広島工業大学紀要研究編
第 ₅₂ 巻（₂₀₁₈）143 – 148論

文

原点立ち上がり型復元力特性を有するブレースを設置した
8 層 3 スパン立体架構の地震応答解析
山西央朗*・山田裕也*・清水斉*（平成₂₉年₁₁月 ₁ 日受付）

SEISMIC RESPONSE ANALYSIS OF 8-STOY 3-BAY STEEL STRUCTURE WITH
BRACE HAVING BUILD-UP-FROM ORIGIN-POINT-TYPE
Teruaki YAMANISHI, Yu-ya YAMADA and Hitoshi SIMIZU(Received Nov. 1, 2017)

Abstract
The frame shows build up from origin point type and it can be decreased the response and residual
deformation of the frame by placing R-brace in the X type. This paper shows performance of earthquake response to buildings with R-brace applied in each stor y of the 8 stor y 3 bay frame by thenumerical analysis. This frame has same performance as the Buckling-restrained brace applied to usualstructures.
Key Words: build up from origin point type, seismic analysis, multi-story-multi-bay

₁ ．序論

構造物の耐震要素として，ブレースが効果的であることはよく知られており低層建築物から，高層建築物まで幅広く使用されている。しかし近年の建築物の耐震設計においては，構造物の安全性以外にも建築物の機能性の向上が求

図₁

められており，地震後の残留変形による地震後の継続使用

R-brace を X 型に配置した際の復元力特性が困難となる要因を解消するような，付加的技術がもとめられている。著者らはセルフセンタリング性能が期待できな実験・研究₃︶,₄︶ が行われているが R-brace のように，セルるブレースとして，原点立ち上がり型復元力特性を有するフセンタリング性能を期待できる復元力特性を付与させた

₁︶

ブレース （以後，R-brace と記す）を提案しておりラーメブレースの研究は少なく，特に多層構造物における効果をン架構に R-brace を X 型に配置することにより，原点を指検討する必要がある。

向するような復元力特性を示し（図 ₁ を参照），スリップ現本研究では中層構造物を対象とし，R-brace を X 型に配象を生じない効率的なエネルギー消費により，架構の最大置した架構とエネルギー消費効率が高く完全弾塑性型の復応答・最小応答の低減，地震後の残留変形の低減効果を有元力特性を示す座屈拘束ブレースを適用した架構と比較す₂︶

ることで，最大速度 ₇₅ kine，₁₀₀ kine における R-brace の

従来，中層・高層構造物に用いられる，座屈拘束ブレー

地震応答低減効果，地震後の残留変形低減効果を明らかとすることを明らかとしている 。
スは安全性・設計法の確立など実用化のために，さまざますることを目的とする。

* 広島工業大学工学部建築工学科
─ 143 ─₂

□ -₄₀₀×₄₀₀×₂₅₁

ᒙ□ -₄₀₀×₄₀₀×₂₂ H-₆₀₀×₂₀₀×₁₂×₂₅
⾲ 2ࠉࣈ࣮ࣞࢫ᩿㠃ࣜࢫࢺ

H-₆₀₀×₂₀₀×₁₂×₂₂

EA bi /l bi (kN/mm)
A bi (mm2)ȕ =0.2
ȕ =0.6
ȕ =0.2
ȕ =0.4
ȕ =0.6
表 ₂ȕ =0.4
ブレース断面リスト
2426291452
8.6
22.451.6
₂Abi（mmEA9.8bi/lbi（kN/mm）
276 ）
719
1658
25.558.9308
1846
β ＝₀.₄β800＝₀.₆
β ＝₀.₂ 10.9β ＝₀.₄ 28.4 β ＝₀.₆65.6
350
911
2102
12.5
32.474.7₆₂₉₁₄₅₂
₅₁.₆ 77.1
362
940
2170₈.₆
12.9 ₂₂.₄ 33.4
405
1054
2432
14.4
37.4
86.4
₇₁₉
₁₆₅₈
₉.₈
₂₅.₅
₅₈.₉
476
1237
2855
16.9
44.0
101.4
580
1508
3481
19.8 ₂₈.₄ 51.5
₈₀₀
₁₈₄₆
₁₀.₉
₆₅.₆118.9₆87
β ＝₀.₂6
5
₂₄₂ 4
3
₂₇₆
2
₃₀₈ 1

