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ようじろうののした
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1 研究の背景船体疲労強度評価のための実用的応力評価法大阪大学大学院工学研究科船舶海洋工学部門大沢直樹 Structural Hot Spot Stress (HSS) 公称応力の評価が困難の場合に使用. 構造的応力集中のみ考慮応力特異性が無視できる部分の表面応力を外挿する評価法が主流船体構造の HSS による疲労評価 - 溶接詳細のモデル化を省略したシェルFEモデルでHSSを評価 - シェル FE 解析で評価した継手近傍応力と, 参照応力 ( ソリッド FE 解析結果測定応力 ) との乖離 - シェルFE 解析で評価したHSSは過度に安全側の評価になる場合がある. シェルFE 解析に基づくHSS 決定法の改良が必要 - 継手近傍のシェル応力 : 形状荷重形態により計算誤差が大きく変化 - 強いメッシュ依存性 Page 2 研究の背景研究の背景 Structural Hot Spot Stress (HSS) 公称応力の評価が困難の場合に使用. 構造的応力集中のみ考慮応力特異性が無視できる部分の表面応力を外挿する評価法が主流船体構造の HSS による疲労評価 - 溶接詳細のモデル化を省略したシェルFEモデルでHSSを評価 - シェル FE 解析で評価した継手近傍応力と, 参照応力 ( ソリッド FE 解析結果測定応力 ) との乖離 - シェルFE 解析で評価したHSSは過度に安全側の評価になる場合がある. シェルFE 解析に基づくHSS 決定法の改良が必要 - 継手近傍のシェル応力 : 形状荷重形態により計算誤差が大きく変化 - 強いメッシュ依存性先行研究 (e.g. Fricke 21) の問題点 - ベンチマークを繰返しても計算誤差のばらつきしか判らない - シェル応力と参照応力の差が生じるメカニズムの解明が必要 - メカニズムが判れば誤差の補正も可能になる Scatter in HSS evaluation Page 3 Page 4

2 研究の目的ウェブ補強十字継手角回し継手でシェル応力と参照応力に差が生じるメカニズムを解明するシェル応力の計算誤差を補正する手法を提案するソリッド解析歪計測と同等の精度で, シェル応力のみからウェブ補強十字継手角回し継手 HSS を決定する手法を提案する. 提案手法の有効性を,BCロワースツール基部ロンジスチフナの大型構造模型試験により検証する隅肉継手の応力集中荷重非伝達すみ肉継手 (i) 付加物と主板を分離 - 付加物 : 寸法不変 - 主板 : 一様伸び, 歪 =S/E (ii) 付加物と主板を接合 - 相互拘束が発生 - 付加物 : 接合面で伸び - 主板 : 接合面で縮み主板上面の接合部外縁で局所的な伸び歪の集中 = 応力集中が発生 - 止端ノッチの応力特異性応力集中の原因 - 付加板厚の変化 - 主板の板厚方向非線形変形 Page 5 Page 6 ウェブ補強十字継手の応力集中角回し継手の応力集中付加板補強ウェブと主板の相互拘束 - ウェブ面内主板断面内変形 - ウェブ面角部の変形集中 - 主板の特異性は板厚方向非線形変形で発生 - ウェブ溶接線によるせん断遅れ - 主板面内変形 - ウェブ溶接線によるせん断遅れ - ウェブと直交する付加板があって緩和される応力集中の原因 - ウェブ面角部周りの ( 非特異 ) 変形集中 - ウェブ溶接線によるせん断遅れ - 主板の板厚方向非線形変形による応力特異性ガセットと主板の相互拘束 - ガセット面内主板断面内変形 - ガセット溶接線によるせん断遅れ - 主板の特異性は板厚方向非線形変形で発生 - 主板面内変形 - ガセット溶接線によるせん断遅れ - ガセット端があるため顕著 - 応力集中の原因 - 主板接合位置の ( 非特異 ) 変形集中 - ガセット溶接線によるせん断遅れ - 主板の板厚方向非線形変形による応力特異性角回し継手の応力集中 Page 7 テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 8

3 ウェブ補強角回し継手の応力集中シェル FE モデルによる構造応力集中の評価ガセット補強ウェブと主板の相互拘束 - ウェブ面内主板断面内変形 - ウェブ面角部の変形集中 - 主板の特異性は板厚方向非線形変形で発生 - ウェブ溶接線によるせん断遅れ - 主板面内変形 - ウェブ溶接線によるせん断遅れ - ガセット端があるため顕著応力集中の原因 - ウェブ面角部周りの ( 非特異 ) 変形集中 - ウェブ溶接線によるせん断遅れ - 主板の板厚方向非線形変形による応力特異性止端の特異性が無視できる領域で以下を評価 i. ウェブガセット面角部周りの面内変形集中 ii. 