住宅用建物の平鋼屋根膜に対するひょう石の影響のモデル化

Scientific Reports volume 12、記事番号: 19836 (2022) この記事を引用

450 アクセス

1 オルトメトリック

メトリクスの詳細

金属製の屋根パネルは住宅や商業用の建物で一般的に使用されています。 雹にさらされたスチールパネルは、耐へこみ性についてまだ適切にテストされていません。 有限要素モデル (FEM) を使用して、テスト設定全体を分析しました。 人工のひょう石と衝撃後も無傷のまま残った天然のひょう石を比較するために、異なる鋼板に異なる終端速度で異なるサイズの人工ひょう石を衝突させました。 シミュレーションと材料特性は、実験結果と FE モデルを比較することによって評価されます。 運動エネルギーと応力に基づいてへこみの深さを予測する方程式も示されています。 この研究の結果により、ひょうおよび屋根パネルの破損モードと耐へこみに対する影響についての理解を深めることができます。 この研究では、観測および数値シミュレーションの結果が解析モデルの結果とよく一致しました。 その結果、提案された方程式は、有限要素モデルで得られたへこみ深さと比較して、へこみ深さを過大評価する一方、鋼板に見られるへこみ深さは過小評価することになります。

ひょう嵐は屋根に重大な損傷を与える可能性があります。 空気の流れにもよりますが、ひょう嵐時には直径 45 mm までのひょうが観測されることがあります。 ひょう嵐に関連した被害には、屋根の損傷が伴うことがよくあります。 文献によれば、ひょう嵐が屋根に重大な損傷を引き起こす可能性があることが依然として示唆されています。 雨漏りやその他の目に見える損傷がなければ、屋根に雹による被害は見られません。 さらに、衝突後に固体として残るひょうは、重大な被害を引き起こします。 屋根材の雹による破壊を正確に評価するには、衝撃による雹の挙動をシミュレーションすることが重要です。 天然のひょう石は砕けないため、砕けてエネルギーが失われることがないため、より大きな被害をもたらします1。 さらに、人工ひょう石が高速衝撃時にも完全な状態を維持できる方法を開発する必要があります。 液体窒素は、高速衝突後も完全に残るあられ石を作成するために使用されます。 天然のひょう石と同様に、人工のひょう石は均一で緻密です。 特に動的条件下で鋼板の耐へこみ性を正確に決定するには、衝撃時のひょうの現実的な挙動を取得する必要があります。 屋根システムの故障のリスクは、ひょうの大きさ、ひょう速度、屋根板の形状、極限応力などの重要な要素とともに評価する必要があります。 これまで、この種の研究はありませんでした。 この研究では、耐へこみ性を決定するために計算と実験的テストが使用されています。 FE シミュレーションは、Abaqus ソフトウェア 2 を介して実行されました。 この研究の新しい側面は、ひょう嵐の有限要素解析を実行し、実験室試験によって検証されたことです。 主な焦点は、ひょう嵐後の鋼板のへこみの深さにあり、荷重の方向に対して厚さが変化するためです。

人工ひょう石が外側から内側に向​​かって凍結すると、空気が外殻に集まります。 空気が局所的に滞留するため、ひょう石には弱点があります。 Kim ら 3 と Flüeler ら 4 は、浅層化を使用して合成ひょうを生成し、これを Tippmann が再現しました 5。 本物のひょう石は、根元から先端まで層状になっており、タマネギの層に似ています。 したがって、この方法で生成されたすべてのひょう石は、硬い表面にぶつかると壊れます。 Allaby と Garratt の浸漬法 6 では、ドライアイス上で胚を成長させ、上部に穴のあるピンポン球に胚を閉じ込め、沸騰したお湯の中で凍結させます。 この過程で雹は球形となり、外層は透明となった。 テストされた 12 個のモデルのうち 1 個は最初の衝撃テストに耐えましたが、どれも完全な円形ではありませんでした。 衝突後、氷球は引張強度を高めることで堅さを維持できます。 Gold7 が実施した研究によると、パイクリートとして知られる物質は氷とは非常に異なる性質を持っていることがわかっています。 氷の引張強度を高めるために、綿繊維またはポリプロピレン繊維が含まれていました。 Wu8 氏によると、人工ひょう石は PVA ベースの接着剤とマイクロファイバーで強化されましたが、そのパラメータは大幅には変化しませんでした。 人工ひょう石は、厚さ 0.55 mm の G300 鋼板上にほぼ 30 m/s の速度で発射されました。 88% の熱湯と PVA 接着剤で作られたアイスボールのみが衝撃テストに合格しました。 ひょうに PVA を混ぜると、ゴムのように振る舞う 9,10。 ここでは、液体窒素と水で人工ひょう石が作られたことが文献で初めて報告されました。 人工ひょう石の作成には、88% の脱塩水と 12% の PVA の混合物が使用されました。 より高い終端速度で鋼製屋根に衝撃を与えた場合、液体窒素から生成された人工氷ひょう石は無傷のまま残りました。

