線した。これらの衝撃は、場合によっては建物の局所的な損傷につながるだけでなく、建物全体の倒壊を引き起こし、その結果、計り知れない死傷者や経済的損失が生じる可能性があります。鉄筋コンクリート構造物は、耐用年数中に衝撃、地震、爆発などの突発的な荷重が頻繁に加わります。

強度、変形、弾性、拘束効果は、横方向の衝撃荷重を受けた部材の断面、補強、幅と厚さの比率の変化によって影響を受けます1、2、3、4。これらの要因については、以前の文献でいくつかの調査が行われています。軸圧縮試験に供される中空鋼管および CFST 試験片の材料特性に対する幾何学的形状パラメータ (円形、六角形、長方形、および正方形の断面)5、6、7、8、9 の影響が研究されました10、11、12。、13、14、15、16。結果は、軸応力と延性の値から円形試験片が理想的なサンプルであることを示しました。

Hu ら 17 は、断面形状の変化による軸圧縮下でのコンクリート充填鋼管柱の閉じ込め効果を研究しました。円形の鋼管は、角形の鋼管よりもコンクリートに対する閉じ込め効果が大きくなります。特に断面の幅と厚さの比が比較的小さい場合、局所的な座屈が起こりにくくなります。同じ断面積を持つ中空の鉄筋コンクリート柱は、ねじり剛性が比較的大きいため、中実の鉄筋コンクリート柱よりもねじれにくいことがわかります。外部荷重を受けた場合、構造の安定性を効果的に向上させることができます18。

一方、特殊な形状の鉄筋コンクリート柱は通常、建築機能の要件を満たすことができます。横衝撃を受けた鉄筋コンクリート部材の破壊モードはまったく異なります。鉄筋コンクリート梁の破壊モードは衝撃速度の増加に伴って徐々に曲げ破壊からせん断破壊に変化し19,20,21、特に強度の高い斜めひび割れが発生し、試験体中央の衝撃箇所では短い衝撃でパンチングせん断破壊が形成される。高速衝撃を受けたとき22,23。

鉄筋コンクリート部材は通常、衝撃荷重位置が不均等になると衝突点で大きなたわみ変形が生じ、鋼鉄筋では曲げひび割れが発生します1,2,3,24,25。

また、別の研究では、落石によって損傷した PT「ポストテンション」スラブの修復戦略としてせん断補強がどの程度効果的であるかを調査しています。事故後、将来の崩壊を避けるために、損傷したコンポーネントを交換し、せん断タイを設置して両方のスラブを再建しました。

修理後に衝撃試験が実施され、打ち抜きせん断耐力と垂直応力の両方が測定されました26。 2020 年 8 月 4 日にベイルートで起きた爆発は、サイロの非線形計算による有限要素モデリングを使用した構造工学技術のケーススタディとみなされます。

この研究は、巨大な爆風荷重に対する穀物サイロの構造的応答を評価することを目的としています。爆発の規模は、現場で見られるのと同じサイロの損傷と揺れを引き起こすコンピュータモデルの大きさとして定義されます。さらに、立っているサイロの損傷が評価され、最終的な提案が Yehya Temsah らによって提供されました 27。これまで、車両衝突による衝撃荷重下での RC 柱の挙動を決定するために、実験、解析、数値研究が行われてきました。動的材料荷重下の構成関係 (材料レベル) は数値解析にとって重要です。動的荷重下と静的荷重下における棒鋼の機械的特性には大きな違いがあります。鋼には、動的荷重下で明らかなひずみ速度の影響があります。

動的荷重下での棒鋼のひずみ速度の影響を説明するために、学者はひずみ速度の効果を考慮した棒鋼のさまざまな構成モデルを提案しています。その中でも、Cowper-Symonds28 モデルと Johnson-Cook29 モデルは学者に広く認識されています。ひずみ速度がある臨界値よりも低くなると、圧縮強度の増加は減少し、ひずみ速度がこの臨界値を超えると、圧縮強度の増加速度は急激に増加します。 Achley と Furr30 は、コンクリートシリンダーの動的および静的圧縮試験を実施し、ひずみ速度が一定のレベルに達すると極限強度が増加しないことを発見しました。

Wu ら 31、Yan および Lin 32 は、急速に変化する荷重下ではコンクリートの引張亀裂表面がより真っ直ぐに発達し、亀裂が骨材などのより大きな抵抗を持つ領域を通過することを強制することを発見しました。したがって、試験片を破壊するには、より高い応力レベルが必要です。コンクリートの動的引張強さのひずみ速度の影響に関しても、同じ議論が依然として存在します。 Cotsovos と Pavlovic 33 は、高いひずみ速度での引張強度の増加は、材料の実際の挙動ではなく、構造の慣性効果に関連していると考えています。 Lu と Li34 は数値シミュレーションを通じて、ひずみ速度の増加によってモデルの強度が増加しないことを証明しました。したがって、動的試験で観察されるコンクリート引張強度の増加は、材料の実際の挙動です。

劉ら。鉄筋コンクリート部材の動的応答と破壊モードを調査しました。 FRP 補強は、実験解析と有限要素解析の両方で部材の破損モードを変更する可能性があります。 FRP 層で包まれた後、RC 部材のせん断破壊は曲げ破壊になります4。アバスら。は、横力に対する 4 つの RC 角材の応答を研究しました。 RC 部材の衝撃応答を予測するために有限要素モデルが提案されました。その結果、RC 部材の耐損傷性が向上する可能性があります3。

Cai ら 35 は、ABAQUS を使用して、低速水平衝撃荷重下での断面サイズ 150 mm × 150 mm の 7 つの鉄筋コンクリート部材の動的応答をシミュレーションしました。著者らは、衝撃質量と速度が部材の破損モードに及ぼす影響を研究しました。慣性効果が部材の耐衝撃性に大きな影響を与えることがわかった。 Shen ら 36 は、有限要素モデリングを利用して橋梁バージの側面衝突事故を分析および再現し、その原因を調査しました。 FE 調査結果は、現地調査と同時に行われた縦杭基礎の曲げ破壊によって橋が崩壊したことを示唆しました。側面衝突は、正面衝突や斜め衝突よりも深刻です。

さらに、試験された試験片と文献 3、4 で入手可能な同等の試験片を使用して、RC 部材の有限要素 (FE) モデルが開発され、検証されました。検証されたモデルを使用して、不等横衝撃荷重下でのRC部材の動的応答パラメータに及ぼす縦方向鉄筋とあばら筋の比、衝撃速度、コンクリート強度、および細長比の影響をさらに調査した。この研究の結果は、不均等な衝撃荷重を受ける RC 部材の設計コードの開発に貢献します。

この研究は、著者の研究で報告された実験結果に基づいて、不等衝撃列車衝突下での既存の RC 円形部材の動的応答と破損メカニズムの数値研究を調査します 37。より明確にするために、表 1 に試験片の簡潔な特性を示します。変形は、実際の状況で観察されるように、シミュレーション中に考慮されます。

この部分では、衝撃体と試験片から始まり、試験片の損傷で終わります。この部分では、実験論文37の亀裂モードのさまざまな説明を使用して、各試験片の亀裂進展プロセスを詳しく掘り下げます。下の図は各供試体について高速度カメラで撮影したき裂の進展形状と、き裂の進展箇所を説明したものです。撮像距離の制限（短スパン領域）により、標本の右側のみが撮像できました。初期衝撃亀裂は観察が困難であり、矢印でマークされています。矢印は亀裂と同じ方向を指していました。図1に各部材の破壊を高速カメラで記録しました。図に示すように、すべての試験片はせん断力を受けて破壊し、破断面の上端は衝撃点近くにあり、下端は試験片の特性に応じて異なります。

