広島工業大学紀要研究編
第 ₄₆ 巻（₂₀₁₂）91 – 99

論

文

1 層 Z 型ノンコンプレションブレース架構の数値解析
高松隆夫*・山西央朗**（平成₂₃年₁₀月₂₅日受付）

A study on numerical analysis of single story Z-type non-compression braced frame
Takao TAKAMATSU and Teruaki YAMANISHI(Received Oct. 25, 2011)

Abstract
The non-compression brace has been investigated and developed as a new earthquake-resistant
structural member by the authors. The Z-type brace shows one-side seismic responses of the structure
controlled by the function of the wedge-device.
In this paper, an anti-symmetric Z-type braced frame subjected to seismic loadings shows torsionalvibration. The braced frame in one-directional ground motions can absorb the plastic energy by twistingdeformation.
Key Words: Z-type non-compression brace, wedge-device, torsion, response control, numerical analysis

いた工法には，露出柱脚に適用したノンスリップ型露出柱

₁ ．はじめに脚，柱梁接合部に適用したセルフセンタリング柱梁接合

₂₀₁₁年 ₃ 月₁₁日，東北地方，関東地方を M₉.₀ の規模を部，ブレース接合部に適用したノンコンプレションブレー有する巨大地震が襲い，多くの被災者が避難のために長いスがある。この楔デバイスを用いた工法は，地震時に効率避難所生活を強要されることとなった。

よく地震エネルギーを吸収することができるため，耐震上ところで，こういった災害時の避難所には，主に学校の有利な構造物が実現可能となる。

体育館が使用されるのは衆知の通りである。一般に，鋼構その中でも，ノンコンプレションブレースを X 型に配置造の体育館等の構造形式には，耐力の増強を容易に行えるした X 型ノンコンプレションブレースは既に技術が確立さこと等の理由から，引張ブレース構造が多く用いられていれており₁︶，近年，体育館の耐震改修で施工実績を伸ばしる。しかしながら，引張ブレースは，小さな圧縮力で座屈ている。一方，ノンコンプレションブレースを Z 型に配置を起こすとともに，引張力による塑性伸びに伴ってスリッした Z 型ノンコンプレションブレースは，構造物の変形をプ型の復元力特性を示す。そのため，地震後のブレース残一方向に漸増させる特性を持つため₂︶，層ごとで Z 型ノン留変形が過大となる，効率良く地震エネルギーを吸収するコンプレションブレースの配置を変化させることにより，ことが出来ない，ブレースの座屈により非構造部材が破壊多層構造物の応答を制御し，制振ブレースとしての性能にされる，といった問題点を持っている。法律に基づいた耐も期待が持てる₃︶。しかしながら，既往の Z 型ノンコンプ

震設計をクリアした構造物でも問題を抱えている場合が多レションブレースの応答制御に関する研究は，一方向のみい。の応答制御に関するもので立体的な応答制御の研究はなさ

このような背景の中，本研究室では，楔デバイスを用いれていない。

た新しい工法の開発・研究を行っている。楔デバイスを用* 広島工業大学建築工学科** 東京工業大学都市地震工学センター
─ 91 ─

そこで，本論文では，Z 型ノンコンプレションブレース

高松隆夫・山西央朗

を同一回転方向に配置する捩り Z 型ノンコンプレションブ

したがって，ブレースは座屈せず，緩みも生じないた

レース架構を提案する。この新しい構造システムは，Z 型

め，引張ブレースのようなスリップ現象と周辺の非構造部ノンコンプレションブレースの変形漸増特性により，意図材の破壊を解消することができる。

的に構造物を捩らせることで地震の一方向の成分に対しても構造物全体で抵抗し，エネルギー吸収性能の高い構造物

₁.₂

Z 型ノンコンプレションブレースの特徴

Z 型ノンコンプレションブレース架構では，楔が貫入すの実現を期待するものである。

ることによりブレース節点間距離が徐々に短くなるため，₁.₁

ノンコンプレションブレースの特徴

図 ₃ に示すように変形はブレースの抵抗しない方向へ徐々ノンコンプレションブレースは，ブレース接合部のどちらかに楔デバイスを有している。に漸増していく。また，楔が貫入することで，変形漸増中に逆方向載荷を受けてもすぐに引張抵抗を開始することが楔デバイスは，図 ₁ に示すように楔，楔受け，バネ，楔できる。

