鋼構造立体ラーメン骨組の倒壊挙動を把握するための解析モデルに関する研究（その 2立体骨組の追加解析）
214-124 松川 大起
率 1.2×S・第 3 劣化勾配 3×Ed3）を用いる方が統合解析

1. はじめに
その 2 では様々な地震動を対象にして，高精度に解析の解析結果と良い対応を示したので，このパラメータでできる文献 1)の統合化構造解析システムの倒壊挙動と，も検討を行う．接合部パネルはせん断変形のみを考慮しより簡易な立体骨組モデルを用いて解析を行った倒壊挙たバイリニア型とし破断は考慮しない．

動を比較し，その 1 で提案した改善モデルの妥当性を検

4. 解析条件
解析プログラムには SNAPver.7 を用いる．本解析モ討する．

デルの固有周期は X 方向で 0.87s，Y 方向で 0.83s であ

2. 解析対象
E-ディフェンスにて震動実験が実施された実大 4 層鉄り，実験値（X 方向 0.82s，Y 方向 0.74〜0.87s），統合

骨造建物の完全崩壊試験体 2)を対象とする．形状・寸法化構造解析システムの解析モデル（X 方向 0.82s，Y 方は図 1 に示す．

向 0.81s）と概ね良い対応を示している．入力地震動は3. 解析モデルの概要

E-ディフェンスで用いられた地震波 Takatori に加え，解析モデルは図 2 に示すような立体骨組モデルとす

標準 3 波を用いる．標準 3 波においては地動最大速度をる．梁は単純塑性ヒンジを用い，加藤秋山の骨格曲線 3)0.5m/s，1m/s，1.5m/s に基準化して入力する．入力方向と大井らの履歴則 4)を適用する．正曲げ耐力は鋼構造限

は Takatori においては水平 2 方向，標準 3 波において界状態設計指針に基づき算出する．初期剛性は正負曲げは水平 2 方向と鉛直方向を含めた 3 方向で解析を行っの平均とし，正曲げ側は各種合成構造設計指針に基づきた．しかし，2 方向入力と 3 方向入力の解析結果がほぼ算出する．柱はその 1 で示した Multi-Spring モデルを同じになったため，2 方向入力のみを本報に示すものと用いる．圧縮側の復元力特性は文献 5）〜文献 7）を参し，解析ケースの入力条件を表 1 に示す．内部粘性減衰考に決定した 5 折線【基準モデル】（応力上昇率 S・第 3はレーリー型とし，X 方向の 1 次と 2 次に対して減衰定劣化勾配 Ed3）とその 1 で調整した値【2017 年度モデ数を 2%とする．

ル】（応力上昇率 1.1×S・第 3 劣化勾配 3×Ed3）を用いて5. 解析結果検討する．しかし本研究で用いた解析対象に対しては本

ケース 0 における 1 層 X 方向・Y 方向構面 Q-r 関係，

報で新たに提案する値【その 2 提案モデル】（応力上昇

1 層層間変形角のオービット，1 階柱下端の M-θ 関係を
図 3 に示す．図より 1 階柱の履歴性状の差が倒壊性状の差に大きく寄与していることがよみとれる．基準モデルと 2017 年度モデルは実験結果・統合解析に比べ，最大耐力が低く塑性変形が生じやすい傾向が見られた．また両者は同程度のずれが生じていることから優劣のつけづらい結果となった．一方その 2 提案モデルは実験結果・
表 1 入力ケースと入力条件

図 2 立体骨組モデル(a)伏図

入力条件
入力レベル
入力ケース

0Takatori

12El Centro

345Hachinohe6(b)Y 方向軸組図(c)X 方向軸組図

図 1 解析対象

78Taft(m/s)

入力方向

最大加速度(m/s2)

X 方向

Y 方向

X 方向

Y 方向

原波

EW

NS8.498.57

0.5EWNS

3.14

5.11

1.0EW

NS

6.28

10.22

1.5EW

NS

9.43

15.33

0.5EW

NS2.62

3.341.0EWNS5.24

6.670.5NSEW

4.32

4.971.0NSEW8.639.94

1.5NSEW

12.94

14.91統合解析といい対応を示した．

方、2017 年度モデルは同程度，あるいは安全側に評価可

次に任意方向における地震入力エネルギー速度換算値

能である．

Vdm(θ) 8)を用いて検討を行う．水平任意方向 θ（0°≦θ＜180°）の第 i 層の層せん断力 Qi(θ)・層間変形 δi(θ)を次6.