YH1クラックの進展過程。

YH1 の破壊面は、サポートの底部近くから最も遠いです。試験片は深刻な損傷を受けていますが、衝撃点と損傷表面の間のみです。 YH2 の破壊面はサポートの底部で完全に消失し、亀裂はサポート内まで続いています。そのため、衝突後、コンクリートはひどく損傷して押しつぶされ、サポートの固定部分が遠くまで押し出されます。 YH3 の下部破壊面はせん断スパンの内側にあり、YH1 よりもサポートに近い位置にあります。右側から破壊面までのコンクリートは崩壊したが、鉄筋はしっかりと保持していた。 YH4 亀裂破壊面は拡大し、試験体底部コンクリートは縦方向に裂けました。衝突点とサポートの間のコンクリートは、衝突点の右側で粉砕された。鉄筋がサポートを遠くまで押し出し、衝撃点とサポートの間のコンクリートを押しつぶし、サポート内の押し出されたコンクリートに大きな亀裂が入ります。 YH2 と YH4 の破壊面はサポートの底部で完全に消失し、亀裂はサポート内まで続いています。 Zhao et al.38 は、大きなせん断力比を持つ細い梁では 3 つの方法でせん断亀裂が発生する可能性があると仮定しました。

衝撃高さと補強率により、試験片の損傷が軽減される可能性があります。スターラップ比を増加しても試験体への初期衝撃にはほとんど影響しませんが、コンクリートの破砕の程度が減少する可能性があります。実験では、せん断亀裂の角度が試験片の剛性と衝撃速度に関係していることがわかりました。

ABAQUS を利用して実験の結果をシミュレーションします。これは主に非線形動的解析に関係しており、副作用として静的解析の機能を提供します。これらの分野は主に構造解析に焦点を当てており、シミュレーションと計算の精度が高く、起こり得る結果を予測できることでよく知られています。

有限要素解析プログラム ABAQUS (改訂 2020) を使用して、不均等な横衝撃荷重部材の非線形挙動をモデル化しました。 FEM の主な目的は、解析または設計に使用できる代替ツールを導入し、実験作業を検証することです。有限要素シミュレーションは 3 つの段階で構成されていました。最初の段階では、モジュール、アセンブリ、メッシュジオメトリを定義します。第 2 段階では、すべての材料モデリング定義プロパティ、相互作用接触、および境界条件が考慮されます。その後、第 3 段階で研究パラメータに従って出力結果フィールドを選択します。

この論文では、動的荷重条件下での鉄筋コンクリートの挙動をシミュレーションするために、コンクリート損傷塑性 (CDP) モデルに依存しています。このモデルは、元の (CDP) モデルの開発に関連して最近完了した研究で画期的な記録を持ち、 ABAQUS シミュレーションソフトウェアでの鉄筋コンクリートの損傷。有限要素モデルでは、軟化段階中の圧縮および引張挙動における応力 - ひずみ曲線に対するメッシュサイズの影響が考慮されます (応力がピーク強度に達した場合)。 CDP モデルの応力-ひずみ曲線には、最近発表された以前の研究結果と比較して多くの利点があります。同時に、指数関数を使用して、以前の研究で言及された引張損傷 (dt) および圧縮 (dc) 変数の値を置き換えます 39、40、41、42、43。動的ケースには、fib MODEL CODE 2010 (MC2010)44 に記載されている内容に従って動的増加係数 (DIF) を使用して、鉄筋コンクリートの圧縮強度に対するひずみ速度の影響を決定するという特異性があります。提案されたモデルの信頼性と有効性を確立するために、動的圧縮試験の数値シミュレーションが実行されます。この研究の CDP モデルは、動的荷重状況に関する実験データとかなりの信頼性をもって一致しています 43。コンクリート損傷塑性(CDP)は、普通コンクリートおよび鉄筋コンクリート用の著名なABAQUSソフトウェア材料モデルです。 Lubliner et al.45、Lee および Fenves46 などがそれを特徴づけました。このモデルには、いくつかの材料定数の値が必要です。正しい材料定数値は未解決の科学的問題です47。衝撃や爆発の研究を行う際には、ソフトウェアを使用することが不可欠です。これにより、研究者は、コンクリートのひずみ速度の影響も考慮しながら、高速衝撃下でのコンクリートの損傷と破壊のプロセスをより適切に説明できるようになります48。図 2a は、Saenz の構成モデルを使用した圧縮応力 - ひずみ曲線を示しています49。 Saenz によるこの構成モデルでは、硬化ブランチと軟化ブランチは放物線の傾向に従うと想定されています。張力挙動は、Abas et al.3 で報告されているように、Hsu および Mo50 の指数張力硬化曲線を使用して研究されます。 RC 部材の弱化係数 (n) は 0.5 で、図 2b に示すように、コンクリートの応力 - ひずみ挙動に基づいています。

コンクリートの応力-ひずみ挙動。

ABAQUS ソフトウェアの要素タイプを表 2 に示し、入力パラメータを表 3 に示します。この論文は、形状や試験片寸法の詳細が異なる大規模プロジェクトの一部です。それにもかかわらず、コンクリートと鋼の構成モデルの定義、ひずみ速度の影響、およびモデリング方法は、著者の以前の著作と同様です 3,24。

図 3a は、構造解析用に ABAQUS で開発されたコンクリート、鉄筋、あばら筋、衝撃体、および境界サポートのモデルを示しています。すべてのモデルを分割するために六面体メッシュが使用されます。有限要素グリッドの密度は、計算の精度に大きく影響します。ただし、グリッドが高密度であればあるほど、数値シミュレーションがより正確になることは一般に認識されていますが、高密度グリッドの構築には非常に時間がかかります。

(a) FEM モデリングアセンブリ。 (b) FEM メッシュ。

したがって、数値モデルによって得られる解の精度には収束が不可欠です。明示的 FEA 手法を採用する場合、粗いメッシュでは不正確な解析が行われる可能性があります3。メッシュ密度の感度は数値モデルの結果に大きく影響するため、4 つの異なるメッシュ密度がテストされますが、結果間には収束がありません。したがって、収束解析試験後、コンクリートの要素エッジ長は、長さ方向および半径方向の両方で 5 mm に設定されました。メッシュ密度調査の結果を図 4 に示します。データはさまざまなデバイスを使用して収集され、FE 解析は前述の Intel i9 プロセッサ (CPU) を搭載したコンピュータで実行されました。ソフトウェアによると、ABAQUS で 0.06 秒の衝撃シナリオを 6000 間隔で再現するのに必要な実測時間は約 6 時間でした。したがって、この作業で提示された有限要素モデルのメッシュは、図 3b に示すように、部材の長手方向に位置する衝撃領域の周囲で局所的にリファインされます。コンクリート、縦方向鉄筋、あばら筋の 3 つの材料が、衝撃プロセス全体を通じて常に単一ノード状態にあることを保証します。縦方向の鉄筋、コンクリート、あばら筋のグリッド密度は、部材の長さ方向に沿って同じでなければなりません。一方、メッシュの残りの部分は、はるかにまばらに分散されています。ドロップハンマーは衝撃時の変形が非常に少なく剛体に近いため、有限要素シミュレーションでは断面サイズ80mm×30mmの剛立方体とみなされます1,3,36,51。試験における衝撃体の断面サイズと一致しています。この処理により、ドロップハンマー接触から RC 衝突シミュレーションまでに必要な解析時間を 43% 短縮できます。固定端サポートもテストでは剛体に近いため、有限要素モデルでは厚さ 30 mm の剛円形スリーブと見なされます。部材の両側について、ENCASTRE (完全に組み込まれている (U1 = U2 = U3 = UR1 = UR2 = UR3 = 0)52 を意味します) は、境界条件を固定サポートとして設定します。サポートスリーブ上のすべての要素ノードには、X、Y、Z 方向に制限された並進および回転の自由度が必要です。試験では高さ2mのレールから自由落下させ、その際に落下重量が部材に接触しました。落下錘を衝突位置から 0.1 mm 離れたところに落下させ、ソフトウェア上で落下錘の初速度を与えることで錘の衝撃をシミュレーションすることで、計算時間とファイルサイズを削減することができます。

