２曲面構成直交格子ドームの座屈性状と座屈荷重
２曲面の距離・荷重条件による影響

Buckling Behavior and Buckling Load of a New Two-way Dome Constructedby Orthogonal Arches Included in Different Surfaces Stiffened by Diagonal
Struts
Effect of curved surface distance and load conditions○樋口 直也*1，中澤 祥二*2
Naoya HIGUCHI＊1, Shoji NAKAZAWA＊2*1 福井工業高等専門学校環境都市工学科

助教

博士(工学)

Assistant Professor, Department of Civil Engineering, National Institute of Technology Fukui College, Ph.D.
*2 豊橋技術科学大学建築・都市システム学系教授

博士(工学)

Professor, Department of Architecture and Civil Engineering, Toyohashi University of Technology, Ph.D.
Summary: This paper proposes a new two-way dome and investigates the effectiveness of the new two-way dome stiffened by adiagonal bracing system. The dome is composed as two orthogonal arches situated at different level. The two sets of surfaces areconnected each other by a bracing system in a form of pyramid truss system. Based on the results of elasto-plastic buckling
analysis, considering several severe loading cases of uniformly distributed loads and non-uniformly distributed loads, this newly
proposed dome is proved to have a high performance in elasto-plastic buckling comparable to an ordinary two-way single layer
lattice dome stiffened by diagonal braces.
キーワード: 弾塑性座屈解析; ドーム; アーチ
Keywords: Elasto-plastic buckling analysis; Dome; Arch.
l0Y

1. はじめに
骨組膜構造では，鋼などの線材で構成された単層直交格子ドームが用いられている。この単層直交格子ドーム

Y

RY

Z

は，ブレース部材で補剛されないものと補剛されるもの

hYに大きく分類される。一般に，ブレース部材で補剛されhXない構造は，面内せん断剛性が低く 1)，アーチに似た座
AH

屈特性となり，ブレース部材で補剛される構造は，高いF

l0X

面内せん断剛性のため，補剛されない場合に比べ座屈荷

X

重が高くなる。ブレース部材は，座屈荷重を上昇させる
のに効果的であり，軽量の単層直交格子ドームの建設にCYは必要とされる構造要素である。

O

D

RX
X

アーチ群が同一曲面にある従来の直交格子ドームでは，

Z直交するアーチの交点に溶接等の接合部が現れる。また，ブレース補剛の単層直交格子ドームでは，アーチの交点にブレース部材を接合するための接合部が追加で必要とEされるため，複雑な接合部となる場合が多い。
そこで，既往の研究 2)では，骨組膜構造への応用も想定し，従来のブレース部材により補剛された単層直交格子ドームの特性を持ちながら，異なる空間構成となる新

B

LX

h

明らかにした。継続研究 3, 4)では，荷重条件，ブレース部材の部材特性，2 曲面の距離による影響について検討を行い，圧縮強度曲線を利用した弾塑性座屈荷重の算定
法の有効性・実用性を確認した。しかし，これらの研究
日本建築学会情報システム技術委員会
第 44 回情報･システム･利用･技術シンポジウム論文集， 245-250 ， 2021 年 12 月，京都
Proceedings of the 44th Symposium on Computer Technology of Information ，Systems and Applications ， AIJ ， 245-250 ， Dec. ， 2021 ， Kyoto:ピン支持

図 1 対象構造物
Yl0
l0X

Xl0

HX

l0Y

LY

h

しい 2 曲面構成直交格子ドームを提案した。この新しい空間構造の座屈性能について検討を行い，その有用性を

G

HY

RX

X

Z
Y

RY
X

X

Y

Z
Y

h
(a) X -Z 平面（AOB 断面図） (b) Y -Z 平面（COD 断面図）
図 2 対象構造物（簡略図）－ 245 －

X 方向のアーチ部材（上面）

では，ブレース部材が早期に個材座屈・降伏することにより最大座屈荷重となるため，全体座屈性状の検討は十分とは言えない状況である。

Z
Y

本研究では，当該ドームの全体座屈の分析を通し，空補剛材

間構成上の有用性と実現性を明らかにする。特に，荷重Y 方向のアーチ部材（下面）

X

条件，2 曲面の距離をパラメータとして座屈性能を検討

図3

し，設計に必要となる基礎資料を提供する。また，鋼材

X,Y 方向ｱｰﾁ部材をｻﾄﾞﾙ形状に構成した
補剛材による接合重量に対する耐力時の全荷重の比から高材料効率性を確認し，実用性を検証する。

表 1 全体形状諸元（X 方向）
X

2. ２曲面構成直交格子ドーム
2.1.ドームの空間構成[deg.]
30

RX [m]