プレート，楔台で構成されている。楔デバイスの設置方法
は，ブレースに楔受けを固定し，楔台に取り付けた楔プ

₁.₃

レートと楔受けの間に楔を貫入させ，楔と楔プレートの間にバネを設置するのみであり，設置に特別な技術を必要と捩り振動に関する既往の研究

近年の構造物の捩り振動に関する既往の研究は，以下のようなものがある。

しない。楔デバイスの作動概念は，図 ₂ に示すように架構₁ ）質量偏心，耐力偏心，剛性偏心等をパラメータとしにブレース節点間距離を縮める変形が作用すると，楔と楔た偏心構造物の応答性状，応答解析に関するもの₄︶₅︶₆︶

受けが離間して生じた隙間を楔がバネの復元力により徐々₂ ）偏心を有する構造物の構造設計に関する提案₇︶₈︶に埋めていくものとなる。また，楔受けと楔プレートの間誌面の都合上，一部しか挙げていないが，捩り振動に関に楔を噛ませることによりブレースを固定しているため，する様々な研究がなされている。しかし，構造物を意図的ブレースは節点間距離を縮める変形に対して拘束を受けなに捩らせることによりエネルギー吸収を図る試みは過去にい。

類を見ない。したがって，本論文で提案する新しい構造シノンコンプレションブレースの特徴として以下の性能が挙げられる。 ₁ ）ブレース接合部に取り付く楔デバイスのステムは，既往の研究と比較して捩り振動を積極的に起こさせるという観点の異なるものである。

機構により，ブレースには圧縮力が作用せず座屈現象を生じない。 ₂ ）ブレースが塑性変形してもブレース端部で生

₁.₄

研究の目的

じた隙間を楔が埋めていくため，緩みが生じない。 ₃ ）楔本研究の最終的な目的は，捩り Z 型ノンコンプレションが隙間を埋めていくため，ブレースはすぐに引張力に抵抗

ブレース架構において，一方向の力で構造物を捩らせるこすることができる。とにより，直交方向のブレースも抵抗し，構造物全体で地

図₁

楔デバイスの構成要素

図₃

図₂

楔デバイスの作動概念
─ 92 ─

Z 型 NC ブレースの復元力特性

1 層 Z 型ノンコンプレションブレース架構の数値解析

震エネルギーを吸収させる新しい構造システムの構築とそ合したガセットプレートに設けている。の設計法を確立することである。
本論文では， ₁ 層 ₁ スパン試験体の ₂ 構面にだけブレー₂.₁

実験方法

スを配置した捩り Z 型ノンコンプレションブレース架構に実験は，振動数，振幅を任意に変更することのできる正ついて振動台実験，数値解析を行い，実験結果，現象の追弦波を x 軸方向に入力し，試験体を振動させる。振動数を跡が有効に行えることを確認する。そして，実大 ₁ 層 ₁ ス試験体の固有振動数，振幅を試験の制御値とし，試験体にパン解析モデルの ₄ 構面で Z 型ノンコンプレションブレー作用する絶対加速度が ₁,₀₀₀ gal 程度となるまでの載荷とスの配置を変数として数値解析を行い，捩り Z 型ノンコンする。