メッシュ収束解析。

数値シミュレーションは、接触定義面のモデリングにおいて別の大きなハードルに遭遇します。 ABAQUS/Explicit の接触インタラクションアルゴリズムは 2 つのカテゴリに分類されます3。定義(SURFACE_TO_SURFACE_CONTACT)は、部材と落下重量との間に採用されます。このオプションでは、高度な検出アルゴリズムを使用して接触を維持します。 PURE MASTER SLAVE HARD 運動学アルゴリズムは、剛体と変形可能なボディの間の接触動作をシミュレートします。準静的応力と比較して、破壊時の最終的な動的接合は 70% ～ 100% 高くなります53。鋼の変形は衝撃点の少し下です54。鉄筋の上で接着剤がかなり滑り落ちるのに必要な時間は不十分です。衝撃プロセス中、鉄筋とコンクリートの間の滑りは非常に小さいです。これはメンバーの衝撃ダイナミクスにはほとんど影響を与えないため、その応答を使用して埋め込みノードの並進自由度を制限する手法を介して考慮されます。この制約手法は EMBEDDED_ELEMENTS と呼ばれます。オーバーレイ手法では、コンクリート部分と鉄筋部分の節点が一致する限り、位置制約が導入されます55。

ABAQUS モデルのパラメーターは 4 つの試験片で数値的に検証されました。構造の破損モード、衝撃力、たわみ時間履歴曲線が検証されます。

図 5 は、0.8 ms での部材のひずみ図と、有限要素法を使用して生成された 0.8 ms での実験挙動を比較しています。図 6 は、メンバーの最終的な故障モードを比較しています。 0.8 ミリ秒では、図の最大の部材ひずみ領域は、部材の衝突点での曲げおよびせん断破壊、および右端の支持および衝突点での曲げ破壊によって表される、テストの最も深刻なコンクリート損傷進展領域と一致します。最後の破壊モードは、衝撃直後にすべての部材がせん断破壊によって支配されることを示しています。衝撃点と破損面の間に重大な損傷が発生します。これは、有限要素モデルがより正確であることを示しています。

0.8 ms テストプロセスの故障モードチャートを比較します。

最終的な故障モードを比較しました。

図 7 は、部材のたわみ時間履歴曲線の実験値とシミュレーション値を比較しています。部材衝撃力-時刻歴曲線の試験値とシミュレーション値の対比を図8に示します。図7に示すように、試験におけるすべての部材の収集時間はシミュレーションよりも大幅に高速です。たわみ収集点はコンクリートの衝突点のちょうど下にあるためです。衝撃点の下および部材の右側のコンクリートが剥離または破損しており、その結果、試験中のたわみ時刻歴曲線が不完全になりました。実験的なたわみデータを収集できない場合は、実験的なたわみ値とシミュレートされたたわみ値を比較して、相対的な不正確さを計算します。計算結果を表 4 に示します。この調査結果により、テストデータの収集が失敗する前は、各メンバーのたわみ変化率が同じであることが明らかになりました。

たわみ時間履歴曲線の比較。

衝撃力と時間履歴曲線の比較。

各部材の衝撃力 - 時間履歴曲線は、図 8 と同じ変化パターンを示しています。テストのピーク値とプラトー値をシミュレーション値と比較すると、相対誤差が生じます。結果を表 5 に示します。結果は、不正確さが 15% 未満で許容範囲であることを示しています。衝撃部位の周囲の骨材の厚さに応じて、局所的な剛性が変動し、ピーク衝撃力がわずかに異なる場合があります。ただし、コンクリートおよび鉄筋コンポーネントは無効になり、有限要素を使用して削除されます。この構成は正確ではなく、衝撃力のプラトーエラーが発生します。

このセクションでは、横方向の衝撃を受ける鉄筋コンクリート部材を 3 次元の有限要素を使用してモデル化します。モデルでは、コンクリート、鉄筋、部品間の接触がすべて考慮されます。各試験部品の破損をシミュレートするために、コンクリートの 3 次元ソリッド要素は最大主ひずみによって制御されますが、鋼棒は有効塑性ひずみによって制御されます。モデルの破壊メカニズム、衝撃力、たわみ時間履歴曲線を確認しました。この結果は、本研究で開発した有限要素モデルが、横不等径間衝撃荷重下での鉄筋コンクリート部材の機械的特性と破壊メカニズムを適切に予測することを示しています。このモデルはさらなる研究に使用される可能性があります。

試験結果は、不等スパン衝撃および力特性に伴う鉄筋コンクリート部材の破壊モードを記述しています。試験部材の数が限られているため、部材の耐衝撃性に対する多数の変数の影響はよくわかっていません。 FEM モデルの検証セクションでは、有限要素モデルの妥当性を実証し、それが適切である理由を説明します。テストの変数は有限要素モデルとともに評価され、横方向の不等高速衝撃下での鉄筋コンクリート部材の動的応答とテストに含まれていない側面をよりよく理解できます。これらのパラメータを分析するには、1 つの変数を変更します。考慮すべき変数には、鋼材比、コンクリート強度、衝撃速度、スターラップ比、細長比などがあります。

コンクリート部材の長手方向の補強率を一定の範囲内で増加させると、剛性が向上し、破壊の外観が最小限に抑えられ、亀裂の伝播が減少する可能性があります。縦方向の鉄筋比率を元の（2.76）倍に増やすと、コンクリートの破砕と損傷が大幅に減少する可能性があります。ここでは、長手方向の補強直径を変えると部材の補強率がどのように変化し、それが部材の性能メカニズムにどのような影響を与えるかを示します。実験データ25によれば、縦方向の補強率はYH1、YH2、YH4の2種類があり、6φ6（補強率1.67％）である。もう一つのタイプは6ø10のYH3（強化率4.61％）です。縦方向の補強率も6φ8、6φ12、6φ14の4種類を検討しました。縦方向の強化率はそれぞれ2.95%、6.65%、9.05%です。棒鋼径の違いにより、縦方向の補強率の異なる部材をLR1（6φ6）、LR2（6φ8）、LR3（6φ10）、LR4（6φ12）、LR5（6φ14）と表示します。