LX [m]

57.3

57.3

本研究では，図 1 に示す 2 曲面構成直交格子ドームを

AOB

HX [m]

l0X [m]

7.68

30.0

表 2 全体形状諸元（Y 方向）Y

対象とする。図 2, 3 に示す通り X 方向のアーチ部材と Y[deg.]
30

方向のアーチ部材は，相互に高さが異なるため交わるこRY [m]

LY [m]

57.3

57.3とがない。間隔を置いて直交するアーチ部材は，ピン接COD

HY [m]

l0Y [m]

7.68

30.0

表 3 X，Y 方向部材の部材特性

合の補剛材で接続されている。なお，比較検討のため従0d0 [mm]t [mm]

Ny [kN]Mp [kN・m]

l0 [m]

来の単層直交格子ドームについても検討を行うが X 方向

60

283

10

2088

188.0

6.00

BR 0

h [m]

BRd0 [mm]図 1，2 に示す通り X 方向（上面）および Y 方向（下01054.100 (3.993～4.241)

面）に配置された複数の円弧アーチは，それぞれの両端

0.50

108

4.200 (4.024～4.270)

1.00

111

アーチと Y 方向アーチの交点は剛接合されている。

表 4 ブレース部材の部材特性

2.2. 形状

でピン支持され，弧長は 60 [m]である。部材長さは，X，

110

BRl 0 [m]BRt [mm]4.300 (4.116～4.358)

5.0

1.50

113

材を連ねたものである。なお，部材の個材座屈をできる

2.00

118

4.600 (4.466～4.688)

だけ精度よく把握するため，1 部材を要素長 X l = Y l =3

2.50

126

4.900 (4.710～4.900)

Y 方向とも，l0 = X l0 = Y l0 =6 [m]の直線部材とし，10 部[m]の 2 要素で表している。

X

ドームの半開角X とY は文献 3)に用いられているモP (i)+・P (i)・P (i)A

デルとし 30 [deg.]と設定した。半開角X と Y，曲率半径RX と RY，平面上のスパン LX と LY，ライズ HX と HY，

P (i)+

・P (i)
Y C

O

アーチの半弧長 l0X と l0Y を図 2 と表 1, 2 に示す。なお，

Y

さの間隔 h は，0 [m]から 0.5[m]毎に 2.5[m]まで変化させ

・P (i)D

上面（X 方向）と下面（Y 方向）に配置したアーチの高て，この間隔の座屈に対する影響を分析する。h=0 は従4.400 (4.264～4.498)

Z

Z

Y

X

X

B

(a) 等分布荷重(P(i)=3,240 [kN])

来の単層直交格子ドームとなっている。

X

X

X 方向と Y 方向に配置したアーチ部材（以降, X 方向部

A：P (i) = 36.0 [kN]：(1+ P (i)/2 = 24.0 [kN]： P (i) = 12.0 [kN]XAA

材，Y 方向部材）および補剛材（以降, ブレース部材）
は，400N 級の鋼材とし，弾性係数 E =205[kN/mm2] ，降

Y C

O

D

C

O

D

C

O

D

伏応力度y =235[N/mm2] とする。部材は，全長にわたり一様な鋼管とし，表 3, 4 に示す通り部材細長比（部材長さ 6 [m]）アーチ部材 0 = 60，ブレース部材 BR0= 110 とした。なお，X 方向アーチは球形に配置され， Y 方向ア

Bーチは推動型であるためブレース部材は位置によって部材長が異なっており，本座屈長さ BRl0 を仮定し，塑性化による影響を起こさないため弾性体とした。
アーチ部材については，部材細長比0，断面二次半径rg，管径（管厚中心距離）d0，断面積 A，断面二次モーメ(c) Y 方向偏載(d) 対角線方向偏載(P(i)=2,160 [kN])(P(i)=2,160 [kN])
図 4 荷重条件
1.0z

論文 R68

N Ny

0.8

y
節点

弾塑性ばね

x
弾性はり

剛域

ント I0 ( =Iy= Iz)，降伏軸力 Ny および全塑性モーメントMp( =Mpy =Mpz)は，次式を用いた。また，ブレース部材にB

B(b) X 方向偏載
(P(i)=2,160 [kN])