プレションブレース架構の応答性状を明らかにする。
₂.₂

₂ ．振動台実験と数値解析

解析方法

解析には，任意形状立体フレームの弾塑性解析プログラ

図 ₄ に示す試験体は，柱に PL-₉×₁₄₀×₆₀₀（SS₄₀₀）を，ム「SNAP」を用いる。

梁には H-₁₀₀×₁₀₀×₆×₈（SS₄₀₀）を使用し，柱と梁を隅解析モデルの x 軸方向，y 軸方向スパンは，ともに図 ₅肉溶接接合している。試験体は，この平面架構を ₂ 組並列に示すように試験体の部材心間距離としているが，試験体し，梁の下フランジを桁 PL-₁₀₀₀×₈₅×₁₆（SS₄₀₀） ₃ 枚での柱接合部は剛域となるため，階高から算出した剛性と実ボルト接合した立体骨組である。試験体に質量を与えるた際の剛性は一致しない。そのため，表 ₂ に示した剛性からめ，桁上部に錘 PL-₂₅×₁₀₀₀×₂₀₀ を₁₂枚，約 ₄₇₀ kg 積載逆算した階高 ₄₅₉ mm を用いている。 ₂ 層部分の梁は，節して試験体上部の質量 m＝₆₀₀.₅ kg としている。ブレース

点 ₅ ， ₆ と ₇ ， ₈ 間は H-₁₀₀×₁₀₀×₆×₈（SS₄₀₀）， ₅ ， ₇は，柱の弱軸方向，柱梁接合部と柱脚部にそれぞれ接合さと ₆ ， ₈ 間は PL-₁₆×₈₅×₁₀₀₀（SS₄₀₀），試験体の柱脚部れたガセットプレートに設置し，楔デバイスを柱脚部に接分は完全に固定支持と見なせるため， ₁ 層部分（節点 ₁ ，図₄
表₁素ブレース
柱丸棒鋼材

SS₄₀₀
STKR₄₀₀

試験体

試験体の素材特性

ヤング係数 降伏応力度 引張強さ
（N/mm₂） （N/mm₂） （N/mm₂）
₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀

₃₁₈₃₁₈₄₅₃₄₃₃

降伏比

伸び率（％）

₀.₆₈
₀.₇₁

₂₆.₀₂₇.₀

表₂

図₅

解析モデル
─ 93 ─

架構とブレースの性能架
剛 性（kN/mm）

構
固有周期（s）

₈.₆₃×₁₀-₁₀.₁₆₆

ブレース架構剛 性
固有周期（kN/mm）（s）₉.₅₀₀.₀₅₀

高松隆夫・山西央朗

₃ ， ₄ ， ₂ ）を基礎梁 H-₁₀₀×₁₀₀×₆×₈（SS₄₀₀）で接続じとなるように調整した値を入力した。

し固定支持とした。本実験で使用した試験体は，平面架構

解析は，Newmark β 法（β ＝₀.₂₅）を用いた立体解析と同士を桁で繋ぎ， ₁ 箇所につき ₁ 本のボルトで接合しておし，時間刻みを₀.₀₀₅秒とする。解析モデルの減衰は，り， ₂ 層部分が剛床とは言い難い。しかしながら，解析でRayleigh 型減衰で評価し，減衰定数 h を₀.₀₄₂とする。

は，モデル化の都合上 ₂ 層部分を剛床と仮定しているため，層としての捩り剛性が大きいと各平面架構の変形が漸₂.₃

実験結果と解析結果の考察増しない。そのため，柱は y 軸方向の幅を小さくし，断面捩り Z 型ノンコンプレションブレース架構は，図 ₇ に示を PL-₉×₃₀（SS₄₀₀）とした。 ₂ 層部分の床には，試験体す層せん断力 Q と重心位置の変形 δ a による復元力特性より，の質量と等しくなるだけの積載荷重を与えて節点 ₅ ， ₇ ，楔デバイスの機能によって架構とブレース ₂ 本分の剛性で₈ ， ₆ に₁/₄ずつ均等に振り分けた。

振動し，一方のブレース除荷と同時にもう一方のブレースZ 型ノンコンプレションブレースとして，節点 ₁ ， ₆ 間が抵抗を開始している。実験では，δ a が初期状態においてと ₄ ， ₇ 間にスプリングを配置している。スプリングに用正方向の値となり，最終状態において負方向に漸増したたいる復元力特性モデルは図 ₆ に示すものを用い，圧縮荷重め，復元力特性履歴は図 ₇（a）に示すようになっているが，が ₀.₀₀₁ kN を超えると降伏し，変形漸増性能が得られる