図 9a は、衝撃荷重後のさまざまな長手方向の補強比を持つ部材の破壊モードを示しています。この図は、不均等な衝撃荷重を受けたときにすべての部材がせん断すること、および縦方向の補強比を変更しても部材の破壊メカニズムに影響を及ぼさないことを示しています。縦方向の補強率により、部材の損傷範囲が広がり、損傷したコンクリート部分が衝撃点に近づきます。縦方向の補強率が9.05%に増加すると、水平引張亀裂とせん断斜め破壊は衝突点の右側の上部鋼棒のたわみ部分にのみ発生しました。この観察は、縦方向の補強比を増加させると、全体の部材の剛性が向上する可能性があることを示しています。縦方向の補強率を高めると、衝撃エネルギーが両端の支柱に効率的に伝達され、コンクリートが吸収するエネルギーが減少します。

さまざまな補強率に対する破壊モードを含む力とたわみの時刻歴曲線。

その結果、コンクリートの損傷が少なくなり、部材の安定性が向上します。図 9b は、部材の衝撃力と反力を示しています。左右のサポートで反力に差があります。衝撃力の位置が不均等になると、支持までの時間が遅くなります。左側の支持反力は縦方向の補強率に応じて線形に発達します。部材の縦方向の補強率を高めると、右端で反力を支えるためエネルギー伝達率が向上します。サポート反力は縦方向補強率が 6.65% 未満では増加し、6.65% を超えると減少します。縦方向の鉄筋比率が特定の限界を超えると、コンクリートは破砕されます。プラトー段階では、右サポート反力が変動します。コンクリートが破壊された後、鉄筋は応力を破壊モード表面に再分配します。部材のたわみ時間履歴曲線を図 9b に示します。最大たわみ発生のタイミングは衝撃力の減少と同期します。縦方向の補強率を高め、最大たわみや最終部材のたわみを小さくすることで、経時変化を促進します。

各部材の時刻歴衝撃力曲線の詳細を図 10 に示します。観察できるように、長手方向の補強比の増加は、ピーク衝撃力、プラトー値、および部材の合計継続時間に大きな影響を与えますが、プラトー継続時間には影響しません。ピーク衝撃力とプラトー値は、長手方向の補強材の直径に応じて直線的に増加します。これは縦方向の補強率が増加したことによるものです。また、打撃後のエネルギーを素早く伝達・吸収することができ、全体の剛性と慣性力が向上します。

縦方向補強率を変えた部材の衝撃力時刻歴曲線。

部材の力 - たわみ曲線を図 11 に示し、さまざまな縦方向補強率の関連統計データを表 6 に示します。縦方向補強率が 6% 未満になると、部材によって吸収されるエネルギーのほとんどが伝達されます。右側のサポートへ。縦方向の補強率により、部材のエネルギー吸収能力が向上します。縦方向補強率が6%に近づくと部材のエネルギー吸収能力が低下します。縦方向の鉄筋比率が増加し、鋼材の効果がなくなると、局所的なコンクリートの破壊により部材の支持力が低下します。メンバーのエネルギー吸収は、サポートのエネルギー消費から差し引かれます。強化率が 6% 未満の場合、差は減少し、強化率が 6% を超えると増加します。この出来事は、前述の観点を雄弁に示しています。

縦方向の補強比が異なる部材の力 - たわみ曲線。

縦方向の鉄筋比率が高いほど、全体の剛性が向上し、鉄筋コンクリート部材の変形抵抗が増加します。しかし、縦方向の補強率が限界に達すると、コンクリートの早期崩壊により部材のエネルギー吸収能力が低下します。縦方向補強率が６．６５％を超えると部材の耐衝撃性が低下する。

鉄筋コンクリート構造物におけるコンクリートの主な役割は圧縮に耐えることであり、従来のコンクリートの圧縮強度の値は大きく変わりました。したがって、コンクリート強度グレードの変更は、鉄筋コンクリート要素の耐衝撃性に影響を与える可能性があります。実験ではコンクリートグレード C55 を使用しました。有限要素シミュレーションを使用して、さまざまなコンクリート強度グレード (C45、C65、C75、および C85) の部材を追加し、コンクリート強度が部材の耐衝撃性にどのような影響を与えるかを調べました。コンクリート強度等級が異なる5つの部材としてCSG1(C45)、CSG2(C55)、CSG3(C65)、CSG4(C75)、CSG5(C85)のコンクリート強度等級を示します。コンクリート強度値を変化させた場合の、部材の最終的な破壊モードを図 12a に示します。図は、コンクリートの強度に関係なく、衝撃点の右側でせん断破壊が発生することを示しています。

さまざまなコンクリート強度部材の破壊モードおよび力 - たわみ時間履歴曲線。

C65 以下の場合、衝撃点の右側でせん断破壊によりコンクリートが粉砕・分割され、部材が 2 つのセクションに分割され、中央の露出した縦方向の鋼棒で結合されます。引張力は衝撃点の周囲に集中します。しかし、コンクリート強度が C65 を超えると、衝突点の右側で縦方向の鉄筋が破断し、コンクリートがさらに脆くなることがわかります。部材が損傷すると耐力が低下します。過度の衝撃エネルギーが加わると、縦方向の鋼棒が破断します。コンクリート強度が C65 を超えると、不均等衝撃によるコンクリート部材の損傷が増加します。図 12b は、たわみを伴う各部材の衝撃力と支持応答力の時刻歴曲線を示しています。部材の左右端反力の第一波ピークの到達時間は、コンクリート強度の増加に伴い、影響は軽微ではありますが短縮されます。左端支柱の場合、反力はCSG5の範囲で変動し、コンクリート強度に応じて増加します。コンクリートではCSG5を超えると減少します。右端サポートでは応答力が上昇傾向にある。たとえば、コンクリート強度レベルが高いほど、圧縮強度と引張強度が高く、範囲内での損傷に対する耐性が高くなります。脆くなり、固定支持体の影響で圧縮が生じ、近くのコンクリートが割れやすくなります。各部材のたわみ時間履歴曲線は図 12b に示されています。衝突点の底部の最大たわみは、コンクリート強度の変化が部材の衝突点での変位傾向に影響を与えないことを示しています。コンクリートは非常に脆いため、衝撃点の右側で完全に破壊されます。

コンクリート強度を変化させた場合の各部材の衝撃力の時刻歴曲線を比較して図13に示します。図 13 に示すように、CSG1 と CSG2 の衝撃時刻歴曲線はほぼ一致しており、CSG4 と CSG5 の衝撃時刻歴曲線はほぼ共通しており、すべてのメンバーの影響持続時間は同じです。プラトー段階のメンバー CSG4 と CSG5 は変動しています。コンクリートの早期破壊と部材の耐荷重能力の急激な低下により発生しました。この時点で応力が棒鋼に分散され、衝撃力が増加します。最大衝撃力が増加します。ただし、増加はわずかです。

各種コンクリート強度部材の衝撃力の時刻歴。

さまざまなコンクリート強度に対する力 - たわみ曲線を図 14 に示します。曲線を積分すると、部材によって吸収されるエネルギーが得られます。表 7 に、さまざまなコンクリート強度部材の数値データを示します。表 7 に示すように、C65 未満のコンクリートでは、コンクリートの強度等級が増加するにつれて部材によるエネルギー吸収が増加します。C65 を超えると、コンクリート部材の強度等級が上がるにつれてエネルギー吸収は減少します。メンバーの損傷により、衝撃エネルギーを内部エネルギーにうまく変換できなくなりました。右端支柱のエネルギー吸収能力はコンクリートの強度によって変化します。ただし、左端支柱のエネルギー吸収能力はコンクリートの強度とともに向上します。衝撃点の右側のコンクリートが破壊され、衝撃体によって部材に加えられる力が長手方向の鋼棒を介して両端に伝達されます。