式により算出する．

そのモデルの妥当性を検証した．柱のモデルは圧縮側のQi(θ)=Qxicosθ+Qyisinθ
(1)
δi(θ)=δxicosθ+δyisinθ
(2)
ここに，Qxi，Qyi：第 i 層の X・Y 方向構面せん断力，
δxi，δyi：第 i 層の X・Y 方向構面層間変形．エネルギーの各方向のスペクトル分布を求める際，Qi(θ)≧0 となる時点では 0°≦θ＜180°に，Qi(θ)＜0 となる時点では180°≦θ＜360°として θ の範囲を設定して吸収エネルギーの最大応答を Edm(θ)として次式で算出する．

応力上昇率と第３劣化勾配を調整することで計 3 つのパ𝐸𝑑𝑚(𝜃) = {∑/012 ∫ 𝑄𝑖(𝜃)𝑑𝛿(𝜃)} max

まとめ
本報では，簡易な解析モデルを用いて骨組解析を行いラメータをつくり検討をおこなった．図 3・4 より柱に2017 年度モデルを用いることで，ある程度倒壊挙動を再現できることがわかった．
参考文献
1)

森前直樹，向出静司，多田元英:様々な地震動に対して鋼構造立体骨組が倒壊するときのエネルギー吸収性状，日本建築学会学術講演梗概集 C-1 分冊,pp.1039-1040，2014.9

2)

(3)

吹田啓一郎，松岡祐一，山田哲，島田侑子，多田元英，笠井和彦：震動台実験の概要と弾性応答特性

ここに，n：層数－実大 4 層鉄骨造建物の完全崩壊実験

このようにして得られたそれぞれのケースにおけるEdm(θ)の速度換算値 Vdm(θ)を極座標表示したものを図 4に示す．Vdm(θ)は以下の式によって求める．
Vdm(θ)=√((２g𝐸𝑑𝑚(𝜃))/𝑊)(4)
ここでの Vdm(θ)の最大値が倒壊判定の指標になりうると3)

秋山宏：建築物の耐震極限設計,東京大学出版，1980.94)

孟令樺，大井謙一，高梨晃一：鉄骨骨組地震応答解析のための耐力劣化を伴う簡易部材モデル，日本建築学会構造系論文報
告集，No.437，1992.7

5)

山田哲，石田孝徳，島田侑子：局部座屈を伴う角形鋼管柱の劣化域における履歴モデル，日本建築学会構造系論文報告集，No.674，pp.627-636，2012.4

いう提案があり本報でもその指標を用いて検討を行う．

6)

なお，Vdm(θ)の最大値における角度θは最もエネルギー

山田哲，秋山宏，桑村仁：局部座屈を伴う箱形断面鋼部材の劣化域を含む終局挙動，日本建築学会構造系論文集，No.444，pp.135-143，2013.9を吸収した方向であり，倒壊方向にほぼ対応する．図 47)より倒壊に至ったケースでは倒壊方向にエネルギーが卓加藤勉：閉断面部材の局部座屈と変形能力，日本建築学会構造系論文集，No.378，pp.27-36，1987.8

越しグラフが瓢箪状になることがわかる．Vdm(θ)の最大8)

村上友規，向出静司，多田元英：様々な地震動に対する鋼構値をそれぞれのパラメータで見ると，基準モデルとその造立体ラーメンの倒壊性状比較，2013 年度日本建築学会大2 提案モデルは大きめに評価する傾向が見られる．一会学術講演梗概集，pp.1027-1028，2013.8

図 2 解析結果(ケース 0)
Y 方向

Y 方向

Y 方向

実験
X 方向

X 方向

X 方向

統合解析
1.0S・1Ed3
1.1S・3Ed3
1.2S・3Ed3

ケース 0

ケース 3

ケース 8

図 3 任意方向における地震入力エネルギー速度換算値 Vdm（θ）(cm/s)（向出研究室）