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日本建築学会大会学術講演梗概集（九州） 2016 年 8 月

最下層柱中間部浮き上がり架構の簡易モデルによる地震応答
その 1 架構モデルの解析
正会員 ○麻里 哲広*1
同岡崎 太一郎*43700
7500

4500

浮き上がり位置

4-6F柱: □-500×500×19
1-3F柱: □-500×500×25δ δ3-RF梁:H-588×300×12×20
2F梁: H-700×300×13×24

4層モデル断面NN

2-4F柱: □-500×500×19
1F柱: □-500×500×25δ δδ δ梁 :H-588×300×12×20

BPY架構

図1 架構モデル(単位mm)
NNNQ
δ

BPY架構

δδ

δ

(a)バイリニア要素 (b)コンタクト要素 (c)せん断要素

図2 浮き上り部のばねモデル
QCMU 機構の挙動を表すために、1 層柱中間部に(a)バイリ
ニア弾塑性要素、(b)引張方向には抵抗せず圧縮剛性が高い
コンタクト要素、(c)せん断力を伝える要素、を設定した(図 2)。バイリニア要素(a)の剛性は CMU 架構への適用を想定したダンパーの実験結果 4)に基づき、初期剛性は 1 層柱軸方向剛性の 10 %、降伏後 2 次剛性比は引張側で 1 次剛性の 3 %、圧縮側で 1 %とした。また、バイリニア要素の降伏耐力の和が上部構造重量の 30 %となるようにした。コンタ
クト要素(b)の圧縮剛性は最下層柱の軸剛性の 10 倍とした。
せん断要素(c)の剛性は、最下層柱と同断面で、高さ 150 mmの部材のせん断剛性と等しくなるように設定した。また、この CMU 架構の他、比較のために、浮き上がり機構がない MF架構、CMU 機構からダンパー機能である(a)バイリニア要素を除いた架構(以下 CMU-ND という) 、MF 架構の 1 層柱中間部をピンとした架構(以下 CMP という)についてもそれぞれ解析を行った。
入力地震動は表 1 に示す 17 記録を用いた。水平方向 PGVが最大となる方位を求め、その PGV が 1.0 m/s 及び 1.25 m/sになるよう規準化し用いた。ロッキング架構において、地震動の上下動成分による影響は小さいと判断し 5)、上下動成分を無視した。
3.解析結果
表 2 に各架構モデルの固有周期を示す。浮き上がり時のモード解析は 1 層柱の片方を CMU-ND、他方を CMP として行った。
図 3 に Ai 分布の静的増分解析により得られたベースシア係数 CB と架構頂部水平変形角 θ の関係を示す。10 層モデルの浮き上がり開始時点のベースシ係数は CMP 架構の降伏時
表1 地震動 64％であり、6 層モデルでは表2 架構モデルのベースシア係数の70％、4 層
EventStation
固有周期 (単位:s)
モデルでは87％とア係数はCMP 架構の降伏時のベースシ
ParkfieldTemblor pre-1969
層数 10層 6層 4層
十勝沖地震64％であり 八戸
ア係数のYear
1966
1968
1978
Tohoku宮城県沖地震1979 Imperial Valley-06
El Centro Array #7
1979 Imperial Valley-06
Aeropuerto Mexicali
1980 Mammoth Lakes-01
Convict Creek
1980 Mammoth Lakes-01
Long Valley Dam
1984
Morgan Hill
Gilroy Array #2
1986Palm Springs
Morongo Valley
1987 Superstition Hills-01 Wildlife Liquefaction Array
1989
Loma Prieta
Capitola
1994
Northridge-01
Tarzana - Cedar Hill A
1994
Northridge-01
Santa Monica City Hall
1995
Kobe, JapanJMA Kobe
1999 Chi-Chi, Taiwan-03
CHY0282000
Tottori, Japan
TTRH02
2004 新潟県中越地震
山古志Earthquake Response of Steel Frames Allowing Column Mid-Height Uplift at theFirst Story Based on Simplified Models
δ (Part 1: Dynamic analysis of frame model)― 729 ―

