広島工業大学紀要研究編
第 45 巻（2011）pp.157-164

論文

鉄骨加工に適用する方杖型式扇形ダンパーに関する研究（その２玉井扇形ダンパー付ト字形架構の載荷実験）

宏章 *・村田学 **・高松隆夫 *・角屋治克 **（平成22年10月29日受付）

On Hystebetic dampers for steel buildings with bent steel plates(Part2 Loading tests on T shaped frame with dampers)
Hiroyuki TAMAI, Manabu MURATA, Takao TAKAMATSU and Haruyoshi KADOYA(Received Oct. 29, 2010)

Abstract
In this paper, the static characteristics of the T shaped frame with bended steel damper were
investigated by cyclic loading test. The test parameters were the methods of connections andthe number of dampers. Also, one stovy-one bay frame with the damper is veryfied. to haveenough safety for seven earthguake by use of calculation of vespouse and limit Capacity. The
test result showed that the compressive strength. The plastic deformation capacity of thedamper is enough for seven earthguake ground motion.
Key Words: Steel damper, Vibration-controlled structures, Hysterestic properties, Beam-tocolumn connectionより制振部材の変形が層間変形より小さくなる。その他と

１．はじめにしては，主架構の全体変形を利用したものや層間変形を増

近年の制振構造の実用化に伴い，鋼材系，粘（弾）性系，幅する機構を有するものがある。これらのダンパーを有効摩擦系などのダンパーが開発されている。これらのダンに動作させるためには，架構と大変形時においてもしっかパーの中では鋼材系のダンパーが比較的コストが抑えられり接合しておく必要がある。
ダンパーの取り付け方法については，間柱型，壁型，ブるため広く普及しつつある。従来の鋼材系ダンパーは，エネルギー吸収を軸降伏により塑性化に期待するせん断パネ

レース型などの取付方法が提案されている。
一般的にこれらの取付方法は開口部が塞がれるという建ル型のものが一般的である。
制振構造に使用する制振部材の種類は，実用に供されて築計画上の問題点がある。
そこで筆者らは鋼板を折り曲げ成形した鋼材系履歴ダンいる制振部材の構造形式は，直接接合型，間接接合型，そパー（以下，扇形ダンパー）を，ピン接合された主架構のの他の３種に分類される（図１参照）。
直接接合型とは，層の上および下の主架構の制振部材を仕口部に取り付けることで開口部を確保でき，仕口部をピ直結するものであり，層間変形を制振部材にほぼそのままン接合とすることで変形性能を高め，ダンパー部分でエネに伝達できる。間接接合とは，層間変形を梁や束などの曲ルギーを吸収するシステムを提案した。

げ変形などを介して伝達するものであり，梁や束の変形に＊＊＊

広島工業大学工学部建築工学科＊＊＊

岡部株式会社技術開発部― 157 ―

前報では扇形ダンパー単体の載荷試験を行ってその履歴玉井宏章・村田学・高松隆夫・角屋治克特性を示した。

セットプレートを高力ボルトにより接合している。柱梁接本実験ではト字型の架構の隅角部に扇形ダンパーを設置合部の高力ボルトが２本の試験体を R シリーズ，１本のした試験体を製作し載荷実験を行うことで，柱梁接合部と試験体を P シリーズとし，それぞれ扇形ダンパーをつけダンパーとの応力伝達機構や履歴エネルギー吸収機構が良た試験体（N タイプ）と扇形ダンパーをつけない試験体（A好に動作するかを検証する。

２．実験概要2.1

試験体

提案する扇形ダンパーの取付状況を図２に，詳細を図２に示す。このダンパーは厚さ６mm の鋼板を冷間加工により成形した折り曲げ部分を持ち，半径 540mm の扇形状をした金物を接合添板を介して柱梁隅角部にボルト接合する形式となっている。折り曲げ部は均等に４ヵ所に曲げ折れ（a）筋違型（直接接合型）（b）間柱型（間接接合型）（c）増幅機構型
（その他）

（d）扇形
（間接接合型）線加工しており，面外に約 130mm の全振幅を与えている。
表１に扇形ダンパーに用いた鋼材の素材試験結果を示す。
架構試験体を図２（a）〜（d）に示す。全ての試験体において柱梁接合部は梁ウェブと柱フランジに取り付けたガ
表１