さまざまなコンクリート強度部材の力 - たわみ曲線。

部分的に完成したコンクリート部分は、衝撃点の側にそれを運びます。コンクリート強度がC65以上になると、衝撃点で部材が破断し、部材の左側が片持ち梁となり衝撃荷重を支え続けることになります。

まとめると、C45 ～ C65 のコンクリート強度は部材の耐衝撃性に影響しません。しかし、コンクリート強度がC65を超えると脆くなり、部材の耐衝撃性が低下し破損しやすくなります。

実験結果では、YH1 と YH2 の損傷の程度は異なりますが、高衝撃エネルギーによって部材が広範囲に損傷しました。鉄筋コンクリート部材の耐衝撃性に対する衝撃エネルギーを評価するために、他のパラメータは一定に保たれます。衝撃速度は衝撃エネルギーを変化させます。パラメータ V1、V2、V3、V4、V5、V6、V7、V8、V9、および V10 は、0.2 m の勾配で 0.2 m から始まる 2 m の衝撃高さ範囲に対して計算されます。図 15 では、塑性ひずみは、両端のサポートに伝達された V2、V4、V6、および V8 応力波を示しています。この図は、衝撃速度がちょうど 2.80 および 3.96 m/s の場合、V2 と V4 に曲げ破壊のみが存在することを示しています。曲げ破壊が断面に侵入してもせん断損傷は発生しません。 2 つの部材の残留たわみはクリアスパンの 1.1% を超えており、曲げ破損を示しています。衝撃速度が 4.85 m/s の場合、衝撃点の右側に曲げ亀裂とともにせん断破壊が発生します。 2 種類の破壊は衝突点の周囲に集中し、ほぼ同時に貫通し、曲げ破壊とせん断破壊を引き起こしました。衝突点の右側にある斜めのせん断亀裂は、底部の曲げ亀裂の前に貫通します。部材がせん断破壊を受けます。これらの挙動は、衝撃速度が 4.85 m/s (V6)、衝撃エネルギーが 3175 J の場合、部材が曲げられ、せん断されることを示しています。 5.60 m/s (V8) では、衝撃エネルギーは 4233 J で、せん断破壊が発生します。

異なる衝撃速度での部材の塑性ひずみ図。

図 16 は各部材の衝撃力と時間履歴を比較したものです。この図は、衝撃速度が増加すると、ピーク力が増加し、衝撃動作時間が増加することを示しています。各部品の衝撃力変動パターンは同一です。プラトー力の増加は、衝撃速度 3.43 m/s では顕著ではありません。部材セクションの支持力は、衝撃速度が 3.43 m/s になると最大になります。したがって、部材は衝撃エネルギーを吸収するために変形の増加にのみ依存することができます。

さまざまな衝撃速度部材の衝撃力 - 時間履歴曲線。

さまざまな衝撃速度における部材の力 - 時間履歴曲線を図 17a に示します。 V1、V2、V3 の左端では、衝撃速度が減少する前に増加します。この現象はメンバーの障害に関連しています。最初の 4 つの部材のうち半分未満が曲がり、曲げせん断破壊が発生します。局所的な損傷により、衝撃速度が増加するにつれて激しい応力波がサポートに完全に伝達されなくなります。最初の 4 つのメンバーの応答力は、変化時間が長くなります。インパクト速度が速くなると変動時間は短くなります。ただし、ストレス波の伝達時間と反射時間が遅いため、定常段階では劇的な上昇と下降が発生します。さらに、衝突点の右側にあるコンクリートの局所的な破壊により断面応力が再配分され、突然の山と谷が発生します。衝突速度が変化した場合の部材のたわみ時間履歴曲線を図 17b に示します。部材のたわみは衝撃速度とともに増加します。衝撃速度が 5.24 m/s 未満の場合、リバウンドが発生します。この時点で、部材は弾塑性損傷を受けます。速度が5.24m/sを超えると、部材のたわみが大きくなります。部材は支持力を失い、メンテナンスが困難になります。

さまざまな衝撃速度における部材の力とたわみ時間履歴曲線。

部材の力 - たわみ曲線を図 18 に示します。この曲線を表に統合して、部材のエネルギーを決定します。表 8 には、さまざまな衝撃速度の正確なデータが示されています。衝撃速度が増加すると、部材のエネルギー吸収も増加します。曲げが発生すると、部材の力 - たわみ曲線は平行四辺形に似ます。この現象は広範囲に研究されています。

異なる衝撃速度下での部材の力 - たわみ曲線。

衝撃速度は一般に、部材の破損形状 (つまり、衝撃エネルギー) に影響を与えます。衝撃速度が 2.80 m/s 未満の場合、曲げ破壊が発生します。 2.80 m/s ～ 3.43 m/s の衝撃速度では、重大な曲げやせん断破壊が発生します。せん断破壊は衝撃速度が 3.96 m/s を超えると発生します。衝撃速度が5.24m/sに達すると部材全体が破損する恐れがあります。

あばら筋は、斜断面のせん断強度を満たし、部材の一体性を強化するために利用されます。部材の耐衝撃性に対するスターラップ比の影響を調査するために、スターラップ間隔を s = 60 mm、s = 70 mm、s = 80 mm、s = 90 mm と変更しました。同時に、他のパラメータは同じままでした。条件 s = 50 mm、s = 100 mm で部材を調査し、これらのパラメータを狭い間隔から広い間隔まで SR1、SR2、SR3、SR4、SR5、SR6 として示します。図 19 は、各部材の衝撃力 - 時間履歴曲線とピーク衝撃力を示しています。図 19 の各曲線に見られるように、あばら比の変化は部材の衝撃力の変動傾向と継続時間にほとんど影響を与えません。ピーク衝撃力はあばらの間隔とともに減少します。ただし、スターラップの間隔が 70 mm を超えると、徐々に減少します。図 20 のさまざまなあばら比の部材のたわみ時刻歴曲線と比較します。この図から、各部材の初期 (15 ms) たわみの変動が同じであることがわかり、あばら比が部材の剛性に影響を与えないことがわかります。 15 ミリ秒後、スターラップの間隔に応じて部材のたわみが増加します。また、図２０には（４５ｍｓ）における各部材のたわみを示す。スターラップ間隔が 50 mm を超えるほぼすべての部材で、たわみは 45 ミリ秒後に急激に増加しました。間隔が広くなったことで、使用範囲内でのあばら筋の損傷に対する耐性が高まりました。あぶみが破損した後、全体的な応力状態を維持することは困難であり、その結果、部材が即座に破損します。

さまざまなあばら比を持つ部材のピークおよび衝撃力の時間履歴曲線。

部材のたわみ時間履歴曲線と、45 ms におけるさまざまなスターラップ比でのたわみの比較。

結論として、スターラップ比は部材の破壊メカニズムと衝撃力にほとんど影響を与えません。それでも、部材の損傷度を軽減し、完全に破損するのを防ぐことができる。

部材の細さ比は \(\lambda = \frac{KL}{r}\) によって計算できます。ここで (L) は実際に測定された部材の長さ、(K) は有効長を表します。米国鉄鋼構造協会 (AISC) のマニュアルには、これらの値が 0.5 ～ 2.056 と記載されています。 K の値は、境界条件の部材が構造内でどのように取り付けられているかによって異なります (2 つの固定端部材の場合は K = 0.5)。(r) は円形断面の半径です。部材の直径を変更するには、有限要素で多大な労力が必要となるため、部材の長さを変更すると細長比が変化します。テストでは断面積が測定され、直径が計算されます。

