広島工業大学紀要研究編
第 ₄₇ 巻（₂₀₁₃）79 – 85

論文

1 層非対称 Z 型ノンコンプレションブレース架構の振動台実験高松隆夫*・玉井宏章**・山西央朗***・小松真吾****（平成₂₄年₁₀月₃₁日受付）

Shaking table tests on single-story anti-symmetric Z-type
non-compression braced frame
Takao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI, Teruaki YAMANISHI and Shingo KOMATSU(Received Oct. 31, 2012)

Abstract
A non-compression brace developed by authors has useful mechanism resisting only tensile axial
force by function of wedge-device. Z-type non-compression braced plane frames show one-directional
horizontal deformation characteristics. Anti-symmetric Z-type non-compression braced space framesconsisting of the non-compression-braces arranged in a same rotational direction possess high-level
seismic capability and high degree of freedom of brace arrangement in seismic design. This paper
shows fundamental characteristics of the anti-symmetric Z-type braced frame by use of the shaking
table tests and numerical analyses.
Key Words: Non-compression brace, Z-type braced frame, Shaking table tests, Numerical analyses
者らが提案している楔デバイス₄︶ を引張ブレースに適用し₁ ．はじめにたものであり，圧縮力が作用せず，引張力にのみ抵抗する

地震時に大きく損傷させることにより地震エネルギーを鋼材ブレースのことをいう。このノンコンプレションブ

積極的に吸収し，構造物に減衰性能を付加することのできレースを平面架構に X 型配置すれば（X 型ノンコンプレショ

₁︶る鋼材ブレースとして，座屈拘束ブレース が挙げられンブレース架構），完全弾塑性型の復元力特性を示すことがる。座屈拘束ブレースは，芯材を座屈拘束材により拘束し既往の実験的研究により明らかにされている ₅︶。また，平たもので，圧縮力作用時に座屈拘束材が芯材の座屈を拘束面架構に Z 型配置すれば（Z 型ノンコンプレションブレーすることで耐力低下を生じることなく安定した挙動を示すス架構），楔デバイスの機能によって，平面架構の層間変形ため，繰返し載荷時に完全弾塑性型の復元力特性が得られ角が一方向へと漸増していく特性を示すことが既往の実験る。しかしながら，接合部も含めて大きな圧縮力が作用す的ならびに解析的研究によって明らかにされている₆︶。

ることにより，例えば，ガセットプレートの構面外座屈₂︶，₃︶

Z 型ノンコンプレションブレースを用いた構造システム

座屈拘束材の幅厚比が大きい場合における局部座屈 等のとして，図 ₁ に示すように，立体架構に非対称配置する非問題が生じ，座屈拘束ブレースが有効に機能できないこと

対称 Z 型ノンコンプレションブレース架構を提案し， ₁ 層
₁ スパン立体架構で種々のノンコンプレションブレース配が他の研究者らによって指摘されている。
一方，著者らはノンコンプレションブレースを開発し，置とブレース降伏軸力₅₀％の初期張力を変数とした地震応研究を行っている。ノンコンプレションブレースとは，著

答解析を行った₇︶。文献 ₇ ）の解析結果によると，①同一回* 広島工業大学工学部建築工学科** 長崎大学工学部工学科*** 東京工業大学都市地震工学センター**** 広島大学大学院工学研究科建築学専攻
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高松隆夫・玉井宏章・山西央朗・小松真吾

転方向配置とした場合，Z 型の特性によって漸増捩り変形₂ ）ブレースが塑性伸びして遊びを生じても，楔が貫入を生じる②逆回転方向配置とした場合および初期張力を導することで緩まない。

入した場合，漸増捩り変形を生じない③非対称 Z 型は完全続いて，ノンコンプレションブレースを種々の配置とし弾塑性型の復元力特性を示す，という知見が得られており，た場合について説明する。X 型の場合，弾塑性載荷を受け捩り変形を止めた場合においては，非対称 Z 型と X 型の性て引張側ブレースが塑性伸びすると，圧縮側ブレース端部能は等しくなる。したがって，非対称 Z 型として捩り変形

では張力が ₀ となって楔が貫入していき（一般にブレースを止めることで，構造物の耐震性能を向上させるとともに構造における弾性範囲の層間変形は小さいため，X 型にお設計の自由度が高くなる，ノンコンプレションブレースのける弾性範囲で楔はほとんど貫入しない），除荷されると圧新しい可能性を活かした耐震設計法の確立に期待できる。