主板面内のウェブガセット溶接線に沿ったせん断遅れシェル計算結果はビードを省略したソリッドモデルに対応 - シェル解析で i, ii とも解析可能溶接継手解析における注意点 - シェルモデルで溶接ビードはモデル化されない - 面接合部を幅が零の面の交線として表現ノッチ応力特異成分構造応力集中ビードありソリッド応力脚長だけシフトしたビードなしソリッド応力止端フランク角 >ビードなしノッチ角 - 安全側の評価 Page 9 Page 1 十字継手 ( ビードなしモデル ) シェル計算結果の解釈 Saint-Venant s principle - 部材交差部近傍以外でシェル応力 (iv) ソリッド応力(i) シェル面接合点 Aはソリッド中央面交差線 A に対応ソリッド : ノッチからの点 =シェル : 交差線からxの点 x 十字継手 ( ビードありモデル ) シェル計算結果の解釈ビードありソリッド, 止端から距離 d ビードなしソリッド, ノッチから d シェル, 交差線から x=d+ tv th d xl, x; cosec cot t h: thickness of the main plate - t v: thickness of the attached plate - :the angle at which the main and attached plates intersect - l :the additional fillet weld leg length Page 11 Page 12

4 角回し継手 ( ビードありなしモデル ) シェル計算結果の解釈ビードなしソリッドモデル - シェルソリッドでガセット端位置は同一 - ソリッド : ノッチからの点 =シェル : 交差線からの点ビードありソリッド応力 - ビードありソリッド応力脚長だけシフトしたビードなしソリッド応力 - ビードありソリッド, 止端から距離 d シェルビードなしソリッド, ガセット端から d 主板面外変形の影響主板の横方向曲げ補強ウェブとの相互作用シェルモデル - 幅零の接合線 - 交線直近まで横曲げ曲率あり - ポアソン効果 : 長手方向収縮ソリッドモデル - ウェブ板厚幅の接合面 - 交線直近では横曲げなし - ポアソン効果による収縮なし主板に下向き圧力 - 上に凸の横曲げ縦曲げ - シェルの場合のみ長手方向圧縮初期歪が発生 - ウェブの面内曲げはシェルソリッドで同等 - シェル応力が上昇テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 13 Page 14 面圧を受ける T 断面梁面圧を受ける T 断面梁 Flange thickness t f, Web thickness t w - (1mm, 5mm), (1mm, 1mm) (1mm, 2mm), (2mm, 1mm) (2mm, 2mm) "Base model" - (t f, t w )= (1mm, 1mm) 荷重条件 - Downward pressure - Upward pressure Base model の変形 Downward Upward pressure pressure Long. bending Trans. bending Downward convex upward convex upward Upward convex upward convex downward ソリッドモデルの変形シェルモデルの変形 Page Page 16

5 sx (MPa) rface stress, Sur 面圧を受ける T 断面梁ウェブ溶接線上長手方向表面応力横方向曲げ応力 sy,b シェルソリッド応力差 sx sx sx,shell sx,solid - 横曲げが上に凸 : sy,b > sy,shell > sy,solid - 横曲げが下に凸 : sy,b < sy,shell < sy,solid Coupling (PSCM, ts/t=1.) t x t shell T-shape beam (t f, t w )=(1mm, 1mm) Upward pressure load Distance from the fixed end, x (mm) 14 sx (MPa) rface stress, Sur T-shape beam (t f, t w )=(1mm, 1mm) Dwn. pressure load Coupling (PSCM, ts/t=1.) t x t shell 5 1 Distance from the fixed end, x (mm) Page 17 2 面圧を受ける T 断面梁 sx = k sy,b ( 端部を除く ) - 横曲げポアソン効果による応力変化との近似の有効性が示された横曲げ影響係数 k OLID (MPa) x,shell x,so x = T-shape Tshape beam (t f, t w )=(1mm, 1mm) Downward pressure load Upward pressure load x =.1 x yb,shell Transversal bending stress, yb,shell (MPa) k=.1 for 'base' model. x / yb,sh HELL T-shape beam (t f, t w )=(1mm, 1mm) Downward pressure load Upward pressure load Distance from the fixed end, x (mm) 14 Page 18 面圧を受ける T 断面梁 19 面圧を受ける T 断面梁 x / yb,shell sx = k sy,b が全てのモデルで近似的に成立. k : フランジウェブ板厚 (t f, t w ) に依存 T-shape beam models (t f, t w ) (1, 1) (1, 5) (1, 2) (2, 1) (2, 