ダンパー鋼板（SN400B）の素材特性

図１（a）R-N 試験体（b）R-A 試験体（c）P-N 試験体
図２

図３

扇形ダンパー詳細図４

制振部材の種類（d）P-A 試験体

架構試験体

載荷装置の概要― 158 ―

図５

変位計測冶具鉄骨加工に適用する方杖型式扇形ダンパーに関する研究

これらの計測諸量から図７（b）に示すせん断力 Q と層タイプ）の２タイプ，計４体の試験体を計画した。

間変形角 R を次式で求めた。
2.2加力装置と計測方法………………………………………………（1）

図４に載荷装置を示す。反力フレームにピンを介してト字型の架構試験体の柱を設置し，油圧ジャッキで梁先端に…………………………………………………（2）水平方向強制変位 δ を与える。尚，加力点付近には，梁の横振れを防止するためにボールベアリングを用いた横振れ

ここに L は梁の長さ，H は梁の長さである。

防止プレートを設置した。

また，図６に示す回転角を次式で求めた。

図５に変位計測治具を示す。荷重の計測は油圧ジャッキ……………………………………（3, a）

先端に取り付けたロードセルから水平荷重 P を，変位の計測は梁先端の水平方向変位 δ を，扇形ダンパーと梁との……………………………………（3, b）

接合部回転角 θdb，扇形ダンパーと柱との接合部回転角 θdc
及び柱と梁との接合部回転角 θcb を求めるために，各接合……………………………………（3, c）

部スチフナ位置のスチフナ方向変位 δdb1，δdb2，δdc1，δdc2，

δcb1，δcb2 を計測した。これらの変位計測に用いた変位計は，ldd=690mm，lcb=160mm，ldc=240mm

柱両端のリファレンスバーに設置した図６の支持治具によって支持されている。従って不動点は柱両端となってい2.3加力プログラムる。また，柱梁接合部の相対回転角 θc1 及び扇形ダンパー載荷プログラムを図８に示す。載荷は層間変位角 R にの相対回転角 θd を求めるために相対変位 δc1，δc2 及び δdd を，より制御した。載荷プログラムは弾性試験（実験 E），漸扇形ダンパー中央の構面外変位 δd0 を計測した。歪計測は増振幅繰返載荷試験（実験Ⅰ）及び定振幅繰返載荷試験（実図６に示す位置について計測し，扇形ダンパーの折り曲げ験 S）の３種類とした。
実験 E は層間変位角 R の振幅を 1/1000 として２サイク部の歪と柱梁の各部の歪の値から曲げモーメント，せん断力を計測した。

ル繰り返す載荷を，実験Ⅰは R の振幅を 1/400，1/200，（a）回転角
図６（a）弾性試験

歪ゲージ貼付位置

図７（b）漸増振幅繰返試験
図８

載荷プログラム― 159 ―（b）層せん断力，層間変形角
歪ゲージ張付位置（c）定振幅繰返試験

玉井宏章・村田学・高松隆夫・角屋治克（a）P-N-E（b）R-N-E
図９（a）R-N-I

弾性実験（実験 E）の結果（b）P-A-I
図 10（c）R-A-I

層せん断力 - 層間変形角関係（実験 I）（a）P-A-I（b）R-A-I
図 11

曲げモーメント分布（R-A-I 試験体，R=0.01rad）― 160 ―

鉄骨加工に適用する方杖型式扇形ダンパーに関する研究（b）累積塑性層間変形角（a）層せん断力 - 層間変形角関係
図 12

定振幅試験（実験 S，試験体 R-A-S）の結果（a）P-A-I（b）R-A-I（c）P-A-I（d）R-A-I

図 13 両端にダンパーを取り付けた層せん断力 - 層間変形角関係（a）引張時写真１（b）圧縮時扇ダンパーの変形状況（実験 I，R=±0.04rad，試験体 PA-I）― 161 ―