0.6
0.4

2

 N 

 
 Ny 

2

0.2

M Mp

0.0
0.0

図 5 両端ばねモデル2

 M y   MZ     1
 M py   M pz 

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

図 6 降伏曲面－ 246 －

=1/3 を用いた X 方向偏載荷重，Y 方向偏載荷重，対角関しても同様に次式にて算出した。
 0  l 0 rg , d 0  2 2  r g , A    d 0  t , I 0  A  r g 2
2

2

I 0  A  rg , N y  A   y , M p  d 0  t   y

線方向偏載荷重を想定する。載荷手順としては，固定荷(1)重 P (i)を載加後，図 4(b) から図 4(d)の偏載荷重を倍していくことで荷重を増加させる。なお，基本荷重の総和
P(i) も同図に示す。

2.3. 荷重条件
膜材が X 方向部材に張られると想定し，載荷条件とし

3. 弾塑性座屈解析法ては近似的であるが，図 4 のように X 方向部材（上面）

数値解析は幾何学的非線形性と材料学的非線形性を考とブレース部材との交点に基本荷重を作用させた。載荷慮した文献 6)と同様であり，荷重の初期段階を荷重増分

点総数は n= 90 個である。なお，h = 0 の単層直交格子ド法，それ以降は変位増分法を用いた。
弾塑性座屈荷重は，ームでは X 方向アーチと Y 方向アーチの交点に載荷は行

荷重-変位曲線の最初の最大値を採用した。解析に用いるっていない。

1 要素を図 5 に示す。部材の両端に部材降伏を表現する

等分布荷重の載荷における 1 節点あたりの基本荷重はばねを設定する。部材降伏後は，ばねの応力は，図 6 で=36[kN]（負担面積 36[m2]，単位示す降伏曲面上を流動すると仮定する。また，はり要素

図 4(a)に示すように P (i)面積当たりの固定重量を 1.0[kN/m2]5)）である。等分布荷は弾性体と仮定し部材両端の剛域長さは 0 とする。

重の載荷では，この基本荷重を荷重係数 倍していくこ

4. 弾塑性座屈性状とで荷重を増加させる。なお，荷重係数1.0 としたと対象構造物の変形，荷重-変位関係，軸力分布，曲げモ

きの荷重は固定荷重 P (i)となる。

ーメント分布，軸力・曲げモーメント相関関係を分析す

偏載荷重は，雪荷重を想定したものであり，偏載度る。

( a ) h = 0[m](maxz = 12.75[mm])( a ) h = 0[m](maxz = 50.65[mm])( b ) h = 1.00[m](maxz = 51.17[mm])( b ) h = 1.00[m](maxz = 17.19[mm])
変形倍率：500●：最大変位点ZX( c ) h = 2.50[m](maxz = 18.41[mm])X( c ) h = 2.50[m](maxz = 51.54[mm])Y

図 7 変形図（等分布荷重,  = 2.579）( a ) h = 0[m](maxz = 19.72[mm])Y

図 8 変形図（X 方向偏載荷重,  = 2.579）( a ) h = 0[m](maxz = 22.94[mm])( b ) h = 1.00[m](maxz = 27.55[mm])Z

変形倍率：500●：最大変位点XY

図 9 変形図（Y 方向偏載荷重,  = 2.579）

論文 R68( b ) h = 1.00[m](maxz = 29.60[mm])

変形倍率：500●：最大変位点Z( c ) h = 2.50[m]X(maxz = 28.34[mm])

変形倍率：250●：最大変位点Z( c ) h = 2.50[m](maxz = 31.78[mm])Y

図 10 変形図（対角線方向偏載荷重,  = 2.579）－ 247 －

4.1. 変形性状と耐力

り緩やかな傾斜となっており鉛直剛性は低下している。

変形および最大変位（荷重係数=2.579）を図 7 から図

これは，2 曲面の距離 h の増加によりブレース部材の傾10 に示す。なお，荷重係数=2.579 は X 方向偏載荷重にきが大きくなり，面内剛性が低下したためだと考えられ