解析では，負方向のみに成分が出ているため，復元力特性ようにしている。試験体と解析モデルでは階高が異なるた

履歴も図 ₇（b）に示すように負方向のみに漸増するものとめ，解析モデルの降伏耐力，剛性は試験体と水平成分が同なった。しかしながら，Q の最大値と最小値，最終状態のサイクルを評価できており，解析結果は妥当といえる。
Y₁ 通り平面架構の変形 δ p1 , Y₂ 通り平面架構の変形 δ p2
は，図 ₈ に示すようにブレースが層せん断力の大部分を負担したため，振幅が実験結果に比べて小さいが，それぞれ逆方向に漸増しており，実験結果と解析結果の最大応答値も良く一致している。
回転角 θ は，層せん断力の大部分をブレースが負担し図₆た，実験と解析の振動モードに違いがあった等の理由かスプリングの復元力特性モデル（a）実験結果（b）解析結果
図₇

復元力特性（a）実験結果（b）解析結果
図₈

平面架構の変形時刻歴─ 94 ─

1 層 Z 型ノンコンプレションブレース架構の数値解析（a）実験結果（b）解析結果
図₉

回転角時刻歴ら，図 ₉ に示すように捩りの振幅が小さいが，図 ₈ からも₂₀₀×₁₁×₁₇（SS₄₀₀）を使用した。 ₂ 層部分の床には，解分かるように最大応答値は良好に評価することができた。

析モデルの質量が設計の際に仮定した地震力算定用荷重

したがって，実験結果，性能の評価を行うことができた（ΣWi ＝₆₀₀ kN）と等しくなるような積載荷重（₁₉.₂₇ kN/m₂）ので，捩り Z 型においても「SNAP」を用いれば有効に解を与え，質量の偏在による偏心が起こらないように各節点析を行えることが明らかとなった。

（節点 ₅ ， ₇ ， ₈ ， ₆ ）に₁/₄ずつ分配した。なお， ₂ 層部分の床には，剛床の仮定を適用している。実験変数は，図₃ ． ₁ 層 ₄ 構面捩り Z 型ノンコンプレションブレース

₁₁（a）に示すように載荷方向の ₂ 構面にそれぞれが対角方向架構の数値解析となるようにスプリングを配置したもの（NC-₂P），（b）に第 ₂ 章より，捩り Z 型ノンコンプレションブレース架構示すように載荷方向と直交方向の変形の漸増による回転がにおいても「SNAP」を用いることによって有効に数値解同一方向となるもの（NC-₄P-S），（c）に示すように載荷方析を行うことが可能であるという知見が得られた。そこ

向と直交方向の変形の漸増による回転が逆方向となるもの

で，本章では，実大 ₁ 層 ₁ スパンモデルの ₄ 構面におい（NC-₄P-R）とする。スプリングの復元力特性モデルは図 ₆て，ブレース配置を変数とした解析的実験を行う。
₃.₁

解析モデル

解析モデルは，標準層せん断力係数 C₀＝₀.₂ の地震荷重に対して全部材が弾性域に留まり，層間変形角が₁/₂₀₀以下となるように設計した。
解析対象構造物の寸法は，図₁₀に示すように x 軸方向スパン，y 軸方向スパンを ₅₀₀₀ mm，z 軸方向スパンを ₃₀₀₀mm としている。柱は載荷方向と直交方向の性能が等しくなるように□ -₂₀₀×₂₀₀×₆（BCR₂₉₅）を， ₂ 層部分の梁にはH-₄₀₀×₂₀₀×₈×₁₃（SS₄₀₀）を， ₁ 層部分の梁には H-₆₀₀×