細長比は部材の長さに影響を与えることなく決定されます。部材の他の基準は固定されたままであり、細さの比率によって部材の長さが変化すると仮定します。試験体（YH2）の各部材の細長比は、19.41、18.43、17.55、16.76、16.28です。明確なスパン長はそれぞれ 1006 mm、950 mm、900 mm、855 mm、827 mm であり、メンバーのパラメータ名は SLr1、SLr2、SLr3、SLr4、SLr5 と連続して表示されます。図 21a は、破損前後の細さ比の比較を示しています。この図は、すべてのメンバーのせん断が衝撃点の右側で失敗することを示しています。せん断破壊に加えて、部材 SLr1 は衝突点の底部で曲がって亀裂が発生し、SLr2 と SLr3 は右端サポートの上部で曲げと亀裂が発生し、SLr4 と SLr5 はまさにせん断亀裂が発生した場所で破壊されています。インパクトポイントの右側。

メンバーに対するアスペクト比の影響。

応力集中領域は部材の細長比が大きくなるにつれて大きくなる。部材の力とたわみの時間履歴曲線を図 21b に示します。 SLr4とSLr5の2つの部材が衝撃を受けて折損し、部材のたわみが増大した。残りの 3 人のメンバーのたわみは細さの比率とともに増加しました。 SLr4とSLr5は細長比が小さく、応力が右側に集中し、局部応力が高くなりすぎて部材が破壊する原因となります。変形能力は部材の長さに応じて増加するため、破損していない部材の細長比とともにたわみが増加します。

曲線を積分してエネルギーを吸収します。部材および右端サポートが吸収するエネルギーは細長比が大きいほど大きくなる。それでも、細長率が増加するにつれて、左端のサポートが吸収するエネルギーは少なくなります。部材が成長し、耐衝撃性が向上し、エネルギーを消費します。細長比が大きくなると部材の曲がりや破損が起こりやすくなり、両端の支持体にエネルギーを効率よく伝えることができます。

まとめると、細長比が大きいほど部材の変形能力、エネルギー吸収能力、応力集中面積が増加します。衝撃力のピーク値は大幅に減少し、持続時間は長くなりますが、衝撃力のプラトーは変わりません。細長率が増加すると、部材の破壊メカニズムはせん断から曲げに変化します。細長比が 35.30 に達すると、部材は曲げせん断に失敗します。細長比が３５．３０を超えると、部材が曲がって破損する場合がある。

図 22 は、部材の衝撃力 - 時間履歴曲線を比較しており、さまざまなアスペクト比の具体的なデータを表 9 に示しています。部材の細長比が増加するにつれて、衝撃持続時間は増加し、ピーク衝撃力は低下しますが、これは影響しません。プラトー値。

部材のさまざまなアスペクト比による衝撃力の時刻歴曲線。

この論文では、不等スパン横衝撃荷重下での鉄筋コンクリート部材の動的応答と破壊メカニズムの 5 つの側面に焦点を当てます。不均等な横衝撃にさらされた鉄筋コンクリート部材のドロップハンマー衝撃試験。さまざまなパラメータの影響を考慮した有限要素モデルを確立します。不等スパンの高速衝撃応力はせん断破壊を引き起こします。衝突点の右側はせん断破壊面を作成します。破壊面の上部が衝撃点になります。ひずみ速度の影響のため、鉄筋コンクリート部材の 3 次元不等スパン側衝撃有限要素モデル鋼とコンクリートが含まれています。テスト結果をモデルの破損メカニズム、衝撃力 - 時間履歴曲線、およびたわみ時間曲線のシミュレーション結果と比較します。その結果、本研究で提案した有限要素モデルは、鉄筋コンクリート部材に強制的に加えられる機械的特性と破壊メカニズムを正確に予測することが示されました。耐衝撃性に関する有限要素解析の結果により、次のことが明らかになりました。

部材の補強率を高めると、変形に強くなる場合があります。逆に、6% を超える過剰に強化された部材は、鋼材の破損により早期に破損します。強化率が 4.6% を超えるとエネルギー吸収能力が低下します。

コンクリート強度グレード CSG1、CSG2、および CSG3 は、部材の耐衝撃性にほとんど影響を与えません。 CSG3（65MPa）より強いコンクリートは割れやすいです。

部材は衝撃速度 (つまり、衝撃エネルギー) によって破損します。衝撃速度が2.80m/s未満の場合、部材が変形してしまいます。部材は、2.80 m/s ～ 3.43 m/s の範囲で曲げおよびせん断する可能性があります。せん断破壊は 3.96 m/s の影響で発生します。 5.24 m/s では、部材が完全に破損する可能性があります。

あばら比は、部材の破損メカニズムや衝撃力には影響しません。それにもかかわらず、ダメージを軽減し、メンバーの分離を防ぐことができます。

細長比により、変形、プラトー値、エネルギー吸収も 18.43% 以下改善されます。 SLr1 エレメントは曲げ試験に不合格でした。細長率が増加すると、ピーク衝撃力が低下し、部材はせん断ではなく曲げに失敗します。

軸力に対する試験片の応答を調べることが不可欠です。鉄筋コンクリートにおける FRP シートのラッピングに関連する能力値を高めるための実現可能なアプローチを特定する試みが行われるべきである。建設分野では、そのような調査の結果はすぐに役立ちます。

現在の研究中に使用および分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

Liu, Y.、Al-Bukhaiti, K.、Abas, H. & Shichun, Z. 不均等な衝撃荷重下での RC 試験片の曲げ性能に対する CFRP せん断強化の影響。上級メーター。科学。工学 2020 年 1 月 1 日から 18 日まで。 https://doi.org/10.1155/2020/5403835 (2020)。

記事 CAS Google Scholar

K. AL-Bukhaiti、L. Yanhui、Z. Shichun、H. Abas、不均等な横衝撃荷重下での CFRP 強化コンクリート正方形要素 1377–1387 (2022)。 https://doi.org/10.1007/978-3-030-91877-4_157。

Abas, H.、Yanhui, L.、Al-Bukhaiti, K.、Shichun, Z. & Aoran, D. 不均等な横衝撃荷重を受けた RC 角形部材の実験的および数値的研究。構造体。工学内部。 66、1-18。 https://doi.org/10.1080/10168664.2021.2004976 (2021)。

記事 Google Scholar

Liu, Y.、Dong, A.、Zhao, S.、Zeng, Y. & Wang, Z. 衝撃荷重下での既存円形 RC 柱に対する CFRP せん断強化の効果。構造建てる。メーター。 302、124185。https://doi.org/10.1016/J.CONBUILDMAT.2021.124185 (2021)。

記事 CAS Google Scholar

Dias、SJE、Barros、JAO NSM CFRP ラミネートでせん断強度を強化した鉄筋コンクリート T ビームの性能。工学構造体。 https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2009.10.001 (2010)。

記事 Google Scholar

Yavas, A. & Goker, CO 繊維せん断補強材を使用した場合と使用しない場合の I 形 UHPC ビームのせん断挙動に対する補強率の影響。資料13、1～17。 https://doi.org/10.3390/MA13071525 (2020)。