おいて h = 0[m]が初期降伏を起こす荷重係数であり，こる。

れより小さな荷重に対しては，荷重と変形の関係は，若（ 2 ）偏載荷重に対する変形：図 8～10 から理解でき

干の非線形が見られるものの弾性状態である。

るように，偏載度 =1/3 よりも=1.0 の大きな荷重が作

荷重係数－変位関係を図 11～14，最大荷重係数一覧を用する部分で大きな鉛直変位が生じており，2 曲面の距

表 5 に示す。なお，荷重係数－変位関係は固定荷重 P (i)離 h の増加とともに最大鉛直変位 maxz が増大している。

（荷重係数 1.0）の時点で勾配が変化しているが，固定

また，図 12～14 より，いずれの偏載荷重に関しても，鉛荷重 P (i) 載加後，偏載度を用いて載荷しているためで直剛性は等分布荷重の場合と同様に 2 曲面の距離 h の増ある。

加に伴い低下している。

（ 1 ）等分布荷重に対する変形：図 7 から理解できる（ 3 ）耐力：表 5 から理解できるように最大荷重におけように，周辺以外の節点が全体的に沈み込むように変形る荷重係数（以降, 最大荷重係数）は，2 曲面の距離 h =し，ドーム頂部が最大変位点となっており，2 曲面の距0[m]が最も小さく，h ≦ 1.0 の範囲では，h の増大とと離 h の増加と とも に固 定 荷重に 対す る最 大鉛 直変位

もに最大荷重係数は増加している。それ以降は，若干のmaxz が増大している。また，図 11 よりドーム頂部変位

増減はあるがほぼ同程度の最大荷重係数となっている。

から判断される鉛直剛性は，2 曲面の距離 h の増加によ

これは，h=0[m]の単層直交格子ドームから 2 曲面構成直









z

〇: h = 0 [m] (cr =5.491)△: h =1.00 [m] (cr =9.846)□: h =2.50 [m] (cr =9.106)z [mm]

図 11 荷重係数-変位関係（ 等分布荷重 ）








あ









z



h [m]

z [mm]

図 14 荷重係数-変位関係（ 対角線方向偏載荷重 ）X 方向部材O
B

Y 方向部材ODz [mm]

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

等分布荷重

5.491

7.893

9.846

9.398

9.172

9.106

X 方向偏載

2.579

3.212

3.406

3.272

3.226

3.217

Y 方向偏載

4.089

5.365

6.002

6.005

5.987

6.028

対角線偏載

4.112

5.707

6.421

6.551

6.563

6.555

N [kN]C〇: h = 0 [m] (cr =4.089)△: h =1.00 [m] (cr =6.002)□: h =2.50 [m] (cr =6.028)

0

N [kN]

Az

図 13 荷重係数-変位関係
図 12 荷重係数-変位関係（ Y 方向偏載荷重 ）（ X 方向偏載荷重 ）
表 5 最大荷重係数 cr 一覧
荷重条件





z [mm]z〇: h = 0 [m] (cr =4.112)△: h =1.00 [m] (cr =6.421)□: h =2.50 [m] (cr =6.555)









〇: h = 0 [m] (cr =2.579)△: h =1.00 [m] (cr =3.406)□: h =2.50 [m] (cr =3.217)

H

ブレース部材OG

図 15 軸力分布（等分布荷重，凡例 図 16 参照）

A

X 方向部材O
BC

Y 方向部材OD

図 16 曲げﾓｰﾒﾝﾄ分布（等分布荷重）
M [kN・m]
X 方向部材

N [kN]

N [kN]〇: h = 0 [m]△: h =1.00 [m]□: h =2.50 [m]M [kN・m]

Y 方向部材〇 : h = 0 [m]△ : h =1.00 [m]□ : h =2.50 [m]A

X 方向部材O
BC

Y 方向部材O
D

H

ブレース部材O

図 17 軸力分布（X 方向偏載荷重，凡例 図 18 参照）

論文 R68

G

A

O

B

C

O

D

図 18 曲げﾓｰﾒﾝﾄ分布（X 方向偏載荷重）－ 248 －X
N / Ny○:全部材中で初期降伏が生じた段階□:最大荷重係数に至った段階

N / Ny

初期降伏する部材,等分布荷重
Y
初期降伏する部材,X 方向偏載荷重

M / MpM / Mp(a) 初期降伏X(b) 等分布荷重(c) X 方向偏載荷重

図 19 N -M（ h = 2.50[m] ）○:全部材中で初期降伏が生じた段階□:最大荷重係数に至った段階

N / NyN / Ny

初期降伏する部材,等分布荷重
Y
初期降伏する部材, X 方向偏載荷重

M / MpM / Mp(a) 初期降伏X(b) 等分布荷重
図 20 N -M（ h = 1.00[m] ）N / Ny(c) X 方向偏載荷重○:全部材中で初期降伏が生じた段階□:最大荷重係数に至った段階