縮側ブレースが引張方向変形を生じて直ぐに引張抵抗を開本論では，非対称 Z 型の基本的性能を明らかにするた始するため，繰返し載荷時には常に両ブレースの初期剛性め， ₁ 層 ₁ スパンの模型試験体でブレース配置とブレースを持った完全弾塑性型の復元力特性を示す。Z 型の場合，初期張力を変数とした振動台実験を行い，更に，振動台実ブレース圧縮方向においては剛性が架構のみであるため，験結果を数値解析で追跡することにより，実験結果と解析弾性範囲においても楔が貫入していき，更に，楔が貫入す結果の対応を評価する。

ることで架構が変形した状態が保持され，繰返し載荷時に架構の層間変形角がブレース圧縮方向に漸増していく特性

₂ ．ノンコンプレションブレース
₂.₁を示す。

ノンコンプレションブレースの基本性能と種々のノン立体架構に Z 型を非対称配置した非対称 Z 型は，これらコンプレションブレース架構

X 型と Z 型の考えを組合せたもので，Z 型の特性によってノンコンプレションブレースの基本的な性能を説明すそれぞれの平面架構がブレース圧縮方向に変形漸増し，漸る。ノンコンプレションブレース端部の楔デバイスは，図増捩り変形を生じるが，繰返し載荷に対しては X 型と同じ₂ （a）に示すように楔，楔受け，バネ，楔台により構成さく平面架構ごとに引張側，圧縮側となって常に両ブレースれている。楔デバイス側ではブレースと架構とが直接接合が抵抗するため，剛性の偏在による捩り振動を生じることされていないため，（b）ブレース張力が ₀ の時点から圧縮はなく，完全弾塑性型の復元力特性を示す。また，非対称

方向変形を生じると，楔と楔受けが離間してブレースは圧Z 型の一方向を見たとき，それと直交する方向のブレース縮力から逃れることができる。（c）離間した隙間には楔がを同一回転方向，または，逆回転方向とすることで漸増捩

バネの復元力によって逐次貫入するため，接合部に遊びをり変形量が変化する。

生じさせず，更に，引張方向変形を生じると直ぐに抵抗を₂.₂開始できるという機構を有している。ノンコンプレション

初期張力導入の効果

X 型ノンコンプレションブレース架構の性能をより効果

ブレースの性能を以下に示す。

的に発揮させるためには，初期状態においてブレース降伏

₁ ）ブレースには引張力のみが作用し，圧縮力が作用し耐力の₅₀％の張力を導入する必要がある（図 ₃ ）。ブレースないため，座屈は問題とならない。

楔受け楔

バネ
楔台
初期状態

（a）
図₁

張力が 0 になると端部が離間楔が貫入することで直ぐに引張抵抗

（b）

（c）

図 2₂ 楔デバイスの機能
楔デバイスの機能
図非対称 Z 型L



PQy

b

0.5bQy

RRQyb

塑性伸びL

R

R

端部が離間して-bQy

L-bQy

L

楔が貫入

Qy：ブレース降伏水平力b

図₃

図 3 初期張力導入の効果

初期張力導入の効果

Qx

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 Q  QbYicx（1）

1 層非対称 Z 型ノンコンプレションブレース架構の振動台実験の復元力特性を完全弾塑性モデルと仮定すれば，₅₀％の初発生させることで，接触面には楔デバイスの機能に必要な期張力をブレースに導入することによって，どちらかのブ静止摩擦係数が確保されている。

レースが降伏するまで初期張力は ₀ とならないため，弾性実験変数は，表 ₃ に示すようにブレース配置ならびに初範囲では楔が貫入することはなく，初めから両ブレースの期張力（ブレース降伏軸力の₅₀％）の有無とし，計 ₄ 種類初期剛性が得られる。非対称 Z 型において初期張力を導入用意した。

すると，弾性範囲で楔は貫入せず，漸増捩り変形しない。

₃ ．振動台実験の概要
₃.₁

試験体

試験体を図 ₄ に示す。試験体は，角形鋼管柱の上端に H形鋼梁を，下端にベースプレートをすみ肉溶接接合して製作した x，y 方向スパン ₁,₀₀₀ mm，階高 ₉₂₀ mm の整形な