2) sy, SHELL k = sx / T-shape beam models k =.9 R Surface st tress, sx (M Pa) T-shape beam (t f, t w )=(1mm, 5mm) Dwn. pressure load.9 t w t f sx,solid sx,shell sy,b sx, SOLID s x, SHELL s x, SHELL.9 (t w / t f ) s y, SHELL Pa) tress, sx (M Surface st T-shape beam (t f, t w )=(2mm,1mm) Dwn. pressure load sx, SOLID s x, SHELL s x, SHELL.9 (t w / t f ) sy, SHELL Distance from the fixed end, x (mm) R= t w / t f k.9r.9t w t f Distance from the fixed end, x (mm) Distance from the fixed end, x (mm) 修正式によりシェル計算応力のみからソリッド応力が精度よく推定できている 2 Page 19 Page 2

6 ] ガセット端の面内変形集中 ( 引張り荷重 ) ガセット端の面内変形集中 ( 純曲げ荷重 ) Shell model Hybrid model (solid gusset plate and shell main plate) Shell or hybrid model (the mid-plane of main plate) シェルモデルハイブリッドモデル - 純曲げなら主板ガセット接合線の長さ変化なし - せん断遅れによる応力集中はなし - 主板面外方向変位の相互影響は等しく生じる - 応力集中が零にはならないシェルモデルでは接合部幅が零要素辺長が同じならシェルモデルの変形集中の方が顕著せん断遅れ起因の主板面内応力集中 shell stress > solid stress fine shell stress > coarse shell stress Solid model ソリッドモデル - 純曲げでも主板ガセット接合面の長さ変化が発生 - せん断遅れ起因の応力集中が発生テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 21 Page 22 単純角回し継手単純角回し継手ソリッド応力 ( 引張り荷重 ) ビードなしモデル (1/2 対称 ) - Solid model,shell model,rbe solid model ( 断面平面保持 ), - Hybrid model: ガセット : ソリッド, 主板 : シェル荷重条件 : 引張り, 曲げ, 組合せ ( 引張り+ 曲げ ) 板厚 (t f :main plate (flange) thickness t g :gusset plate thickness) - (t f, t g )=(1mm,5mm),(1mm,1mm),(1mm,m), (mm,5mm),(mm,1mm),(mm,mm) ウェブ補強角回し継手のシェル応力 stress [MPa] Surface s 25 2 (t f, t g ) = (1, 1) Tensile loading Hybrid Solid (t g /8 x t g /8xt) f Solid (t g /8 x t g /8 x t f /2) Solid (t g /8 x t g /8 x t f /4) Solid (t g /8 x t g /8 x t f /8) ビードなしソリッドモデルハイブリッドモデル止端から 5t.5 f 以遠ではハイブリッド主板シェル応力ソリッド表面応力 - この領域では板厚方向の非線形応力分布が無視できる Shell model Hybrid model Solid model Comparison of surface stresses of a gusset welded joint under tensile loadings calculated by hybrid model and solid models with various element size Page 23 テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 24

7 単純角回し継手シェル応力 ( 引張り荷重 ) 単純角回し継手シェル応力 ( 純曲げ荷重 ) [MPa] face stress [ Surf Tensile loading Hybrid bid t g /8 x t g /8 Shell t g /4 x t g /4 Shell t g /2 x t g /2 Shell t g x t g Shell Hybridモデル応力ソリッド応力要素辺長小止端応力大シェル要素辺長がガセット板厚の 5~ 倍のとき, シェル応力細密ハイブリッドモデル応力になる ce stress [M MPa] Surfac Bending loading Hybrid t g /8 x t g /8 Shell t g /4 x t g /4 Shell t g /2 x t g /2 Shell t g x t g Shell 要素辺長によらずシェル応力 = 細密ハイブリッドモデル応力接合線伸縮の相互作用が生じない Comparison of surface stresses of a gusset welded joint under tensile loadings calculated by hybrid model and shell models with various element edge lengths. 