図₁₀表₃

解析対象構造物

部材表（a）柱・梁
断面寸法

ヤング係数

断面積

（N/mm₂） （mm₂）
柱梁
基礎梁□ -₂₀₀×₂₀₀×₆
H-₄₀₀×₂₀₀×₈×₁₃
H-₆₀₀×₂₀₀×₁₁×₁₇

₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀

₄,₅₃₂
₈,₃₃₇
₁₃,₁₇₀断面二次降伏応力度
モーメント₄（mm ） （N/mm₂）
₂.₈×₁₀₇
₂.₃₅×₁₀₈
₇.₅₆×₁₀₈

₃₂₄.₅
₂₅₈.₅
₂₅₈.₅（b）ブレース

ブレース

呼び径

断面積（mm₂）

M₂₇（d＝₂₄.₆₉ mm）

₄₇₉

─ 95 ─降伏軸力軸剛性
水平剛性（kN） （kN/mm） （kN/mm）
₁₂₄

₁₄.₆₁₁.₇

高松隆夫・山西央朗（a）NC-₂P（b）NC-₄P-S
図₁₁に示したものと同様のものを用い，圧縮降伏荷重 ₀.₀₀₁ kN（c）NC-₄P-R

実験変数

Rayleigh 型減衰で評価し，減衰定数 h を₀.₀₅とする。とする。
₃.₃
₃.₂

解析結果と考察○復元力特性

解析方法

解析は，Newmark β 法（β ＝₀.₂₅）を用いた立体解析と

ここで，Y₁ 通り平面架構を平面架構 ₁ ，Y₂ 通り平面架し，時間刻みを₀.₀₀₅秒とする。地震波は，図₁₂に示す「El構を平面架構 ₂ ，X₁ 通り平面架構を平面架構 ₃ ，X₂ 通りCentro ₁₉₄₀ NS」を 入 力 す る。解 析 モ デ ル の 減 衰 は，平面架構を平面架構 ₄ と呼び，それぞれの平面架構に取り付くブレースにも同様の番号を設け，ブレース ₁ ，ブレース₂ ，ブレース ₃ ，ブレース ₄ とする。
載荷方向の層せん断力 Q x と重心位置の変形 δ x による復元力特性履歴は，図₁₃に示すように ₃ つの実験変数で一致しており，直交方向のブレースの有無，配置の影響を受けていないことがわかる。載荷方向と平行方向に配置したブ
レース ₁ ，ブレース ₂ のブレース張力 Tb と各平面架構の変形 δ p によるブレース復元力特性は，図₁₄に示すようにいずれの実験変数においても降伏し，抵抗しない方向へ変形が図₁₂漸増している。ここで，NC-₂P, NC-₄P-S ではほぼ同じ履歴

地震波（a）NC-₂P（b）NC-₄P-S
図₁₃（a）NC-₂Px 軸方向の復元力特性（b）NC-₄P-S
図₁₄（c）NC-₄P-R

x 軸方向のブレース復元力特性
─ 96 ─（c）NC-₄P-R

1 層 Z 型ノンコンプレションブレース架構の数値解析性状となっているが，NC-₄P-R では他のものに比べ変形がく一致しているが，NC-₄P-R は前者 ₂ つに比べて応答量が若干小さい。この理由は，平面架構の変位応答時刻歴に後小さい。これは，復元力特性の項で述べたように，平面架述する。図₁₅に示すように載荷方向と直交方向に取り付け

構 ₁ ， ₂ の変形の漸増による回転を平面架構 ₃ ， ₄ のブたブレース ₃ ，ブレース ₄ は，NC-₄P-S では，約 ₁₆ kN のレースが抵抗して止めたため，回転による変位増分が小さ抵抗（ブレース ₁ ， ₂ の約₁/₈）を示し，変形が漸増していくなったためである。

る。これは，平面架構 ₁ ， ₂ の変形が漸増することによっy 軸方向の平面架構の変位応答時刻歴は，図₁₇に示すよて z 軸周りに負方向の回転を生じると，平面架構₃,₄はブうに楔が貫入した NC-₄P-S が一番大きく，ブレースが抵抗