₅

₃₅₀

₉₁₁

₂₁₀₂

₁₂.₅

₃₂.₄

₇₄.₇

₄

₃₆₂

₉₄₀

₂₁₇₀

₁₂.₉

₃₃.₄

₇₇.₁

₃㸬ᩘ್ゎᯒᴫせ
₄₀₅
₁₀₅₄

₂₄₃₂

₁₄.₄

₃₇.₄

₈₆.₄

₂

₄₇₆

₁₂₃₇

₂₈₅₅

₁₆.₉

₄₄.₀

₁₀₁.₄

₁

₅₈₀

₁₅₀₈

₃₄₈₁

₁₉.₈

₅₁.₅

₁₁₈.₉

層₈₇

 ゎᯒࣔࢹࣝ 5)

ࠉᅗ 2 ࡟ゎᯒࣔࢹࣝࢆ⾲ 1 ࡟ゎᯒࣔࢹࣝࡢ㒊ᮦࣜࢫࢺࢆ♧G2G2C3G2C2C26,000

6,000
18,000

C36,000D ❧㠃ᅗC3C2 G1C1 G1C2 G1C3C2 G2C2 G2G2C1 G1C1 G1C1 G1G2C26,000

G2C3G2₃C2G2₄C2G2₅G1₆G1₇G1G28
H-400×200×9×16
H-400×200×9×12
H-₄₀₀×₂₀₀×₉×₁₆
H-₄₀₀×₂₀₀×₉×₁₂
䕕-400×400×19
䕕-400×400×16
7H-450×250×9×16
H-400×200×12×22□ -₄₀₀×₄₀₀×₁₉□ -₄₀₀×₄₀₀×₁₆
6H-₄₅₀×₂₅₀×₉×₁₆ H-₄₀₀×₂₀₀×₁₂×₂₂54
䕕-400×400×22
䕕-400×400×19
H-500×200×12×22
H-500×200×12×19
32䕕-400×400×25
䕕-400×400×22
H-600×200×12×25
H-600×200×12×22
1□ -₄₀₀×₄₀₀×₂₂□ -₄₀₀×₄₀₀×₁₉ H-₅₀₀×₂₀₀×₁₂×₂₂ H-₅₀₀×₂₀₀×₁₂×₁₉

G1G₂G1ᱱ
G1G1G₁G2C3G2C₃G2₈

C1,C26,000

ᒙC₁, C₂

梁

18,000
6,000

ᰕ

6,000

柱層部材リスト⾲ 1ࠉ㒊ᮦࣜࢫࢺ

32,500

表₁

斉4,500 4,000 4,000 4,000 4,000 4,000 4,000 4,000

山西央朗・山田裕也・清水C2

6,000
18,000G2

C36,000

E ᖹ㠃ᅗ

ࡍࠋゎᯒࣔࢹࣝࡣࠊ୍⯡ⓗ࡞୰ᒙ஦ົᡤࣅࣝࢆ᝿ᐃࡋࠊ㝵図ᅗ₂ 2 解析モデルゎᯒࣔࢹࣝ㧗ࡀ 1 㝵 4.5m,ࠉ2 㹼 8 㝵 4m,ࠉࢫࣃࣥ㛗 6m ࡢ 8 ᒙ 3 ࢫࣃ₂ ．数値解析概要ࣥࡢ❧యᯫᵓ࡛࠶ࡿࠋゎᯒࣔࢹࣝࡢ᮲௳ࢆ௨ୗ࡟♧ࡍࠋ₅︶
₂.₁ 1.解析モデル
タィ⏝ᆅ㟈ຊࡣᆅᇦಀᩘ Z=1.0, タィ⏝୍ḟᅛ᭷࿘ᮇ
T=0.03H(H : ᘓ≀ࡢ㧗ࡉ㸧,ᆅ㟈✀ูࡣ➨ 2 ✀ᆅ┙㸪ᶆ
図 ₂ に解析モデルを表
₁ に解析モデルの部材リストを示

力を考慮した柱の全塑性モーメントの総和 ΣMpc の比 ゎᯒᑐ㇟
ΣMpc/ΣMpb が₁.₅を上回るように設定している。

‽ࡏࢇ᩿ຊಀᩘ CO =0.2 ࡜ࡋࠊAi ศᕸ࡟ᇶ࡙࠸࡚௬ᐃす。解析モデルは，一般的な中層事務所ビルを想定し，階高が ₁ 階ࡍࡿࠋ
₄.₅ m, ₂ ～ ₈ 階 ₄ m, スパン長 ₆ m の ₈ 層 ₃4 ࡟♧ࡍࡼ࠺࡟ྛᒙࡢእഃᵓ㠃࡟ X ᆺ࡟ࠉࣈ࣮ࣞࢫࡣᅗ
₆ ．図
₃ に架構の剛性の分布を示す。各層の剛性は直線的ࣈ࣮ࣞࢫ㓄⨨ࡍࡿࠋゎᯒᑐ㇟࡜ࡋ࡚ࠊ୍⯡ⓗ࡟୰పᒙᵓ
な分布となっている。