記事 Google Scholar

ナルレ、GN およびバンボール、AN 一定の細さ比を持つさまざまな形状の CFRP ラップ RC 柱の軸方向の挙動。構造体。工学メカ。 65、679–687。 https://doi.org/10.12989/SEM.2018.65.6.679 (2018)。

記事 Google Scholar

IK岸さん。 RC梁の衝撃挙動に及ぼす鋼錘の先端形状の影響。日本コンクリート協会（2000）の進行中

Hao, Y.、Hao, H. & Chen, G. 落下重量衝撃荷重を受けたスパイラル鋼繊維強化コンクリート梁の挙動の実験的研究。メーター。構造体。構造 49、353–370。 https://doi.org/10.1617/s11527-014-0502-5 (2016)。

記事 CAS Google Scholar

カン、ＸＪら。コンクリート充填鋼管梁の側方衝撃時のピーク値段階の動的応答解析法。 Adv Steel Constr 15、329–337。 https://doi.org/10.18057/IJASC.2019.15.4.4 (2019)。

記事 Google Scholar

Huo, J.、Li, Z.、Zhao, L.、Liu, J. & Xiao, Y. あばら筋のない炭素繊維強化ポリマー強化鉄筋コンクリート梁の衝撃荷重下での動的挙動。 ACI 構造体。 J. 115、775–787。 https://doi.org/10.14359/51701283 (2018)。

記事 Google Scholar

Dou, G.、Du, X. & Li, L. 衝撃荷重下における高強度鉄筋コンクリート梁の挙動に関する実験的研究 Tianjin Daxue Xuebao Ziran Kexue Yu Gongcheng Jishu Ban J. Tianjin Univ. Sci. Technol. 47, 1072 –1080 (2014)。

Google スカラー

Aghdamy, S.、Tambiratnam, DP、Dhanasekar, M.、Saiedi, S. コンクリート充填鋼管柱の衝撃挙動のコンピューター解析。上級工学ソフトウェア。 89、52–63。 https://doi.org/10.1016/J.ADVENGSOFT.2015.06.015 (2015)。

記事 Google Scholar

シャン、JHら。高速衝撃下におけるコンクリート充填管および密閉されたコンクリート充填管の挙動。上級構造体。工学 10、209–218。 https://doi.org/10.1260/136943307780429725 (2007)。

記事 Google Scholar

Zeinoddini, M.、Parke, GAR & Harding, JE 横方向の衝撃を受ける軸方向に予荷重がかかった鋼管: 実験研究。内部。 J.インパクト・エンジニアリング 27、669–690。 https://doi.org/10.1016/S0734-743X(01)00157-9 (2002)。

記事 Google Scholar

Evirgen, B.、Tuncan, A. & Taskin, K. 軸圧縮下におけるコンクリート充填鋼管セクション (CFT/CFSt) の構造挙動。薄壁構造。 80、46–56。 https://doi.org/10.1016/j.tws.2014.02.022 (2014)。

記事 Google Scholar

胡、H.-T.、黄、C.-S.、呉、M.-H. & ウー、Y.-M. 閉じ込め効果を伴う軸方向荷重がかかったコンクリート充填管柱の非線形解析。Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ．工学 129、1322–1329。 https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9445(2003)129:10(1322) (2003)。

記事 Google Scholar

BL Bresler、鉄骨構造の設計、1968 年。https://www.amazon.com/Design-Steel-Structures-Boris-Bresler/dp/0471102970。 2022 年 1 月 29 日にアクセス。

岸直樹、三上博、松岡 KG、安藤哲也。せん断鉄筋を用いないせん断破壊型 RC 梁の衝撃挙動。内部。 J.インパクト・エンジニアリング https://doi.org/10.1016/S0734-743X(01)00149-X (2002)。

記事 Google Scholar

Bhatti, AQ、Kishi, N.、Migami, H. 落錘衝撃荷重下での軽量骨材コンクリートを使用したせん断破壊型 RC 梁の動的応答解析の適用性。メーター。構造体。構造 44、221–231。 https://doi.org/10.1617/S11527-010-9621-9 (2011)。

記事 CAS Google Scholar

Sharma、JPA 動的衝撃荷重下でのさまざまなせん断補強を備えた鉄筋コンクリート梁の数値シミュレーション。内部。 J.インパクト・エンジニアリング 56、66 (2011)。

Google スカラー

Do、TV、Pham、TM、Hao、H。車両衝撃に対する鉄筋コンクリート橋柱の衝撃力プロファイルと破損分類。工学構造体。 183、443–458。 https://doi.org/10.1016/J.ENGSTRUCT.2019.01.040 (2019)。

記事 Google Scholar

Zhao, W. & Qian, J. 衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート梁の動的応答とせん断要求。内部。Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ．刺す。ディン。 19、66。https://doi.org/10.1142/S0219455419500913 (2019)。

記事 Google Scholar

Al-Bukhaiti, K.、Yanhui, L.、Shichun, Z. & Abas, H. 不均等な横衝撃荷重下での既存の正方形 RC 部材の CFRP せん断強化の動的シミュレーション。構造体。結論 https://doi.org/10.1002/suco.202100814 (2022)。

記事 Google Scholar

Al-Bukhaiti, K.、Yanhui, L.、Shichun, Z.、Abas, H. & Aoran, D. 不均等な横衝撃下での CFRP-RC 正方形要素の動的平衡。資料 14、3591。https://doi.org/10.3390/MA14133591 (2021)。

論文 CAS PubMed PubMed Central ADS Google Scholar

ジャハミ、A.ら。衝撃荷重によって以前に損傷を受けた修復後のポストテンションスラブの衝撃挙動。マグ。文明工学 93、134–146。 https://doi.org/10.18720/MCE.93.11 (2020)。

記事 Google Scholar

Temsah, Y.、Jahami, A.、Aouad, C. 爆風荷重に対するサイロの構造的応答。工学構造体。 243、112671。https://doi.org/10.1016/J.ENGSTRUCT.2021.112671 (2021)。

記事 Google Scholar

Hernandez, C.、Maranon, A.、Ashcroft, IA & Casas-Rodriguez, JP 単一の Taylor 検定からの Cowper-Symonds パラメーターの計算による決定。応用数学。モデル。 37、4698–4708。 https://doi.org/10.1016/J.APM.2012.10.010 (2013)。

記事 MathSciNet Google Scholar

Johnson, GR & Cook, WH さまざまなひずみ、ひずみ速度、温度、圧力にさらされた 3 つの金属の破壊特性。工学フラクト。メカ。 21、31–48。 https://doi.org/10.1016/0013-7944(85)90052-9 (1985)。

記事 Google Scholar

Achley, BL & Furr, H. 動的および静的荷重下での無筋コンクリートの強度とエネルギー吸収能力。Ｊ．Ｐｒｏｃ． 64、745–756 (1967)。

Google スカラー

Wu, H.、Zhang, Q.、Huang, F. & Jin, Q. コンクリートの動的引張強さに関する実験的および数値的研究。内部。 J.インパクト・エンジニアリング 32、605–617。 https://doi.org/10.1016/J.IJIMPENG.2005.05.008 (2005)。

記事 Google Scholar

Yan, D. & Lin, G. 直接引張時のコンクリートの動的特性。セム。結論解像度 36、1371–1378。 https://doi.org/10.1016/J.CEMCONRES.2006.03.003 (2006)。