雹の中での屋根パネルの挙動はまだ詳細に研究されていません。 クーンツ 11 は、雹が屋根にどのようなダメージを与えるかを説明するために、雹の大きさ、衝突の角度、パネルの経年劣化、屋根の種類、天候、表面などの要素を調査しました。 Timothy et al.12 は、金属板の雹による損傷閾値と経年劣化した屋根材の衝撃試験の研究で、破壊レベルを調査しました。 プレートの中央の塑性変形は、Mohotti らによって開発された正確なモデルを使用して予測されました 13。彼らの研究では、変形の時間履歴が系統的、算術的、経験的に予測されています。 ただし、発射体は直径 37 mm の円筒形の鋼棒でできており、衝突面は平らでした。 彼らは、衝撃中にシートに加えられたすべての運動エネルギーが完全に永久変形に変換されたと結論付けました。 Calder と Goldsmith によれば、エネルギー損失は衝撃による変形の小さな要因にすぎません。 発射体の形状と物体の柔らかさに応じて、予測される力の関数を研究する研究者もいます15、16、17、18。

通常、さまざまな形、サイズ、質量のプレースホルダーあられが、さまざまな速度で投げられたり、落下したりします。 自然のひょうの落下速度は、ヘイムスフィールドらによって最近推定されました 19。ひょう石は 12% のポリ酢酸ビニル (PVA) と窒素で形成されました。 新しい方法と考えられる方法では、液体窒素と脱塩水の混合物を使用して固体の人工ひょう石を製造しました。 人工ひょう石を製造するための設備と工程について説明します。 周囲に害を与えずに液体窒素を輸送するにはタンクが必要でした。 液体窒素を封入するこの方法は、液体窒素を蒸発から保護し、危険な状態を制限します。 液体窒素をタンクからデュワー容器に移し替えるので、実験のたびに便利に使用できます。 分解を防ぐために純水はタンクに保管されました。 一貫した浸漬を維持するために、液体窒素はデュワー容器内の水タンクに浸漬されます。 胚は脱塩水滴または砂粒子にさらされました。 胚をすぐにデュワー容器内の液体窒素に浸しました。 すると、容器の中の水が突然凍ってしまいました。 PVAで作られた人工ひょう石のサイズは37.5、45、50.8 mmです（図1aを参照）。 これらの人工ひょう石の製造に必要な道具を図 1b と図 1c に示します。 スチールパネルは、さまざまなサイズの人工ひょう石を使用して6回テストされました。 この研究では、226 件の衝撃試験が実施されました。 この研究で得られた方程式の妥当性は、PVA と液体窒素で作られたひょう石を使用して評価されました。

さまざまなサイズのあられを作るための材料の写真9,20。

この研究における発射体の完全性は、無傷、部分的に無傷、大破片、粉砕の 4 つのケースに分類されました。 この研究では、さまざまな板厚でのひょう石の衝突速度がセンサーとカメラによって測定されました。 直径と密度が異なるひょう石の場合、ガスタンク内の圧力を調整することで最終速度を決定できます。 この研究では 10 個の異なるプレートが使用されました。 サプライヤーの報告によると、すべてのプレートの降伏強度は 300 MPa で、サイズは 1 m × 1 m です。

この研究では、厚さ 0.3、0.45、0.6、0.7、0.8、および 1.0 mm の 10 枚のシートが使用されました。 各テストは直角で実施されました。 この研究では、窒素氷球と破壊されなかった PVA によって引き起こされたへこみの深さのみを調べました。