図₆

塑性化部位

表₁

素材特性

立体架構であり，試験体上部の桁に錘を積載して質量₁,₆₀₀ kg としている。試験体には，図 ₅ に示すブレースを張力による偏心曲げが試験体に作用しないよう，各平面架構に ₂ 本ずつ計 ₈ 本，同一回転方向配置および逆回転方向鋼配置する。本実験においては，載荷装置の加振性能が限らた。平面架構当たりのブレース降伏水平力はブレース引張

降伏応力度 引張強さ
伸び降伏比（N/mm₂）（N/mm₂）
（％）

梁フランジ

SS₄₀₀₃₂₇₄₃₆₀.₇₅

₄₀

梁ウェブ

SS₄₀₀

₃₃₁₄₄₃₀.₇₅₃₄

ガセットプレート

SS₄₀₀₂₉₆₄₀₉₀.₇₂

₃₉

柱STKR₄₀₀₃₇₈₄₅₄₀.₈₃

₁₉れているため，ブレースの軸部中央に図 ₆ に示す塑性化部位を取り付けて耐力および剛性を調整する方法を採用し種試験結果より ₄.₃₃ kN（₀.₂％オフセット），水平剛性はブ
レース架構の予備実験より ₃.₅₁ kN/mm である。素材特性ならびに諸元は表 ₁ ， ₂ に示してある。なお，表 ₂ 中の剛表₂性は SWEEP 実験から，減衰定数は自由振動実験より対数

試験体の諸元剛性
固有周期（kN/mm）（s）

減衰を用いて算出した値である。
ブレース接合部には，図 ₇ に示す楔と楔受けからなる楔デバイスを設けており，引張バネと圧縮バネの復元力により楔を進行方向へ貫入させる。楔と楔受けの表面に赤錆を

減衰定数

主架構

₁.₇₉₀.₁₈₇

₅.₃₅₀.₀₁

ブレース架構₈.₈₀₀.₀₈₅

₁₁.₄₀.₀₃

図₄試験体

図₅ブレース─ 81 ─

固有振動数（Hz）

高松隆夫・玉井宏章・山西央朗・小松真吾

₃.₃

計測計画

計測計画を図 ₉ に示す。加速度計により，振動台上部の地動加速度 α g および錘上部における重心位置での x 方向の絶対加速度 α x を，ベースプレートにすみ肉溶接接合した変位計測用柱の上部に取り付けた変位計によりベースプレート位置からの Y₁，Y₂通り平面架構の相対変形 δ Y₁，δ Y₂を，柱の x 方向，上部および下部に貼り付けたひずみゲージに（a）楔

実験変数
S-₀S-₅₀
R-₀R-₅₀より各柱のせん断力の総和 Σc Q x を，Y 通り平面架構のブ（b）楔受け

図₇

楔と楔受け

表₃

実験変数

ブレース配置同一回転方向逆回転方向

レースに貼り付けたひずみゲージにより各平面架構当たりのブレース負担せん断力 b QY₁， b QY₂をそれぞれ計測する。
x 方向の層せん断力 Qx，層間変位 δ x ならびに回転角 θ は，それぞれ以下の各式を用いて算出する。

初期張力

Qx = ∑ bQYi + ∑ cQx

₀％δ Y1 + δ Y 22
δ Y1 − δ Y 2
θ=l₅₀％

δx =

₀％₅₀％

（₁）
（₂）
（₃）

ここに，l：試験体のスパン
なお，変位計測用柱は試験体に比べて固有周期が短くなるように設計してあり，計測に影響のないことを確認している。

₄ ．数値解析の概要
解析モデルを図₁₀に示す。解析モデルは， ₁ 層 ₁ スパン
図₈₃.₂の立体架構であり，x，y 方向スパンを ₁,₀₀₀ mm，柱にす

水平垂直同時 ₂ 軸振動試験機

み肉溶接接合されたガセットプレートの影響により，柱長実験方法さが柱の可撓部の長さと一致しないため，主架構のみの実

本実験では，載荷装置に図 ₈ に示す水平垂直同時 ₂ 軸振験により求めた剛性から逆算し，階高を ₇₄₀ mm としてい動試験機を使用しており，ベースプレートを振動台に緊結る。解析モデルの質量は ₁,₆₀₀ kg，柱は□-₄₀x₄₀x₂.₃，梁することにより試験体を設置した。振動台実験の載荷プロは H-₁₀₀x₁₀₀x₆x₈である。