25 t f > t g のとき主板辺長メッシュによる応力は非安全側の推定値を与える場合がある主板面外変形の相互作用による応 Comparison of surface stresses of a gusset welded joint under bending loadings calculated by hybrid model and shell models with various element edge lengths. 力集中は発生テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 25 テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 26 単純角回し継手のシェル応力 ( 純曲げ荷重 ) 単純角回し継手のシェル応力 ( 純曲げ荷重 ) Surface stre ess [MPa] Bending loading Hybrid bid RBE solid (t g /8 x t g /8 x t g /8) シェル / ハイブリッドモデル - せん断遅れなし - 面外変形の相互作用のみソリッドモデル - t/2のオフセットにより接合面伸縮が発生 - せん断遅れによる応力集中が重畳 5 1 シェルモデルは止端応力の非安全側推定値を与える Comparison of surface stresses of a gusset welded Joint under bending loadings calculated by hybrid and RBE solid models with mesh size tg/8 x tg/8 x tg/8. シェル応力の補正方法 stress [MPa a] Surface Combined (tensile & bending) loading Hybrid RBE solid (t g /4 x t g /4 x t g /4) Hybrid modified by Eq. (1) (k=1.) 6 65 Comparison of surface stresses of a gusset welded joint under combined (tensile & bending) loadings calculated by hybrid and solid models with mesh size tg/4 x tg/4 x tg/ bsolid, bshell, S k b Sm bshell, ( S ) b, solid, b, shell : the bending contributions of solid andshell surface stress at a given location Sm, S b : the nominal membrane and bending stresses k : correction factor which depens on the model dimension and shell element size m テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 27 テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 28

8 ウェブ補強角回し継手のシェル応力ウェブ補強角回し継手のシェル応力引張り負荷 - 主板シェル要素辺長がt g x t g or t g /2 x t g /2のとき, 6 g g シェル応力ソリッド応力 Surfa ce stress [MPa] tg x tg shell tg/2 x tg/2 shell tg/4 x tg/4 shell tg/8 x tg/8 shell hybird Shell model Hybrid model Solid model ビードなしモデル (1/2 対称 ) 荷重条件 - 引張り負荷 - 主板内に曲げ応力が生じないよう端部荷重を調整 - 複合負荷 - 3 点曲げ - 主板内に膜応力, 曲げ応力の双方が発生複合負荷 - 提案する補正式により, 主板シェル要素辺長がt g x t g or t g /2 x t g /2のときシェル応力ソリッド応力になる Sur rface stress [MPa] solid without weld solid with weld tg x tg shell tg x tg shell modified eq. (1) (k=1) Page 29 テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 3 stress [MPa] Surface 角回し継手の応力 ( ビードありモデル ) (t f, t g ) = (1, 1) tensile loading solid models with / without weld representation without_bead with_bead tg x tg shell 止端から.5t f 以遠ではビードあり : 止端からの距離ビードなし : ガセット端からの距離シェルモデル : ガセット端からの距離を等しくとれば, 応力は概ね一致する. 