レース節点間距離を縮める変形を受けるために楔が貫入し，した NC-₄P-R が一番小さくなっている。また，いずれの実ブレースに張力が作用したことによる。NC-₄P-R では，約験変数も ₃ 秒経過後はほぼ定常状態となっているが，これ₄₀ kN の抵抗（ブレース ₁ ， ₂ の約₁/₃）を示しており，平は，約 ₂ 秒の時点で入力波が最大加速度を示し，それ以面架構 ₁ ， ₂ の変形の漸増により生じる回転は平面架構降，平面架構 ₁ ， ₂ に取り付くブレースの楔が貫入しな₃ ， ₄ のブレース節点間距離を伸ばすため，ブレース抵抗かったことに起因する。

も大きく楔も貫入していない。

○捩りモーメント・回転角時刻歴○平面架構の変位応答時刻歴

捩りモーメント，回転角の時刻歴は，共に図₁₇に示した

x 軸方向の平面架構の変位応答時刻歴は，図₁₆に示すよy 軸方向の平面架構の変形と同様に NC-₄P-R, NC-₂P, NC-₄P-S

うに NC-₂P, NC-₄P-S の応答性状が平面架構 ₁ ， ₂ ともに良の順に大きくなっており，解析開始から約 ₃ 秒経過後には（a）NC-₄P-S（b）NC-₄P-R

図₁₅y 軸方向のブレース復元力特性（a）NC-₂P（b）NC-₄P-S
図₁₆x 軸方向の平面架構の変形

図₁₇y 軸方向の平面架構の変形（a）NC-₂P（b）NC-₄P-S

─ 97 ─（c）NC-₄P-R（c）NC-₄P-R

高松隆夫・山西央朗
表₄最大層間変形角

x 軸方向
NC-₂P
NC-₄P-S
NC-₄P-R

y 軸方向

平均

平面架構

平均

平面架構

₁/₂₆₆
₁/₂₆₉
₁/₂₆₇

₁/₁₆₇
₁/₁₇₂
₁/₂₂₀

₁/₂₁₀₀₀
₁/₇₃₄₀₀
₁/₆₂₀₀

₁/₄₄₄
₁/₄₁₇
₁/₈₄₉

₄ ．まとめ図₁₈

捩りモーメント時刻歴本研究で得られた知見を以下に示す。
₁ ） ₁ 層 ₁ スパン架構の ₄ 構面に Z 型ノンコンプレションブレースを配置した NC-₄P-S と NC-₄P-R は，一方向の力に対しても架構が捩れることにより，直交方向のブレースにも抵抗が生じる。特に，直交方向で載荷方向の回転変形を止めるようにブレースを配置した NC-₄P-R では，直交方向のブレースが載荷方向のブレース張力の約₁/₄の抵抗を示した。
₂ ）NC-₄P-R では，載荷方向の回転変形を直交方向のブレースが抵抗して止めたため， ₃ つの実験変数で最も捩図₁₉

り変形が小さくなった。

回転角時刻歴₃ ）入力波が最大加速度を示した後，y 軸方向の変形，捩定常状態となっている。このことから，捩りモーメントとりモーメント，回転角が定常状態を迎えた。つまり，一回転角は，y 軸方向の平面架構の変形と関連性があること方向の載荷に対してもブレースが ₂ 本で抵抗するため，が見うけられる。つまり，捩り Z 型ノンコンプレションブ

捩り Z 型ノンコンプレションブレース架構は剛性偏心をレース架構の直交方向の変形，捩りモーメント，回転角有しておらず，楔がそれまでの載荷で最大の貫入量とは，載荷方向の楔貫入量に支配され，楔が貫入している間なった後には捩りを生じない。
₄ ）NC-₄P-R は，直交方向のブレース張力の差分が架構には並進と捩りを伴って振動し，楔が貫入しなければ通常の構造物同様に並進のみの振動となる。