試験セットアップの主なコンポーネントは、雹砲、保護ハウジング、および測定装置です。 図 2 にセットアップを示します。 人工ひょう石をひょう大砲に装填する前に、ひょう石の質量、体積、密度を測定する必要があります。 雹大砲を図 2a に示します。

(a) ヘイルキャノン、(b) カメラと速度プローブを使用してセットアップします。

保護部に大きなガラス窓を設けているため、衝撃の観察・記録が可能です。 保護ユニットには 2 列に 5 つの穴があり、これを使用して鋼板のさまざまな領域にヘイルキャノンを向けることができます。 速度センサーは、保護ユニットに取り付けられたレールに取り付けられています。 高速度カメラを使用してひょう石の速度を検出および測定しました（図2bを参照）。 高速カメラを効率的に使用するために、AC ではなく DC で駆動される 185 W ランプ LED が使用され、高フレーム/秒で撮影されたビデオのちらつきが軽減されました。 人工ひょう石の軌道を正確に測定するために、バレルからの軌道に沿って鉄骨定規を配置しました。 試行錯誤の結果、画像の品質とキャプチャにかかった時間に基づいて、1 秒あたり 1000 フレームのフレーム レートが使用されました。 人工ひょう石の衝突速度は、図3に示すようなスケールを使用して決定できます。

直径 38 mm の PVA 製のひょう石の画像 (a) 衝突前と (b) 衝突後。

さらに、高速カメラを使用して、衝突時のひょう石を観察および評価することができます。 カメラの速度測定は MATLAB を使用して確認されました。 鉄道システムには、互いに特定の距離に配置された 2 つのレーザー センサーが装備されていました。 発射体は各センサーによって順番に検出されます。 Arduino ボードが最初と 2 番目のセンサーを検出すると、継続時間が表示されます。 10ショット後にテスト基板を交換し、凹みの深さと直径を測定します。 へこみの直径を定義するために、各軸の端の間の距離をノギスで評価しました。 鋼板の形状や角度については検討対象外であるため、現時点では考慮していない。

無傷の人工ひょう石の衝撃エネルギーは、熱や音などの他の形態のエネルギー損失が無視できるため、主にへこんだシートの塑性変形エネルギー、反発エネルギー、および曲げ振動エネルギーに変換されます。 Patil と Higgs22 によれば、衝突被害方程式は式 1 のように書くことができます。 (1)。

\({E}_{Rebound}\) はゼロ \(\left({E}_{Rebound}\cong 0\right)\) に収束するため、重要ではない変数とみなされますが、振動エネルギー \({ E}_{振動}\) は衝撃エネルギーの最大の割合を表します。 衝撃中、材料の塑性エネルギー \(\left({E}_{Plastic}\right)\) は、降伏応力と体積変化に関係します。 衝撃中、材料の厚さは一定のままであるため、塑性エネルギーは式 (1) によって与えられます。 (2):

衝撃後に変化した面積は式(1)に従って計算することができます。 (3)。 単純化された凹み領域は衝突前の半径 r で表され、ひょう石の半径は \(R\) で表されます。 くぼみの深さは \(D\) で表されます。 初期（元の）凹領域は次のように与えられる。

式 (5) は、衝撃後の歪み領域を示します。 式 (6) と (7) は、それぞれ改質面積と塑性エネルギーを計算するために使用されます。

衝撃はほぼ瞬時であるため、衝撃によって生じるひょう石の外部振動と外部周波数 \(\left(w\right)\) はゼロであると仮定されます。 この場合、システムの安定性により、圧力ギャップは式(1)で表すことができます。 (8) 正弦波定常状態応答の場合。

\(\オメガ =0\) の場合、

ここで、式の \(\left|{H}_{jw}\right|\) (9) は動的増幅率を表します。 これは、振動エネルギーが次と等しいことを意味します。

平鋼板の曲げ剛性 \(\left(k\right)\) は、厚さ \(\left(t\right)\) と長さ \(\left(h\right)\) の 3 乗に比例しますが、反比例します。バテン間の間隔の 3 乗に比例します。

記号 \(\varphi\) は、ひょう石の直径 (2R) を表します。 振動エネルギーを説明すると、次のようになります。 (12) は式 (12) に代入できます。 (10)。