大型構造模型試験 BC ロワースツール基部 BC lower stool + double bottom 気密構造. 内圧を負荷スツール角 6, 75, 9 deg. L411 x B1 x H125 板厚 t=1mm センタガーダ板厚 t G =1, mm 材料 : KA32 Model ID: XXYY - =XX deg., g, t G =YYmm Comparison of surface stresses of solid models of gusset welded joint with / without weld representation under tensile loadings. テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 31 Model 61 Page 32

9 大型構造模型試験 BC ロワースツール基部大型構造模型試験 12. Model 61 BCロワースツール基部 1. Measured (x.92) Calculated モデルのスツール側を固着内圧 + 端部曲げ荷重 -.2MPa pressure - 25kN end load 内底板上の 36 点で長さ方向幅方向歪向を計測 FE modeling - txtshell FE mesh - 4-nodes shell (MARC Elm. 75) - シェルソリッド混合モデル (8 elm. layers in the dir. of the thickness) Up. Left : UL UL2 UL1 CL2 Y-dir. CL1 X-dir C CR1 CR (X-dir. ID) UL2-4 UL1-4 C-4X 4Y UL1-5 5 UL C L 計測歪はソリッドモデル計算値にほぼ一致 6. シェルソリッド混合モデルの精度の高さが示された提案する計算仕様 - t x tシェルモデル - ソリッド : 止端からの距離 - シェル : ビードなしソリッドモデルのノッチからの距離 - 主板に面外変形がある場合は横曲げ影響補正を行う strain X1-6 Surface Surface strain X C-1x CR1-1x CL1-1x CR2-1x CL2-1x UR1-1x UL1-1X UR2-1x UL2-1x C-2x CR1-2x CL1-2x CR2-2x CL2-2x UR1-2x UL1-2x UR2-2x UL2-2x C-3x CR1-3x CL1-3x CR2-3x CL2-3x UR1-3x UL1-3x UR2-3x UL2-3x C-4x CR1-4x CL1-4x UR2-4x UL2-4x CR2-4x CL2-4x UR1-4x UL1-4x Model 9 Measured (x1.) Calculated UR1 4. UR2 UR1-1X, 1Y Up. Right: UR UR2-4 5 UR Weld Toe UR3-5. C-1 1x CR1-1 1x CL1-1 1x CR2-1 1x CL2-1 1x UR1-1 1x UL1-1 1X UR2-1 1x UL2-1 1x C-2 2x CR1-2 2x CL1-2 2x CR2-2 2x CL2-2 2x UR1-2 2x UL1-2 2x UR2-2 2x UL2-2 2x C-3 3x CR1-3 3x CL1-3 3x CR2-3 3x CL2-3 3x UR1-3 3x UL1-3 3x UR2-3 3x UL2-3 3x C-4 4x CR1-4 4x CL1-4 4x CR2-4 4x CL2-4 4x UR1-4 4x UL1-4 4x UR2-4 4x UL2-4 4x Page 33 Page 34 大型構造模型試験 BC ロワースツール基部大型構造模型試験ロンジスチフナソリッド表面応力は計測応力によく一致シェル応力とソリッド応力に誤差が生じる場合がある 9 degモデル溶接線直近要素を除いて, 横曲げ影響修正式によりシェル応力からほぼ正確にソリッド応力 = 計測応力を推定できている - 9deg モデル溶接線直近シェル要素 - 要素中心がビードなしソリッドモデルのノッチ位置にある - Kirchhoff 仮説 ( 断面平面保持 ) は無効, 直近シェル要素応力 <ソリッド応力 Pa] ce stress, sx [MP Surfac Model 61 Point load + Pressure Shell Shell (modified) Solid Measured x.92 Surf face stress [MP Pa] Model 9 Point load + Pressure Shell Shell (modified) Solid Measured Distance from the hot spot, d or [mm] Distance from the hot spot, d or [mm] 4 Page 35 テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 36