MF架構

3700

10層モデル断面
8-10F柱: □-500×500×19
1-7F柱: □-500×500×25
7-RF梁: H-588×300×12×20
2-6F梁: H-700×300×13×24

NN
CMU架構 6層モデル断面NN

緑川 光正*3
小豆畑 達哉*6

応答解析
ロッキング架構

1.はじめに地震時に上部構造が浮き上がることで上部構造への被害が低減される場合があるという指摘例えば 1)を基に、意図的に上部構造の浮き上がりを許容し、かつ浮き上がり部でエネルギーを吸収するロッキング架構が提案されている 例えば 2)。本報告その 1 では、架構最下層の柱中間部の浮き上がり(Colum Mid-height Uplift、以下 CMU という)を意図的に許容し、かつこの位置にダンパーを組みこむ架構 (以下CMU 架構)及び浮き上がり機構のない通常の架構(以下 MF架構)を対象に地震応答解析を行い、浮き上がりの有無が上部構造のエネルギー応答等に及ぼす影響を検討する。
2.解析モデル
解析には汎用弾塑性解析プログラム 3)を用いた。架構モデ
ルは図 1 に示す 10、6、4 層(それぞれ塔状比 5.04、3.07、2.08)の平面鉄骨架構であり、梁降伏先行型となるよう設計した。柱と梁には材端にトリリニア型の塑性ヒンジを組み込み、材料の降伏応力度は 294 N/mm2 とした。各階の質量は 29.3t とした。すなわち、各階毎に節点を柱梁接合部及び梁中央の 3 個所に設け、柱梁接合部節点の質量を 7.33t、梁中央節点の質量を 14.7t とした。
減衰はレーリー減衰とし、1 次、2 次モードに対する臨界減衰比をそれぞれ 2 %とした。ただし、浮き上がり部分の減衰は 0 とした。

CMU架構同
同

1次 1.358 0.867 0.601
2次 0.464 0.271 0.177
3次 0.249 0.145 0.089

CMP架構

柱中間部浮き上がり
鋼材ダンパー

小谷 直人*2
石原 直*5

1次 1.371 0.881 0.65

浮き上がり時

鉄骨構造
簡易モデル

同
同

2次 0.468 0.274 0.182
3次 0.25 0.145 0.107
1次-2次 0.476 0.322 0.309

3次 0.291 0.255 0.174

KOTANI Naoto et al.

のベースシア係数の 64%であり、6 層モデルでは 70%、4 層モデルでは 87%となる。
CMU 架構、CMU-ND 架構の最大頂部水平変位及び浮き上がりによる剛体回転成分を除いた最大頂部水平変形を MF架構と比較したものを図 4 及び図 5 に示す。図中の破線は縦軸と横軸が同じ値となることを示す。浮き上がることで上部構造の変形が MF 架構に比べて低減される。また、浮き上がることで最大頂部水平変位は増加するものの、CMU 架構
ではダンパーの効果で最大頂部水平変位の増加は抑制される。
塑性変形により蓄積された上部構造歪エネルギーを CMU架構または CMU-ND 架構と MF 架構で比較したものを図 6に示す。CMU 架構に蓄積された上部構造歪エネルギーは102 ケース中 95 ケースにおいて MF 架構よりも低減される。
また、浮き上がることによる上部構造歪エネルギーの低減効
果は塔状比の最も大きい 10 層モデルで大きい。
図 7 に CMU 架構、CMU-ND 架構における最大頂部水平MFモデル
CMPモデル

0.50.80.40.6費(25289177)の助成を得た。ここに謝意を表する。
【参考文献】
1) 林康裕：直接基礎構造物の浮上りによる地震被害低減効果,
日本建築学会構造系論文集,第 485 号,pp.53-62,1996.7
2) 緑川光正,小豆畑達哉,石原直,和田章:地震応答低減のためベースプレートを浮き上がり降伏させた鉄骨架構の動的挙動,日本建築学会構造系論文集,第 572 号,pp.97-104,2003.103) MIDAS IT Co., Ltd.: Analysis & Design, MIDAS/Gen