作用し，履歴を生じるため，載荷を受けない方向でも地○最大層間変形角

震エネルギーを吸収することが期待できる。

表 ₄ に示す最大層間変形角の平均は，解析モデルの x, y軸方向それぞれの重心位置で生じた最大層間変形角，x 軸今後の研究計画

方向の平面架構は，平面架構 ₁ ， ₂ の生じた層間変形角の本報では，捩り Z 型ノンコンプレションブレース架構うち最大の値，y 軸方向の平面架構は，平面架構 ₃ ， ₄ のは，一方向の力に対しても構造物全体で抵抗するというこ生じた層間変形角のうち最大の値である。とが明らかとなった。そこで，今後の研究計画として，Xx 軸方向の平均，平面架構，y 軸方向の平面架構は，今ま型ノンコンプレションブレース架構との比較を行い，捩りで考察してきたように妥当な結果といえる。しかしながZ 型ノンコンプレションブレース架構の有用性について検ら，y 軸方向の平均は，NC-₄P-S, NC-₂P-, NC-₄P-R の順に大討する。

きくなっている。これは，NC-₄P-R では直交方向に取り付謝けたブレース ₃ ， ₄ には常に張力が作用するため，ブレース ₃ ， ₄ の差分の力が y 軸方向に作用して架構が変形した

辞

本研究は，広島工業大学「高性能構造システム開発センためである。実際に，NC-₄P-R ではブレース ₃ ， ₄ の差分ター」（代表者の力と y 軸方向の層せん断力 Qy はほぼ一致しており，それれました。ここに記して感謝の意を表します。

による履歴も生じていた。NC-₂P では，回転により生じるy 軸方向の力を全て架構が受け持つため，最大層間変形角が NC-₄P-R に次いで大きくなったと考えられる。

高松隆夫教授）の研究の一環として実施さ

文献₁ ）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
─ 98 ─

1 層 Z 型ノンコンプレションブレース架構の数値解析

論文集耐力偏心骨組），日本建築学会構造系論文集 第₅₂₄第₅₉₅号，pp. ₁₃₁ – ₁₃₈，₂₀₀₅.₉₂ ）荊尾友裕，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，澤田樹一号，pp. ₁₂₅ – ₁₃₂，₁₉₉₉.₁₀郎，松尾彰：Z 型ブレース付門型ラーメン架構の振動

₆ ）山田哲，和田智子，薩川恵一，前澤将男，北村春幸，特性について，日本建築学会大会学術講演梗概集（東和田章：履歴ダンパーが耐力・剛性偏心して取り付け北），pp. ₇₄₃ – ₇₄₄，₂₀₀₉.₈

られた ₁ 層鋼構造骨組の振動台実験，日本建築学会構₃ ）荊尾友裕，高松隆夫，玉井宏章，澤田樹一郎，山西央

造系論文集

第₅₉₀号，pp. ₁₁₁-₁₁₉，₂₀₀₅.₄朗，土江葉菜子，松尾彰： ₂ 層 Z 型ノンコンプレショ₇ ）倉本洋，三浦直之，星龍典：単層偏心構造物におけるンブレース鉄骨架構の振動台実験，日本建築学会大会

等価 ₁ 自由度系の地震応答特性と高次モード応答の予学術講演梗概集（北陸），pp. ₁₁₇₁ – ₁₁₇₂，₂₀₁₀.₉測，日本建築学会構造系論文集 第₆₀₆号，pp. ₁₂₃– ₁₃₀，

₄ ）高松隆夫，松尾彰，森松秀雄：鋼構造立体骨組のねじり振動に関する研究，日本建築学会中国支部研究報告集

₂₀₀₆.₈₈ ）笠井和彦，山下忠道，山崎義弘，IGUSA Takeru：捩れ
振動をともなう ₁ 層高減衰構造のスペクトル応答予測

第₂₂巻，pp. ₂₀₉ – ₂₁₂，₁₉₉₉.₃₅ ）聲高裕治，井上一朗：鋼構造強柱立体骨組におけるエネルギー消費部材の必要塑性変形能力（ ₁ 層 ₁ スパン─ 99 ─法，日本建築学会構造系論文集 第₆₃₆号，pp. ₂₂₅–₂₃₄，
₂₀₀₉.₂