10 大型構造模型試験ロンジスチフナ大型構造模型試験ロンジスチフナ Solid model Shell model 計算仕様 - ガセット板厚辺長シェル ( t g x t g shell ) - シェル : ガセット端からの距離 - ソリッド : 止端からの距離 - フランジ板内の曲げ応力によりシェル応力を補正 s [MPa] Su urface stress Measured vs. d Solid vs. d t g x t g Shell (modified by Eq. (1), k=1.) vs. 1 2 Surface stresses on the flange plate of the full-scale longitudinal stiffener model calculated by shell and coupling FE models ソリッド表面応力計測応力シェル応力はソリッド応力と概ね一致提案法の有効性が示されたテクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 37 テクノスターユーザー会 Sep. 28, 212 Page 38 HSS 決定法 x SR22B 法 1.5 x t.5 txt t シェル要素を使用 hot spot S.5 S 1.5t 提案するシェル応力の解釈によれば, 斜板をもつウェブ補強十字継手の外挿点 (.5t,1.5t) 要素中央にない場合がある. 外挿点と要素中央の位置関係によっては, 線形補間により外挿点応力を計算すると過度に安全側になる 3 次補間を用いれば外挿入点応力の推定精度を改善できる. ウェブ補強十字継手 HSS 決定法 1. t x t shellモデルを使用. シェル要素の要素内平均応力が要素中央で作用すると評価 2. 主板に幅方向面外曲げが生じている場合は, 次式によりシェル応力を補正 sx,solid sx,shell k tw tf sy,b Eq. (4) 3. HSS 外挿点応力 s (x 5t.5t ), s (x t 1.5t ). シェル中央面交線から次式の距離離れた位置のシェル応力で近似. 要素中央と外挿点が一致しない場合は, 隣接する要素応力から補間する. t h 3 t h tv th x.5t, x1.5t ; cosec cot Eqs. (1) and (5) s (x.5t ), s (x 1.5t ) の補間方法は継手形状により線形 3 次式を使い分ける. 4. HSSを次式で計算する 1.5 x.5 x Eq. (6) hot spot S.5t S 1.5t Page 39 Page 4

11 ウェブ補強十字継手 HSS 決定法ウェブ補強十字継手 HSS 決定法 HSS TRG : ソリッド計算で評価 HSS CNV : 位置横曲げ補正なし HSS LOTSBERG : - DnV CN3.7 CNV Model 61 Conventional Lotsberg's method Proposed (=2.887mm) Interpolation [Mpa] HSS TRG HSS CNV Derived s (x shift ) HSS Lotsberg Derived s (x.5t ) s (x.5t ) HSS PRP Derived [Mpa] /Target [Mpa] [Mpa] /Target [Mpa] [Mpa] [Mpa] /Target Linear % % % 1.72 Cubic % % Model 751 Conventional Lotsberg's method Proposed (=3.84mm) Interpo- HSS TRG HSS CNV Derived s (x shift ) HSS Lotsberg Derived s (x 5.5t ) s (x 5.5t ) HSS PRP Derived lation [Mpa] [Mpa] /Target [Mpa] [Mpa] /Target [Mpa] [Mpa] [Mpa] /Target Linear N/A N/A N/A % % N/A Cubic N/A N/A N/A % Model 91 Conventional Lotsberg's method Proposed (=5.mm) Interpolation [Mpa] HSS TRG HSS CNV Derived s (x shift ) HSS Lotsberg Derived s (x.5t ) s (x.5t ) HSS PRP Derived [Mpa] /Target [Mpa] [Mpa] /Target [Mpa] [Mpa] [Mpa] /Target Linear % % % 1.22 Cubic % 1% % Model 9 Conventional Lotsberg's method Proposed (=5.mm) Interpolation [Mpa] HSS TRG HSS CNV Derived s (x shift ) HSS Lotsberg Derived s (x.5t ) s (x.5t ) HSS PRP Derived [Mpa] /Target [Mpa] [Mpa] /Target [Mpa] [Mpa] [Mpa] /Target Linear % % % 1.22 Cubic % % Page 41 A) HSS CNV : 過度に安全側の評価 ( 推定比 136.8±4.9%). B) HSS Lotsberg : やや安全側の評価. ( 推定比 114.7% ±9.1% for linear, 1.1%±8.6% for cubic). C) HSS PRP : 参照値に最も近い推定値を与える.