グラムは，全ての実験変数において振動数 ₅ Hz の正弦波

Z 型ノンコンプレションブレースは，解析モデルの節点を試験体の x 方向に入力する正弦波加振実験であり，振動間に軸バネを配置することで評価する。塑性化部位の引張台の変位振幅を徐々に増加させることにより入力加速度を試験より，その P-δ 関係は図₁₁に示すものとなったが（引調整し，載荷終了を塑性化部位が破断するまでとした。

張試験用の冶具を用いたため，剛性は一致しない）
，数値解

図₉

計測計画

─ 82 ─

1 層非対称 Z 型ノンコンプレションブレース架構の振動台実験

図₁₂ α x -Time
図₁₀

図₁₁

解析モデル

図₁₃ δ x -TimeP-δ 関係析では簡単のために復元力特性を完全弾塑性モデルと仮定の耐力としているため，実験結果と比較して，降伏以降でし，降伏水平力を ₅.₃₉ kN，水平剛性を ₃.₅₁ kN/mm としはブレース耐力が上昇しておらず応答値も小さいが，それた。

以前では精度良く対応している。

数値解析の諸条件を以下に示す。

δ x の時刻歴を図₁₃に示す。S-₀ の場合，捩り変形を生じ₁ ）数値解析には，任意形状立体フレームの弾塑性解析プログラム「SNAP」を用いる。

たが，これは Z 型ノンコンプレションブレースの特性によって生じたものであり，各平面架構の変形量の絶対値が₂ ）数値積分には，Newmark の β 法（β ＝₀.₂₅）を用い等しく，S-₅₀と比較しても捩り変形の影響を受けていない。
また，解析結果とも精度良く対応している。したがって，る。
₃ ）数値解析の時間刻みは，₀.₀₀₂ s とする。

ブレース配置を非対称 Z 型とすれば剛心と重心が一致する

₄ ）入力波には，振動台実験で計測した α g を用いる。

ため，平面架構の変形漸増によって捩り変形が徐々に大き₅ ）解析モデルの減衰定数は， ₁ 次固有周期に対してくなっていくのみであり，地震時の応答に支配的な影響を与える捩り振動を生じていないことが分かる。

₀.₀₃の初期剛性比例型とする。

○捩り性状について

₅ ．振動台実験および数値解析結果

θ の時刻歴を図₁₄に示す。捩り変形量は，S-₅₀ ならびに振動台実験および数値解析結果を以下に示す。なお，振R-₅₀，R-₀，S-₀ の順に大きくなっており，特に初期張力を動台実験結果は塑性化部位が破断する直前までの結果であ導入していない S-₀ および R-₀ は漸増捩り変形を生じている。

る。S-₀ よりも R-₀ の捩り変形量が小さいのは，直交方向の○応答性状についてブレースが捩りに対して抵抗するためであるが，本実験の応答性状は，S-type，R-type どちらも同様の結果となったため，ここでは S-type の結果のみを示す。

ように一方向載荷の場合には直交方向のブレース張力による抵抗が小さいため，S-₀ の半分程度の捩り変形を生じてα x の時刻歴を図₁₂に示す。S-₀ の場合，後述のように ₄いる。また，S-₅₀ および R-₅₀ は初期張力の効果により，直つの実験変数の中で最も大きな捩り変形を生じたが，捩り交方向のブレース配置に関係なくほとんど捩り変形を生じ変形をほとんど生じていない S-₅₀ の実験結果と比較して，ていない。解析結果はこれらの実験結果とも良好に対応しその応答値はほぼ等しい。解析結果においては，ブレースているが，ブレースが降伏してからは一定値となっていの復元力特性を完全弾塑性モデルとして降伏水平力を最大る。これは，ブレースの復元力特性に完全弾塑性型を仮定

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高松隆夫・玉井宏章・山西央朗・小松真吾

しているため，引張側ブレース平面架構でブレースが塑性生じているが，S-₅₀ および R-₅₀ はブレースが降伏するまで伸びしたことによる変形と圧縮側ブレース平面架構でブは楔が貫入しないため，変形漸増特性を示しておらず，捩

レース端部が離間したことによる変形とが等しくなるためり変形を生じていない。また，解析においても初期張力のである。捩り変形の大きさについてだが，最も大きな値と有無によって同様の結果が得られている。