MFモデル降伏点
CMPモデル降伏点

1.2ver.845, 2015

0.80.34) 加藤百合子,緑川光正,河合良道,石原直,松本博樹:鋼材ダンパーを組み込んだ柱中間部浮き上がり機構の静加力実験,鋼構
0.1
造年次論文報告集,第 22 巻,2014.110005) 緑川光正,須藤智文,麻里哲広,小豆畑達哉,石原直：ベースプ
0 0.5 1 1.5 2
0 0.5 1 1.5 2
0 0.5 1 1.5 2
レート降伏により柱脚浮き上がりを許容した 10 層鉄骨架構の頂部水平変形角 θ (%)(a) 10層モデル(b) 6層モデル(c) 4層モデル3 次元地震応答,日本建築学会構造系論文集,第 637 号, pp.495図 3 静的増分解析結果
502, 2009.10
0.4

0.20.40.2CMUモデル
最大頂部水平変位 (m)頂部水平変位
2.0

1.5

1.5

剛体回転成分を除いた頂部水平変形
0.6

1.00.40.50.2

1.00.50.000.50.0010 0.2 0.4 0.60MFモデル最大頂部水平変位 (m)(a) 10層モデル(b) 6層モデル

0.20.4(c) 4層モデル

浮き上がりモデル上部構造
歪エネルギー (×102kN.m)

ベースシア係数 CBCMUモデル
CMU-NDモデル

加速度を MF 架構と比較したものを示す。最大頂部水平加速度に大きな相違はみられなかった。
3.まとめ1)杭頭浮き上がり建物や柱脚浮き上がり建物の場合の指摘と同様に、ロッキング振動に伴い浮き上がりが生じると、
頂部水平変位は増加するものの上部構造の変形が抑えられる。
2)CMU 機構に組み込まれる履歴ダンパーには浮き上がりにより増加する頂部水平変位を抑制する効果がある。
3)浮き上がりにより、最終的に蓄積される上部構造歪エネルギーが低減される。この低減効果は塔状比の大きい 10 層モデルで特に大きい。
【謝辞】本研究の一部は日本学術振興会科学研究4422201.50.6

1.00.40.50.20.000.5(a) 10層モデル

0.00
10 0.2 0.4 0.60MFモデル最大頂部水平変位 (m)(b) 6層モデル

0.20.4001020051005MFモデル 上部構造歪エネルギー (×102kN.m)(a) 10層モデル

剛体回転成分を除いた頂部水平変形
1.51.00.50(b) 6層モデル

10(c) 4層モデル

図6 架構全体で吸収した上部構造歪エネルギーの比較
浮き上がりモデル
最大頂部加速度 (m/s2)

CMU-NDモデル
最大頂部水平変位 (m)頂部水平変位CMU-ND モデル
64

図4 CMUモデルとMFモデルの頂部水平変位の比較

2.0CMU モデル
6640

CMU モデル
40303030202020101010(c) 4層モデル

図5 CMU-NDモデルとMFモデルの頂部水平変位の比較

00CMU-ND モデル
400010 20 30 40 0 10 20 30 40 0 10 20 30 40
MFモデル最大頂部加速度 (m/s2)(a) 10層モデル(b) 6層モデル(c) 4層モデル

図7 最大頂部水平加速度の比較*1 北海道大学 大学院工学研究院 助教・博士(工学)*1 Asst. Prof., Faculty of Eng., Hokkaido Univ., Dr. Eng.
*2 一般財団法人ベターリビング*2 Tsukuba Building Research and Testing Laboratory Center for(前 北海道大学大学院生)
Better Living (Formerly Graduate Student of Hokkaido Univ.)*3 北海道大学 名誉教授・工博 （建築研究所 客員研究員） *3 Prof. Emeritus., Hokkaido Univ., Dr. Eng.
*4 北海道大学 大学院工学研究院 准教授・Ph.D.
*4 Assoc. Prof., Faculty of Eng., Hokkaido Univ., Ph.D.
*5 建築研究所 主任研究員・博士(工学)*5 Senior Research Engineer, Building Research Institute, Dr. Eng.
*6 建築研究所 上席研究員・博士(学術)*6 Chief Research Engineer, Building Research Institute, Ph. D.

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