最後のステップは、式を書き直すことです。 (1) へこみの深さを求めるには:

式のへこみの深さを最適化するには、次のようにします。 (14) から、反発エネルギーと圧縮面積は次の式を使用して考慮できます。

ここで、\(\alpha\) と β は、それぞれ反発エネルギーと圧力面積を表します。 反発係数 (COR) は、通常、衝撃時のエネルギー散逸の原因と呼ばれます。 COR は次のように計算されます。

式の \(\alpha\) (15) は、衝突時に壊れたまたは粉砕されたひょう石の COR = 0 の場合、次のように得られます。

現在の実験研究では、鋼板への衝突後にへこみの直径が目に見えるようになりましたが、デジタル 3D スキャナーを使用せずに手動でへこみの直径の正確な値 (\({D}_{d}\)) を測定することは困難です。 圧縮領域によって係数 \(\frac{2{R}_{c}}{\varphi }\) が決まります。 表１に示すように、β係数は鋼板の板厚とひょう石の直径の分布から求められます。 鋼板の圧縮半径は \({R}_{c}\) 、楕円のへこみ半径は r と定義されます。

Knud Thomsen の公式は、式 1 の半軸の長さに基づいて楕円体の表面を近似するために使用されます。 (7) 塑性エネルギーを補正する。 Knud Thomsen の公式では、平坦な領域 (\({A}_{0}=\pi (2RD-{D}^{2})\)) は衝撃前と同じままで、変形した領域 (\({A }_{f})\) は、次のように説明される平らな回転楕円体に似ています。

ここで、\(p=1.6075\)、\(a=b=r\)、\(c=D\) となります。 半楕円体を想定すると、楕円の凹み半径 (r) は \(r=\sqrt{{R}^{2}-{(RD)}^{2}}\) として計算されます。ここで、R と D はそれぞれ人工ひょう石の半径とへこみの深さ。 したがって、式。 (18) は次のように書き換えることができます。

衝突後に修正された領域は次のとおりです。

したがって、ϰ \(= \frac{{\Delta A}_{r}}{{\Delta A}_{i}}\) および \({\Delta A}_{i}=\pi {D} ^{2}\)。 改訂された塑性エネルギー方程式は次のとおりです。

表 3 の試験片のへこみ深さは、Uz らによって提案された式 23 を使用して次のように予測されました。

降伏応力 \({(\sigma }_{Y})\)、ヤング率 (E)、平均有効長 (l)、および横方向の長さ (h) は、実験室条件 (\({\sigma } _{Y}=320\mathrm{ MPa}\)、E = 200 GPa、l = 148.7 mm、h = 1 m)。 係数 ϰ は、人工ひょう石の半径と損傷領域の楕円半径の比に依存します。 したがって、半径の比率が増加すると、\({\mathrm{\Delta A}}_{\mathrm{r}}\) と \({\mathrm{\Delta A}) の比率によって決定される係数も増加します。 }}_{\mathrm{i}}\)。 ϰ 係数は Uz らの研究から取得されています。20 実験テストでは、\({R}_{c}\) と r の関係は \(r=0.58{R}_{c}\) であることが示されています。公差0.2mm。 次の式は、ϰ 係数と、人工ひょう石の半径と得られた凹んだ楕円の半径の比との関係を表します。

特定の衝撃エネルギーに関して、ジョンソンとシャフニット 24 は、へこみの深さがパネルの厚さの 2 乗に反比例することを示唆しました。 式では、 式(23)より、へこみ深さは、塑性エネルギーと反発エネルギー、振動エネルギーと圧縮面積を組み合わせることで計算できます。

衝突時の氷の挙動を調査した Carney ら 25 によって得られた実験結果は、この研究における FE モデルの新たな検証として使用されます。 直径 17.5 mm、長さ 42.2 mm の円筒形の氷弾を、剛性プレートに適用する衝撃試験に使用しました。 各テストで経時的な力を測定するために、力変換装置を剛性プレートの後ろに配置しました。 実験テストから一貫したデータを取得するために、3D 解析剛性シェルを使用して、プレートは同様の形状と剛性でセットアップされます。 図 4 に示すように、3 つの個別のバネ要素を利用して、各テスト条件のターゲット プレートがモーダル特性に基づいて完全にモデル化されます。 ばね要素は、FE モデルの作用軸に沿って記述されました。 この研究で提示された FE モデルの境界条件では、ターゲット プレートは拘束されておらず、衝撃中にばね要素を通ってのみ移動します。