( 推定比.1%±6.9% for linear, 97.4%±8.4% 4%for cubic). D) HSS PRP の推定誤差 - Linear : less than 1% for =9 deg., g, 13.1% for =6 deg. - Cubic : 7.2% for =6 deg., 非安全側の推定 for =9 deg. Page 42 ウェブ補強十字継手 HSS 決定法 HSS PRP with 線形 3 次補間 ( 斜板角度により使い分け ) が最良のHSS 推定精度を示す. 18.% Conventional.5t-1.5t Lotsberg (Linear) Lotsberg (Cubic) 16.% Proposal (Linear/Cubic) ウェブ補強十字継手 HSS 決定法 4-nodes shell (MARC Elm. 75) vs. 8-node shell (MARC Elm. 72) - 同一要素分割 (t x t shell mesh) - 交差線直近要素応力 :8-nodes > 4-nodes - 交差線から2つ目の要素応力 :4-nodes < 8-nodes - HSS PRP の差は < 5% 14.% 12.% 1.% 8.% 6.% Surface stre ess, sx [MPa] Model 61 Point load + Pressure 3 4-node 4-node (modified) 8-node 8-node (modified) Solid ess, sx [MPa] Surface stre Model 9 Point load + Pressure 4-node 4-node (modified) 8-node 8-node (modified) Solid 4.% % Distance from the hot spot, d or [mm] Distance from the hot spot, d or [mm] 4.% Page 43 Page 44

12 ウェブ補強十字継手 HSS 決定法 HSS PRP with 線形 3 次補間 ( 斜板角度により使い分け ) が最良のHSS 推定精度を示す. 4-node elmと8-node elmの差は僅少 18.% Conventional.5t-1.5t Lotsberg (Linear) Lotsberg (Cubic) 16.% Proposal (Linear/Cubic) 14.% 12.% 1.% ウェブ補強角回し継手 HSS 決定法 1. ガセット板厚の.5~1 倍の辺長を有するshellモデルを使用. シェル要素の要素内平均応力が要素中央で作用すると評価 2. 主板に曲げ応力が作用している場合は, 表面応力を次式で補正する Sb k ( S ) b, solid b, shell b, shell m S m 3. HSS 外挿点応力 s (x.5t ), s (x 1.5t ). ガセット端位置から.5t, 1.5t 離れた位置のシェル応力で近似. 要素中央と外挿点が一致しない場合は, 隣接する要素応力から補間する. 1.5 x.5 x 4. HSS を次式で計算する hot spot S.5t S 1.5t 8.% 6.% 4.% ロンジスチフナ角回し継手のHSS - ソリッド計算結果 =577MPa - シェル計算結果 542MPa 計測応力からの推定値 2.%.% Page 45 Page 46 結言ウェブ補強十字継手角回し継手でシェル応力と参照応力に差が生じるメカニズムを精査した. 十字継手ではシェルモデルでの止端位置の解釈が不適切だったことと, および主板の横方向曲げ変形が生じる際のポアソン効果により, シェルソリッド応力差が発生していたことがわかった. 角回し継手でせん断遅れによる面内応力集中を適切に評価するには要素辺長をガセット板厚の1/2~1 倍にする必要があること, および, 主板が曲げを受ける角回し継手では, ガセット接合面の上下位置が板厚の1/2 だけ異なることが原因で, ソリッドモデルでのみせん断遅れによる応力集中が生じることがわかった. ウェブ補強十字継手角回し継手のシェルソリッド応力差を補正する手法を提案した. ソリッド解析歪計測と同等の精度で, シェル応力のみからウェブ補強十字継手角回し継手のHSSを高い精度で推定する手法を提案した. 提案手法の有効性を,BCロワースツール基部ロンジスチフナの大型構造模型試験により示した. Page 47

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r 0 r 45 r 90 F 0 n Evaluation of Fatigue and Noise-and-vibration Properties of Automobile Partial Models Abstract Application of high strength steel sheets to automotive bodies requires evaluation technologies of fatigue