写真２

定振幅試験における破壊状況玉井宏章・村田学・高松隆夫・角屋治克

1/100，1/50，1/33，1/25，1/20 とし各振幅で２サイクル3.2扇形ダンパーの復元力特性

繰り返す載荷を，実験 S は R の振幅を 1/25 の定振幅とし，図 10 から扇形ダンパーを取り付けている試験体は安定ダンパーに亀裂が生じるまで繰返し載荷を行う。ダンパーした履歴曲線を描くこと，また，扇形ダンパーを取り付けのない P-N 及び R-N 試験体は実験Ⅰと E を，ダンパー付た試験体は引張側と圧縮側では引張側の耐力が大きく，非きの P-A 及び R-A 試験体は実験Ⅰを，R-A 試験体につい対称の紡錘形の復元力特性を示す。
写真１からこの非対称紡錘形の復元力は，扇形ダンパーては実験Ⅰの後に実験 S を載荷した。

が変形によって伸び，鋼板面内の引張抵抗の増大により耐３．実験結果とその考察力が上昇するためと考えられる。また，用いた扇形ダンパー

実験 E の結果を図９に，実験 I の結果を図 10，11 及びの弾性限層間変形角は 1/200 程度であることがわかる。

写真１に，実験 S の結果を図 12，写真２にそれぞれ示す。
図９，10，12（a）には層せん断力 Q- 層間変形角 R の関係

3.3

エネルギー吸収性能と破壊性状を示す。特に図 10 には右縦軸に圧縮時の扇形ダンパーの

図 12 より R=1/25 と大きな層間変形角の振幅で 23 サイ耐力で無次元化した層せん断力 Q/Qy を併せて示す。図 12

クルまで安定した非対称防錘型の復元力特性を有するこ（b）には扇ダンパー付き架構の累積塑性せん断変形角を正と，累積塑性層せん断変形角側に分けて，これらと Q との関係を示す。

十分なエネルギー吸収能力を有すること，クラックは中央

図中の×は扇形鋼板中央山部に亀裂が生じた時点を示し

山部の慨嘆から中心に向けて進展することから，この折りている。写真２にはその試験体の破壊状況を示す。

曲げ加工に工夫を要することがわかる。

，負側は 1.5 rad に達し，本ダンパーは折り曲げ加工のみで溶接を伴わないので定図 13 には１層１スパン架構の左右隅角部に扇形ダンパーを取り付けた時の層せん断力 - 層間変形角の関係を，，サイクル疲労寿命を確保しやすいと考えられる。

実験 I の結果（P-A-I，P-A-L）から作成したものを，層間変形角が 1/100rad 以内のものを（a），（b）に 5/100rad ま3.4

曲げモーメント分布でのものを（c），（d）に分けて示す。

図 11 より高力ボルト１本で接合した場合は，扇形ダンいかに各項目に分けて考察を示す。

パーを取り付けた場合も接合位置で曲げモーメントは０を維持する。高力ボルト２本では，接合位置での曲げモーメ3.1ントは０とはならないもののその値は小さい。

柱梁の接合状況

図９，11 より柱と梁を高力ボルト１本で接合した場合は Q が非常に小さくピン接合とみなすことができ，高力3.5

図 11 より１層１スパンの左右架構の隅角部に扇形ダンボルト２本で接合した場合は小振幅では 2.8kN 程度の耐力パーを設置すれば，復元力特性は左右対称となる。また層を有する半鋼接合となることがわかる。
表２

図 14必要諸元

損傷限界検証図

弾性限層間変形角と塑性率

表３

損傷限界時応答表４

安全限界時応答（a）等価線形系の応答値
図 15― 162 ―（b）真の応答値
安全限界検証図

鉄骨加工に適用する方杖型式扇形ダンパーに関する研究

間変形角が 1/100rad の時に塑性率は３程度となっている

２）非対称紡錘型の復元力特性を持つ。

ことがわかる。

３）層間変形角が 1/100 時に塑性率が３程度となる。
４）限界累積塑性層せん断変形角は 1.5rad 程度あり十分４．限界耐力計算法によるダンパーの有効性の検付なエネルギー吸収性能を持つ。

図 13 の１層１スパン架構の P-A-I 試験体の結果を用い

５）完用的な設置枚数の扇ダンパーによって中小地震に対て，扇形ダンパーの効果を検述する。想定架構の諸元を表しては使用性を，大地震に対しては安全性を担保する2設計が可能である。