記事 CAS Google Scholar

コツォボス、DM およびパブロビッチ、ミネソタ州圧縮衝撃荷重を受けたコンクリートの数値調査。パート 1: 高荷重率での見かけの強度増加に関する基本的な説明。計算します。構造体。 6、66 (2008)。

Google スカラー

Lu, YB & Li, QM コンクリート様材料の動的一軸引張強さについて。内部。 J.インパクト・エンジニアリング 38、171–180。 https://doi.org/10.1016/J.IJIMPENG.2010.10.028 (2011)。

記事 Google Scholar

Cai, J.、Ye, J.、Wang, Y.、Chen, Q. 低速水平衝撃荷重下の鉄筋コンクリート柱の動的応答に関する数値研究。プロセディア工学 210、334–340。 https://doi.org/10.1016/J.PROENG.2017.11.085 (2017)。

記事 Google Scholar

Shen, D.、Sun, W.、Fan, W.、Huang, X. & He, Y. 船舶側面衝突時の単純支持橋の挙動と分析: 太陽部橋の崩壊からの示唆。 J.ブリッジ工学 27、04022076。https://doi.org/10.1061/(ASCE)BE.1943-5592.0001922 (2022)。

記事 Google Scholar

Al-Bukhaiti, K. et al. 列車の不等側突衝突時の既存RC円形部材の実験研究。内部。 J.Concr. 構造体。メーター。 161、1-21。 https://doi.org/10.1186/S40069-022-00529-5 (2022)。

記事 Google Scholar

Yi、WJ、Zhao、DB、Kunnath、SK 衝撃荷重下での鉄筋コンクリート梁のせん断抵抗を評価するための簡略化されたアプローチ。 ACI 構造体。 J. 6, 66 (2016)。

Google スカラー

Shamass, R.、Zhou, X. & Alfano, G. プレキャストコンクリートセグメント橋におけるキー付きドライジョイントのせん断破壊の有限要素解析。 J.ブリッジ工学 20、04014084。https://doi.org/10.1061/(ASCE)BE.1943-5592.0000669 (2015)。

記事 Google Scholar

Hashim, DT、Hejazi, F. & Lei, VY さまざまな種類の繊維を使用した UHPFRC の構成および損傷塑性モデルを簡略化しました。内部。 J.Concr. 構造体。メーター。 14、1–21。 https://doi.org/10.1186/S40069-020-00418-9/TABLES/9 (2020)。

記事 Google Scholar

Mathern, A. & Yang, J. 鉄筋コンクリート構造物のひび割れや圧壊挙動を捉えるための実用的な有限要素モデリング戦略。資料14、1～26。 https://doi.org/10.3390/MA14030506 (2021)。

記事 Google Scholar

Othman, H. & Marzouk, H. 衝撃荷重下の超高性能繊維強化コンクリートに対する損傷塑性構成モデルの適用性。内部。 J.インパクト・エンジニアリング 114、20–31。 https://doi.org/10.1016/J.IJIMPENG.2017.12.013 (2018)。

記事 Google Scholar

Le Minh, H.、Khatir, S.、Abdel Wahab, M.、Cuong-Le, T. 静的および動的荷重下での圧縮高強度コンクリートの影響を予測するためのコンクリート損傷塑性モデル。 J.ビルド。工学 44、103–239。 https://doi.org/10.1016/J.JOBE.2021.103239 (2021)。

記事 Google Scholar

Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. コンクリート構造物の fib モデルコード 2010。Wiley (2013)。

Lubliner, J.、Oliver, J.、Oller, S.、Oñate, E. コンクリートの塑性損傷モデル。内部。 J. ソリッド構造。 https://doi.org/10.1016/0020-7683(89)90050-4 (1989)。

記事 Google Scholar

Lee, J. & Fenves, GL コンクリート構造物の周期的荷重に対する塑性損傷モデル。 J.Eng. メカ。 https://doi.org/10.1061/(asce)0733-9399(1998)124:8(892) (2002)。

記事 Google Scholar

Szczecina, M. & Winnicki, A. RC 構造の解析に使用される CDP モデルの緩和時間。プロセディア工学 193、369–376。 https://doi.org/10.1016/J.PROENG.2017.06.226 (2017)。

記事 Google Scholar

Hafezolghorani, M.、Hejazi, F.、Vaghei, R.、Bin Jaafar, MS、Karimzade, K. コンクリートの簡略化された損傷塑性モデル。構造体。工学内部。 6、66。 https://doi.org/10.2749/101686616X1081 (2017)。

記事 Google Scholar

Tao, Y. & Chen, JF FRP とコンクリートの結合挙動をモデル化するためのコンクリート損傷塑性モデル。 J.コンポス。構造 https://doi.org/10.1061/(asce)cc.1943-5614.0000482 (2015)。

記事 Google Scholar

TTC Hsu、YL Mo、コンクリート構造の統一理論 (2010)。 https://doi.org/10.1002/9780470688892。

Sun, W.、Yang, C.、Fan, W.、Wang, H.、Su, H. グラウト注入スリーブ接続を備えたプレキャストコンクリート橋脚への車両衝突。工学構造体。 267、114600。https://doi.org/10.1016/J.ENGSTRUCT.2022.114600 (2022)。

記事 Google Scholar

Abaqus/CAE ユーザーマニュアル、2019 年。

Weathersby, J. 動的荷重条件下でのコンクリートと鉄筋の間の接着滑りの調査。『開発』6、66 (2003)。

Google スカラー

Bentur, A.、Mindes, S.、Banthia, N. 衝撃荷重下のコンクリートの挙動: 実験手順と解析方法。メーター。構造体。 19、371–378。 https://doi.org/10.1007/BF02472127 (1986)。

記事 Google Scholar

U. ホイスラー＝コンベ。鉄筋コンクリート構造の計算手法。ワイリー (2014)。 https://doi.org/10.1002/9783433603611。

米国鉄鋼構造協会、鋼構造マニュアル、第 15 版（2016年）。 https://www.aisc.org/publications/steel-construction-manual-resources/。 2021 年 12 月 26 日にアクセス。

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著者らは、この研究活動と構造衝撃性能に関連するいくつかの進行中の研究プロジェクトに資金を提供してくださった中国国立自然科学財団の権威（助成金番号 52178168 および 51378427）に多大な感謝の意を表したいと思います。

中国四川省成都の西南交通大学土木工学部

リウ・ヤンフイ、ハリル・アル・ブカイティ、チャオ・シーチュン、フセイン・アバス、シュー・ナン、ヤン・ラン、ヤン・シンユー

オスロメトロポリタン大学技術芸術デザイン学部土木工学エネルギー技術学科（ノルウェー、オスロ）

ハン・ダグアン

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概念化、K.AL-B.、および LY. 方法論、K.AL-B。ソフトウェア、HA; 検証、K.AL-B.、YY、LY。形式分析、K.AL-B。調査、ZS; リソース、XN; データキュレーション、YL。執筆—原案準備、K.AL-B。執筆—レビューと編集、YXY。ビジュアライゼーション、HD。すべての著者は原稿の出版版を読み、同意しました。

ハリル・アル・ブカイティへの通信。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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転載と許可

Yanhui、L.、Al-Bukhaiti、K.、Shichun、Z. 他。不等衝撃衝突時の既存RC円形断面部材の数値解析。 Sci Rep 12、14793 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-19144-1

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受信日: 2022 年 1 月 27 日

受理日: 2022 年 8 月 24 日

公開日: 2022 年 8 月 30 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-19144-1

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