鋼製シリンダー (ロードセル) と支持スプリングの概略図。

力変換装置から長期間にわたって記録された衝撃力は、FE モデルから抽出された衝撃力と一致します。 図 5 に示すように、直径 62.5 mm のひょうを 152.4 m/s で降らせた Carney et al.25 の衝撃試験と比較すると、FE モデルは傾向と最大衝撃力に基づいてシステムをよく捉えています。 Carney et al.25 のテストで衝撃を捕捉するためのテスト設定を、図 6 に示す FE モデルと比較します。ひょう石の材料特性値は、ヤング率が 9.38 GPa、ポアソン比が 0.33、降伏値が 5.2 MPa です。応力、静水圧カットオフ応力は 0.517 MPa。 人工ひょう石のエネルギー保存（振動と塑性エネルギー）が無視できると仮定すると、人工ひょう石の圧縮強度は鋼板の最大凹み深さの予測に顕著な影響を与えません21。

この研究によって得られた衝撃力の時刻歴を、Carney et al. が行ったものと比較したもの。

Carney et al.25 と FE モデルによって得られた実験結果によって捉えられた影響の比較。

現在の研究で使用されたひょう石のひずみ感受性の表は、Uz らによる研究のデータに対応しています。21 ひずみ速度は圧縮の破壊を決定します。

表 2 は、PVA および窒素ひょう球によって衝撃を受けたさまざまな厚さの鋼板の材料特性を示しています。 カメラによって測定された速度 \(\left({\mathrm{V}}_{\mathrm{c}}\right)\) は、速度 \(\left({\mathrm{V}}_{\ mathrm{s}}\right)\) センサーによって測定されました。 決定されたカメラ速度とセンサー速度の差により、最終速度が平均速度と比較されます。 各試験において、提案された方法によって決定された密度は、衝突後に無傷のまま残った天然のひょう石の密度とよく一致しました。 表 3 は、実験テストで測定された凹みの深さと、式 3 から提案された凹みの深さを示しています。 (23) と、衝撃後のシート上のへこみの直径を含む、各試験片の現在の研究で FE モデルによって得られたへこみの深さ。 平均プロフェッショナル係数 1.09 と変動係数 (COV) 0.132 は、式 1 で計算されたへこみ深さの比から得られます。 (23) および FE モデル。 この研究は、理論が FE モデルよりも正確な結果をもたらすことを示しています。 3 つの試験片の押し込み深さは最大 14% 過小評価されています (つまり、試験片 889 では 1/0.88)。 さらに、この理論では、圧痕の深さを厚さ 0.6 mm だけ過大評価しています。 窒素で作られた標本 1052 と 1055 では、衝突後のひょう石の大きな破砕により、理論ではへこみの深さが過大評価されました。 しかし、衝撃後に壊れなかった試験片 910 は PVA で作られていますが、その試験片の理論も過大評価されています。 この理由は、関連する標本の密度が低いためであると考えられます。 各試験片について、衝撃後に縦方向と横方向のへこみの直径 (Dx および Dy) を測定し、表 1 に示す β 係数を決定します。平均プロフェッショナル ファクター 0.99 および変動係数 (COV) 0.114 が得られます。 FE モデルを使用します。 テストしたシートで測定された凹みの深さに基づいて、FE モデルは過小評価しているようです。

式 (23) は、平均専門係数 1.06 と変動係数 (COV) 0.055 を与えます。 Wu8 によって実施されるテストの一部は、この研究の FE モデルで実行されます。 図 7 は、FE モデル、Wu8 の研究におけるゲージと 3D スキャン、および Uz らによって提案された方程式を使用して決定されたへこみの深さの比較を示しています21。ひょう石の直径が 25 mm のサンプルを除き、 FE モデルの結果は、ゲージや 3D スキャンで測定した結果の範囲内にもありません。 この記事の範囲が限られているため、図 8 にはサンプル 50-15-1 を参照する FE モデルの結果が 1 つだけ示されています。 直径 50.2 mm のひょう石を 35.6 m/s の速度で厚さ 0.55 mm の鋼板に打ち込みます。