２に示す。１構面（柱２本）での負担床面積を 36m ，単2位床面積重量を 900kg/m とした。階高は 3500mm とした。

扇形鋼板ダンパーは柱梁隅角部左右に設置されることかこの１構面に扇形ダンパーを 12 組取り付ける（n=12）とら２つ合わせた層せん断力―層間変形角関係は完全な Bi-する。限界耐力計算に用いる加速度表示した荷重 α と代linear 型となるので非対称紡錘型であるための設計上の複表変位 δ との関係は次式で算定できる。

雑さは全くない。

………………………………………………（4）またエネルギー吸収性能が良いことから，より低靱性と思われる高強度鋼を用いて耐力が設計上得られ易い金物も製作しうると考えられる。

ここにδ：層間変位
Ｒ：層間変形角

参考文献

ｈ：階高……………………………………………（5, a）

１）藤森盛久，和田章，佐伯栄一郎，渡辺厚，人見泰義：
鋼管コンクリートにより座屈を拘束したアンボンドブ
レ ー ス に 関 す る 研 究， 構 造 工 学 論 文 集，vol.34B，………………………………………………（5, b）

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ここに，Ｑ：層せん断力２）玉井宏章，竹中啓之，中野孝司，小島修，近藤一夫，

ｆ：１組の荷重

花井正美 : 低降伏応力度鋼板を用いた K 型ブレース制

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振装置に関する研究（その１，２），日本建築学会大会

α ：水平加速度

学術講演便概集（東北），pp.1447-1450，1991．9．
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設計用地震動は，地域は広島（地域係数 Z=0.9）の第一ンド平鋼ブレース内臓コンクリート壁の座屈補鋼設

種地盤に建設するとして算定する。上式と仮定した設計用計，日本建築学会構造系論文報告書，第 432 号，pp.41-

地震動から限界耐力計算法を用いて，損傷限界と安全限界

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４）竹中啓之，國末晃寛，中野孝司，玉井宏章，近藤一夫，について本ダンパー付架構の検証を行った。

花井正美：低降伏応力度鋼板を用いた K 型ブレース

検証結果を損傷限界について図 14，表３に，安全限界制振装置に関する研究（その３制振装置付架構模型実について図 15，表４に示す。

験の概要），日本建築学会大会学術講演便概集（北陸），

図 14，15 は，設計用加速度応答―変位応答スペクトル

pp.1337-1338，1992．8．に本架構の荷重―変位関係を示したものである。
表 3.4 には，本架構の真の加速度応答 SA，変位応答 SD，

５）三山剛史，田中清，平澤光春 : 極低降伏点鋼を用いた

塑性率 μ，等価減衰定数 he と等価周期 T を示す。

制振構造に関する研究（その１，２），日本建築学会大これらの結果から，一構面 12 組の扇ダンパーを設置す会学術講演便概集（関東），pp.593-596，1993．9．

ることにより，応答は損傷限界点，安全限界点を越えるこ

６）麻生直木，相澤覚，池田崇，金子洋文他４名 : 波型鋼とはなく，中小地震に対しては使用性を，極大地震に対し板耐震壁の力学性状に関する研究その（１，２），日本ては安全性を十分に担保しうることがわかる。

建築学会大会学術講演便概集，C- １分冊，pp.11231126，2006．9．

５．まとめ７）玉井宏章，高松隆夫，村田学，角屋治克 : 折り曲げ成
形鋼板を用いた履歴ダンパーの開発，鋼構造年次論文

本研究では扇形鋼板ダンパーを取り付けたト字型試験体

報告集第 17 巻，pp.133-140，2009．11．の加力試験を行い，扇形鋼板ダンパー付架構の力学性能を検証した。

８）玉井宏章，高松隆夫，村田学，角屋治克 : 鉄骨架構に適用する方丈形式扇ダンパーに関する研究（その１扇得られた知見は以下の通りである。

型金物の加力試験），広島工業大学紀要研究編第 44 巻，

１）弾性限層間変形角は 1/200 程度いないとなる。
― 163 ―

玉井宏章・村田学・高松隆夫・角屋治克

pp.151-156，2010．2．の構造関係技術基準解説書，pp.415-447，2007．8．

９）国土交通省住宅局建築指導課監修，2007 年版建築物― 164 ―