N / Ny

初期降伏する部材,等分布荷重,X 方向偏載荷重
Y

M / MpM / Mp(a) 初期降伏(b) 等分布荷重(c) X 方向偏載荷重
図 21 N -M（ h = 0[m] ）交格子ドームとなることで曲げ剛性が増加し複層ドーム（ 1 ）等分布荷重に対する性状：対象構造物は，図 15，に挙動が近づいたためだと考えられる。X 方向部材の軸16 に示すように X,Y 方向部材ともに円弧アーチの端部が力分布（図 15,17）の通り h=0[m]から 1.00[m]となること

最大圧縮軸力 500[kN]前後，最大曲げモーメント 20[kN･

で最大軸力が下がり，初期降伏が生じにくくなったこと

m]前後となっており，図 19～21 (a),(b)に示すようにアーで耐力が上昇したと考えられる。また，h=1.00[m]は図

チ部材の初期降伏は境界周辺に位置している。これは，20 の 通 り ア ー チ 端 部 が 降 伏 し 耐 力 に 至 っ て お り ，

鉛直荷重に対して曲面として抵抗しているため，境界周

h=2.50[m]においても図 19 の通り同様な位置が降伏して辺で軸力が最大となり，降伏したと考えられる。また，いる。これは，両ドームともアーチ端部の降伏で耐力が図 15 に示すように補剛ブレースの軸力は 2 曲面の距離 h

決まってしまったため同程度の耐力になったと考えられの低下とともに軸力が増加している。これは，h の低下

る。

により面内剛性が増加し，軸力が増加したためだと考え

X 方向偏載荷重の最大荷重係数が最も小さい結果となられる。

っている。これは，載荷面である X 方向部材(上面)に偏（ 2 ）X 方向偏載荷重に対する性状：図 17, 18 に示すよ

載荷重がかかるため曲面としてではなくアーチとして抵

うに，応力分布形状は 2 曲面の距離 h による影響は少な

抗したためだと考えられる。

く類似であるが，X 方向部材にのみ偏分布の応力状態と4.2. 軸力分布性状，曲げモーメント分布性状，N-M 相関

なっている。これは上面に位置する X 方向部材にのみ荷関係重が載荷されているため偏分布となり，下面に位置する

荷重係数=2.579 における部材応力分布を図 15～18 にY 方向部材は等分布荷重として抵抗したためだと考えら示す。なお，図 1 に示すように図の横軸 AOB は X 方向れる。また，曲げモーメントは，単層直交格子ドームに中央構面，COD は Y 方向中央構面，HOG は斜め方向断比べ二曲面構成直交格子ドームの値が小さくなっている。

面である。また，荷重の増加にあたり初期降伏する部材

これは，2 曲面の距離 h が増加することで曲げ剛性が増に関する軸力－曲げモーメント相関関係を図 19～21 に加したためだと考えられる。

示す。

論文 R68－ 249 －

表6(a)

5. 鋼材重量に対する耐力時の全体荷重の比
鋼材重量を表 6 に，材料効率を表 7 に示す。なお，材

部材名

料効率は（耐力時の全体荷重 cr×P(i) ／鋼材重量）であX 方向部材り，値が大きいほど材料効率が高いことを示す。

Y 方向部材

等分布荷重および Y 方向，対角線方向偏載荷重に関し

ﾌﾞﾚｰｽ部材ては，従来からの単層直交格子ドーム( h = 0[m] )に比べ，



2 曲面構成直交格子ドーム（h ≧ 0.5 [m]） の耐力に関

鋼材重量 h = 0 [m]
断面積 [m2]

重量 [kN]

660

0.009

458

624

0.009

433

全部材長

1,659

表6(b)

方向 偏載 荷重 に関 し ては ，単 層直交格子ドーム( h =X 方向部材0[m] )に比べ，2 曲面直交構成格子ドーム（h ≧ 0.5 [m]）Y 方向部材の耐力に関する材料効率は 20～31%程度となっている。

ﾌﾞﾚｰｽ部材1,671

その座屈性状を分析した。従来の剛接合単層直交格子ドームとは接合方法が異なるので，剛接合単層直交格子ドームとの比較を行い，変形，耐力，耐力時の全体荷重/-

重量 [kN]
458

0.009

434

ﾌﾞﾚｰｽ部材

1,707

0.002

263

-

-

1,155

鋼材重量 h = 1.5 [m]