FE モデルと Wu's8 の結果の比較。

試験体50​​-15-1のFEモデルの変位結果。

衝撃の途中での鋼板の曲がりを図 8 に示します。衝撃力が増加するにつれて、鋼板とひょう石の間の接触が最も高くなるまで鋼材のたわみが増加します。 FE モデルで決定された凹み深さ 4.69 mm は、Wu8 によって実行された実験テストと Uz らによって提案された方程式の両方によって決定された凹み深さ 4.84 mm と一致します23。 図 9b は、Abaqus ソフトウェアで正常に完成した衝撃モデルに接続されたスプリングバック モデルの厚さ 0.55 mm の鋼板のプロセスから生じる変形を示しています。 ひょう石は0.37ミリ秒で上限の力に達しましたが（図10b）、0.91ミリ秒でも垂直方向に移動し続けました。 ひょう石と鋼板は1.5ミリ秒で密着しました（図10a）。 図 9a は、衝撃の過程におけるエネルギー散逸を示しています。 図 9a は、速度に依存しない塑性変形 (PD) によって散逸されるエネルギーが約 15 J に留まり、衝撃後のひょう石の反発により運動エネルギーが約 10 J に留まったことを示しています。

試験片 50-15-1 の FE モデルの結果: (a) エネルギー履歴および (b) 永久歪み (スプリングバック モデリング)。

試験体50​​-15-1に対するひょう石の影響の時刻歴。

全ひずみエネルギー (IE) と回復可能ひずみエネルギー (SE) は、今回の研究の理論的な凹み深さ方程式の精度を示しています。

衝突中、直径 50.2 mm のひょう石が変形し、552 mm2 の接触面積が形成されました。

式 (23) は、振動エネルギーの計算において時間には依存しません。 材料の応力-ひずみグラフは、線形性能の終わりに続いてスプリングバックが始まるまで線形傾向を示します。 材料の靭性に基づいて、時間に依存しない方程式を使用して塑性エネルギーが計算されます。 現在の文献によると、衝撃エネルギーと押し込み深さの間には線形の関係がある一方、押し込み深さと材料の厚さには反比例の関係があります。

この分野では一般的に行われているため、研究者は信頼性解析手順についての懸念にもかかわらず、このセクションを含めています。 その理由は、文献でよく使われるからです。 このセクションには、悪用される可能性のある抵抗係数の決定が含まれます。 この論文で使用される信頼性解析手法と統計パラメータは、Driver et al.26、Teh および Uz27 から採用され、Fisher et al. が提案した式を使用して必要な抵抗係数 \({\varnothing }_{r}\) を決定しました。 .28。

式では、 (25)、\({M}_{m}\) と \({F}_{m}\) は材料係数と製造係数の平均値で、1.11 と 1.00 です。 現在の研究では、専門係数の平均値 (\({P}_{m})\) を表 3 に示します。 (26) では、分離変数 \({\alpha }_{r}\) は 0.55 に等しくなりますが、\({V}_{m}\)、\({V}_{F}\) および \ ({V}_{P}\) は、表 3 に示す材料、製造係数、現在の専門係数に基づく変動係数で、それぞれ 0.054、0.05、0.132 と仮定されます。目標の信頼性指数 \({\beta }_{r}\) 4 を達成するには、式 1 には 0.80 の抵抗係数 \({\varnothing }_{r}\) が必要です。 (23)。

この研究では、シートの厚さ、材料の厚さ、目板の間隔、最も近い端からの凹みの重心までの距離、およびひょうのサイズの要素が考慮されます。 非弾性鋼の場合、へこみの深さはひょう石の直径とは無関係です。 より大きな衝撃を伴う小さな雹石は、より小さな衝撃を伴う大きな雹石と同様の永久的なへこみと同じ衝撃エネルギーを生成します。 提案された方程式で示される塑性歪みは実験結果とよく一致します。 この場合のへこみの深さは、板厚の平方根や振動による降伏応力に反比例しません。 FE モデルは、解析モデルと比較して、実験で示された変形深さの正確な予測を提供できませんでした。 数値モデルは、プレートの永久変形の実験結果の約 82% を正確に表すことができました。 鋼板の弾性応答は、一般に FE モデルによって過大評価されます。 また、接触点での衝撃力を決定するひょう石の硬度との関係で、人工ひょう石のひずみ感度を正確に決定するには、別途研究を行う必要があります。 これらの知見に基づいて、より幅広い用途を持つ耐雹鋼板の新しい設計手法を開発することができます。 目標の信頼性指数 4 を達成するには、この式で抵抗係数 0.80 を使用することが推奨されます。コードで指定されている抵抗係数が 0.75 である現在の AISC 仕様の式と比較して、提案された式の使用は最適です。より経済的でありながら信頼性の高い構造設計が容易になります。