なった S-₀ は ₁/₃₀₀ rad 程度である。この値は，本実験にQ x - δ x 関係を図₁₆に示す。いずれの実験変数においてもおける重心位置の最大層間変形角 ₁/₃₇₀ rad と比較して大Bi-Linear 型に近似できる復元力特性を示しており，ブレーきく，二方向載荷の場合には両方向ともにブレース配置がスを完全弾塑性モデルと仮定した解析結果とも比較的良い

同一回転方向のため，更に大きな捩り変形を生じ，ブレー精度で対応している。したがって，今まで示してきた結果ス降伏以前に構造物外周部の柱または梁が塑性化する可能よりブレース配置を非対称 Z 型として捩り変形を止めた場性がある。したがって，捩り変形は原則として止めるもの合，その性能は X 型とほぼ等しくなる。

として考える。

₆ ．まとめ○復元力特性履歴について
b QY - δ Y 関係を図₁₅に示す。実験結果において，S-₀ およ

非対称 Z 型ノンコンプレションブレース架構の振動台実

び R-₀ は Y₁，Y₂ 通り平面架構ともに変形漸増特性を示し験を行い，更に，実験結果を数値解析により追跡した。得ており，それによって図₁₄に示したように漸増捩り変形をられた知見は以下のように要約できる。
₁ ）S-₀ と S-₅₀ の応答性状を比較した結果，絶対加速度応答ならびに変位応答は捩り変形の影響を受けておらず，非対称 Z 型配置した場合にも通常の構造物と同様に外力を仮定できる。
₂ ）実験変数 S-₀，R-₀ は漸増捩り変形を生じ，S-₅₀，R-₅₀は初期張力の効果によって捩り変形を生じない。また，初期張力を導入しない場合においても，捩り変形量は直交方向のブレース配置により制御することが可能である。

図₁₄₃ ）非対称 Z 型の復元力特性は Bi-Linear 型に近似できる

θ - Time

図₁₅bQY-δ Y

図₁₆Qx-δ x

─ 84 ─

1 層非対称 Z 型ノンコンプレションブレース架構の振動台実験

第₆₃₄号，pp. ₂₂₃₁ – ₂₂₃₈, ₂₀₀₈.₁₂．

ため，性能を簡単に評価できる。
₄ ）非対称 Z 型ノンコンプレションブレース架構は，数を有する露出柱脚に関する研究：その₁ デバイスにつ値解析により十分な検討が可能である。

謝いて，日本建築学会中国支部研究報告集

辞高松隆夫教授）のプロジェクトの一環とし₅ ）玉井宏章，高松隆夫，松尾彰：ノンコンプレションブレースの耐震性能向上について，日本建築学会構造系論文集て実施されました。ここに記して感謝の意を表します。

文第₂₅巻，pp.

₂₂₉ – ₂₃₂, ₂₀₀₂.₃．

本研究は，広島工業大学「高性能構造システム開発センター」（代表者₄ ）中村慎太郎，高松隆夫，小持明宏：改良型復元力特性

第₅₉₅号，pp. ₁₃₁ – ₁₃₈, ₂₀₀₅.₉．

₆ ）澤田樹一郎，高松隆夫，玉井宏章，松尾献

彰，山西央朗，三好行則，荊尾友裕：振動台実験と時刻歴応答

₁ ）井上一朗：建築鋼構造の理論と設計，₂₀₀₃．

解析による Z 型 NC ブレース付き鋼構造骨組の一方向₂ ）天畠秀秋，聲高裕治，井上一朗：接合部を含む座屈拘

変形漸増性能と累積エネルギー吸収量評価，日本建築

束ブレースの構面外座屈荷重，日本建築学会構造系論

学会構造系論文集 第₆₅₆号，pp. ₁₈₈₃ – ₁₈₉₀, ₂₀₁₀.₁₀．

文集₃ ）竹 内₇ ）小松真吾，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗：ノンコン

第₅₈₁号，pp. ₁₂₇ – ₁₃₄, ₂₀₀₄.₇．
徹，松 井 良 太，ジ ェ ロ ム・ハ ジ ャ ー，西 本晃治，イアン・アイケン：座屈拘束ブレースにおける芯材局部座屈の拘束条件，日本建築学会構造系論文集

─ 85 ─

プレションブレース架構の振動性状に関する研究，日本建築学会中国支部研究報告集

第₃₅巻，₂₀₁₂.₃．