全部材長

断面積 [m2]

重量 [kN]X 方向部材

660

0.009

458

Y 方向部材

625

0.009

434

1,764

断面積 [m2]

重量 [kN]

660

0.009

458

626

0.009

435

0.002

284

3） 2 曲面の距離 h の増大することで上面である X 方向

X 方向部材

部材と下面である Y 方向部材の距離は増加するため，

Y 方向部材

厚い曲面のようなものとなり，曲げ剛性の増大によりﾌﾞﾚｰｽ部材1,842

干の増減はあるがほぼ同程度の耐力となっている。

全部材長

-

表6(f)
部材名

曲面構成直交格子ドームと剛接合単層直交格子ドーム

X 方向部材を比べた場合， 2 曲面構成直交格子ドームの（耐力時Y 方向部材の全体荷重 / 鋼材重量）の比は高く，材料効率が高い

ﾌﾞﾚｰｽ部材-1,177

鋼材重量 h = 2.5 [m]
断面積 [m2]

重量 [kN]

660

0.009

458

626

0.009

435

全部材長

1,937



1,164

鋼材重量 h = 2.0 [m]

部材名



272

-

め，鉛直荷重に対する初期剛性は低下している。

4） （耐力時の全体荷重 / 鋼材重量）の比について，2

0.002

-

表6(e)

ことが分かった。

断面積 [m2]
0.009

2） 2 曲面の距離 h の増大により面内剛性が低下するた耐力は増加している。しかし，h ≧ 1.0 の範囲では若

1,150

660



かかる場合は，あまり耐荷性能は高くない。

258

625

ﾌﾞﾚｰｽ部材性能が高いが，載荷面である X 方向部材に偏載荷重が

434

0.002

鋼材重量 h = 1.0 [m]表6(d)や高くなる。なお，等分布荷重に対しては，最も耐荷

458

0.009

Y 方向部材

部材名

荷重とも剛接合単層直交格子ドームに比べ，耐力はや

0.009

全部材長



1） 2 曲面構成の直交格子ドームは，等分布荷重，偏載

660
625

X 方向部材

鋼材重量などの特性を明らかにした。
ここで得られた知見を以下に示す。

重量 [kN]-

部材名

雪荷重などの鉛直荷重を想定した弾塑性座屈解析を行い，断面積 [m2]

全部材長

表6(c)

2 曲面構成直交格子ドームに対して固定荷重あるいは

1,147

鋼材重量 h = 0.5 [m]

部材名



256

-

する材料効率は 31～78%程度高くなっている。なお，X

6.まとめ

0.002

-

0.002

-

299

-

1,192

［参考文献］
1） 加藤史郎，山下哲郎，柴田良一：連続体近似法による 2 方向格子

表7シェルの座屈耐力評価，構造工学論文集，Vol.46B，pp167 - 174，h [m]

耐力時の全体荷重cr×P(i) / 鋼材重量
0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

等分布荷重

15.5

22.2

27.6

26.2

25.2

24.8

X 方向偏載

4.9

6.0

6.4

6.1

5.9

5.8

3） 加藤史郎，樋口直也，中澤祥ニ：2 曲面構成直交格子ドームの座屈Y 方向偏載

7.7

10.1

11.2

11.1

11.0

10.9

性状と座屈荷重，膜構造研究論文集 2009，No23，pp.29 – 39, 2010.3

対角線偏載

7.7

10.7

12.0

12.2

12.0

11.9

2000.32） 加藤史郎，樋口直也，エカ サトリア，中澤祥二：2 曲面構成のブ
レース補剛直交格子ドームの弾塑性座屈耐力 – 新構造形式の単層
格 子 ド ー ム の 可 能 性 の 検 討 - ， 構 造 工 学 論 文 集 ， Vol.55B ，pp.499-506，2010.3

荷重条件4） 樋口直也，加藤史郎，中澤祥二：2 曲面構成直交格子ドームの座屈
性状と座屈荷重 – アーチ形状に対する一考察 -，日本建築学会大会学術講演梗概集（関東），pp.659-660
5） 日本建築学会：ラチスシェル屋根構造設計指針, 8.1 節, 2016.11

論文 R686）

加藤史郎，金鍾敏，仁保裕：偏載荷重を受ける単層ラチスドームの座屈応力度と座屈荷重に関する研究，日本建築学会構造系論文
集，第 541 号，pp.121-128，2001.3－ 250 －