現在の研究中に生成および/または分析されたデータセットは、責任著者からのリクエストに応じて入手できます。

マグワイア、JR 鋼製建物の外皮に対する雹の影響の実験的決定 (ウロンゴン大学の学士論文、2014 年)。

アバクス。 分析ユーザー マニュアル、バージョン 6.14 (Dassault Systemes Simulia, Inc、2014)。

Kim, H.、Welch, AD & Kedward, TK 織られたカーボン/エポキシ複合パネルに対する高速氷の衝撃の実験的調査。 コンポ。 パート A 応用例科学。 メーカー 34、25–41 (2003)。

記事 Google Scholar

Flüeler, P.、Stucki, M.、Guastala, F. & Egli, T. 建築材料の試験、評価および分類の雹衝撃耐性。 第 11 回建築材料およびコンポーネントの耐久性に関する DBMC 国際会議 25 ～ 32 (イスタンブール工科大学、2008 年)。

Tippmann、JD 雹氷衝突シミュレーションのためのひずみ速度に敏感な氷材料モデルの開発 (修士号、カリフォルニア大学サンディエゴ校、2011 年)。

アラビー、M. & ガラット、R. ブリザード 85 ～ 92 年のあられ、みぞれ、雪 (ファイル上の事実、2014)。

ゴールド、LW 建物は氷から出荷されます: ハバクク以降。 学際的。 科学。 改訂 29、373–384 (2014)。

記事 ADS Google Scholar

Wu, Y. 平らな冷間圧延鋼屋根シートに対するひょう石の影響の決定 (哲学修士論文、ウーロンゴン大学、2018)。

メイン州ウズとメリーランド州シザール 雹の衝撃を受けた鋼製屋根パネルの耐へこみ性を分析しています。 J.Eng. 科学。 デス。 9、1015–1029 (2021)。

Google スカラー

Yilmaz, G.、Uz, ME、Dawood, M. & Kop, D. 液体窒素による人工ひょう石の製造とこれまでの他の人工ひょう石との比較。 J.Eng. 科学。 デス。 8、1180–1189 (2020)。

Google スカラー

クーンツ、JD 住宅用屋根製品に対する雹の影響。 屋根技術に関する第 3 回国際シンポジウム議事録 206 ～ 215 (1991)。

Timothy, PM、Richard, FH、Scott, JM & Steven, RS 一般的な屋根材および外壁材の雹害しきい値サイズ。 第 21 回激しい局地的嵐に関する会議 1 ～ 4 (Haag Engineering Co、2002)。

モホッティ、D. et al. 低速衝撃を受けたアルミニウム板の面外耐衝撃性。 メーター。 デス。 50、413–426 (2015)。

記事 Google Scholar

カリフォルニア州カルダーと W ゴールドスミス。発射体の衝撃によって生じる薄板の塑性変形と穿孔。 内部。 J. ソリッド構造。 7、863–881 (1971)。

記事 Google Scholar

ペレラ、S.ら。 ひょうの力の確率的モデリング。 ナット。 ハザード 91、133–153 (2018)。

記事 Google Scholar

ペレラ、S.ら。 嵐の破片によって引き起こされる外装パネルの損傷を予測するための静的テストの使用。 J.ビルド。 工学 12、109–117 (2017)。

記事 Google Scholar

Perera, S. 飛行物体および落下物体の衝撃作用のモデリング (メルボルン大学哲学博士、2017 年)。

パティラナ、M.ら。 風によって運ばれた破片の影響を受けたアルミニウム パネルの損傷モデル。 J. Wind Eng. エアロディン工業。 165、1–12 (2017)。

記事 Google Scholar

ヘイムズフィールド、A. et al. 修正する必要があります。 Ｊ．アトモス。 知る 77、405–412 (2020)。

記事 ADS Google Scholar

メイン州ウズ、MD コップ、EM ユルディリム 雹の衝撃下での平屋根パネルの永久変形を推定するための経験的モデルを決定します。 AIPアドバンス 11、125117 (2021)。

記事 ADS Google Scholar

メイン州ウズ、メリーランド州コップ、EM ユルディリム 鋼製屋根パネルの面外雹衝撃耐性の分析。 経験値技術。 46、509–527 (2022)。

記事 Google Scholar

Patil, D. & Fred Higgs, C. 曲げ振動を伴う球体プレート弾塑性衝撃時のエネルギー散逸に対する臨界プレート厚さ。 J. トリボル。 2017、139（2017）。

Google スカラー

Yilmaz, G.、Uz, ME、Dawood, M. & Kop, D. 液体窒素による人工ひょう石の製造とこれまでの他の人工ひょう石との比較。 J.Eng. 科学。 デザイン 8、1180–1189 (2020)。

Google スカラー

Johnson, TE & Schaffnit, WO 冷間圧延低炭素鋼板の耐デント性 (SAE International、1973)。

Carney, KS、Benson, DJ、DuBois, P. & Lee, R. 氷の破壊を伴う現象学的高ひずみ速度モデル。 内部。 J. ソリッド構造。 43、7820–7839 (2006)。

記事 CAS MATH Google Scholar

Driver、RG、Grondin、GY & Kulak、GL 一貫した信頼性を実現するための統一されたブロックせん断方程式。 J.Constr. 鋼材試験 62、210–222 (2006)。

記事 Google Scholar

Teh、LH および Uz、ME 構造用鋼のボルト接続の究極のせん断能力。 Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ． 工学 141、04014152 (2015)。

記事 Google Scholar

Fisher、JW、Galambos、TV、Kulak、GL および Ravindra、MK コネクタの負荷および抵抗係数の設計基準。 Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ． 部門 104、1427–1441 (1978)。

記事 Google Scholar

リファレンスをダウンロードする

著者は、予備的な実験テストの実施にご協力いただいた Meryem Dilara Kop 氏と Efe Mert Yildirim 氏に感謝いたします。

アドナン・メンデレス大学工学部土木工学、アイドゥン、トルコ

メフメット・E・ウズ

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

MEU は研究を設計し、新しい実験を実行し、実験データを分析し、FE モデルを実行し、原稿を書きました。

メフメット E. ウズへの往復書簡

著者は競合する利害関係を宣言しません。

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

オープン アクセス この記事はクリエイティブ コモンズ表示 4.0 国際ライセンスに基づいてライセンスされており、元の著者と情報源に適切なクレジットを表示する限り、あらゆる媒体または形式での使用、共有、翻案、配布、複製が許可されます。クリエイティブ コモンズ ライセンスへのリンクを提供し、変更が加えられたかどうかを示します。 この記事内の画像またはその他のサードパーティ素材は、素材のクレジットラインに別段の記載がない限り、記事のクリエイティブ コモンズ ライセンスに含まれています。 素材が記事のクリエイティブ コモンズ ライセンスに含まれておらず、意図した使用が法的規制で許可されていない場合、または許可されている使用を超えている場合は、著作権所有者から直接許可を得る必要があります。 このライセンスのコピーを表示するには、http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/ にアクセスしてください。

転載と許可

メイン州ウズ 住宅用建物の平鋼屋根膜に対する雹の影響をモデル化しています。 Sci Rep 12、19836 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-24375-3

引用をダウンロード

受信日: 2022 年 7 月 28 日

受理日: 2022 年 11 月 14 日

公開日: 2022 年 11 月 18 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-24375-3

次のリンクを共有すると、誰でもこのコンテンツを読むことができます。

申し訳ございませんが、現在この記事の共有リンクは利用できません。

Springer Nature SharedIt コンテンツ共有イニシアチブによって提供

コメントを送信すると、利用規約とコミュニティ ガイドラインに従うことに同意したことになります。 虐待的なもの、または当社の規約やガイドラインに準拠していないものを見つけた場合は、不適切としてフラグを立ててください。