2. ᮏゎᯒࣔࢹࣝࡢ㒊ᮦ㔜㔞ࢆ㝖࠸ࡓᗋࡢᅛᐃⲴ㔜ࡣ୍
スパンの立体架構である。解析モデルの条件を以下に示す。
⯡ᒙࢆ 4,470N/mm2, ᭱ୖ㝵ࢆ 6,590N/mm2 ࡜ࡍࡿࠋ✚₁ ．設計用地震力は地域係数 Z＝₁.₀, 設計用一次固有周期㍕Ⲵ㔜࡜ࡋ࡚ࠊ୍⯡ᒙࢆ஦ົᡤ , ᭱ୖ㝵ࢆᒇୖ࡜௬ᐃ
T＝₀.₀₃H（H：建物の高さ）, 地震種別は第 ₂ 種地盤，
ࡍࡿࠋ
標準せん断力係数 CO＝₀.₂とし，Ai 分布に基づいて仮3. ྛᒙࡢᗋ࡟ࡣ๛ᗋࢆ௬ᐃࡍࡿࠋ定する。
4.
ᰕ㸪ᱱ , ࣈ࣮ࣞࢫࡢ㗰ᮦ✀ࡣࠊࡑࢀࡒࢀ BCP325,
₂ ．本解析モデルの部材重量を除いた床の固定荷重は一般
SN490B, SNR490B ࡜ ࡋࠊ ࣖ ࣥ ࢢ ಀ ᩘ E=205,000N/₂₂㐀≀࡟౑⏝ࡉࢀࡿᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ ( ᏶඲ᙎረᛶࡢ᚟ඖຊ≉ᛶࢆ♧ࡍࡶࡢ㸧ࢆྛᒙ࡟タ⨨ࡋࡓᯫᵓࠊࡇࢀ࡟ᑐࡋ࡚
解析対象
R-brace ࢆタ⨨ࡋࡓᯫᵓࡢᆅ㟈ᛂ⟅పῶຠᯝ࡟ࡘ࠸࡚㆟ㄽ
ブレースは図 ₄ に示すように各層の外側構面に X 型にブࡍࡿࠋ⾲ 2 ࡟ࣈ࣮ࣞࢫࡢ᩿㠃ࣜࢫࢺࢆ♧ࡍࠋࣈ࣮ࣞࢫࡣࣈレース配置する。解析対象として，一般的に中低層構造物
࣮ࣞࢫ๛ᛶẚ Kbi/Kﬁ ࡼࡾ᩿㠃ࢆỴᐃࡋࠊᯫᵓࡢ๛ᛶ࡟ᑐࡋに使用される座屈拘束ブレース（完全弾塑性の復元力特性࡚ࣈ࣮ࣞࢫࡢ༨ࡵࡿ๛ᛶࡢẚࢆࣈ࣮ࣞࢫ⣔Ỉᖹຊศᢸ⋡ β₂.₂を示すもの）を各層に設置した架構，これに対して0.6 ࡜ࡋࡓࠋ࡜ࡋ࡚࠸ࡿࠋࣈ࣮ࣞࢫ⣔Ỉᖹຊศᢸ⋡ࡣ 0.2, 0.4, R-brace

N/mm ，最上階を ₆,₅₉₀ N/mm とする。
層をmm₄,₄₇₀㸪㝆అᛂຊᗘࡣᐇໃ್ࢆຍ࿡ࡋ࡚බ⛠್ࡢ ಸを設置した架構の地震応答低減効果について議論する。表ࠉᅗ 2 ࡢゎᯒࡢࣔࢹࣝ࡟ࡣࠊᰕ㸪ᱱ࡟᩿㠃ᛶ⬟ࢆධຊࡋࠊ࡛࠶ࡿ σC=358N/mm2 ࡜ࡍࡿࠋ積載荷重として，一般層を事務所，最上階を屋上と仮5.
ྛᒙࡢᱱࡢ඲ረᛶ࣮࣓ࣔࣥࢺࡢ⥲࿴ ΣMpb ࡟ᑐࡍࡿ㍈
定する。

ࣈ࣮ࣞࢫࡢタᐃ࡜ࡋ࡚ࠊᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ࡟ࡣ᏶඲ᙎረᛶ
₂ にブレースの断面リストを示す。ブレースはブレース剛࡟ࡣཎⅬࢆᣦྥࡍࡿࡼ࠺࡞
Kbi/Kfi より断面を決定し，架構の剛性に対してブレー性比ࢆ♧ࡍ᚟ඖຊ≉ᛶࢆࠊR-brace

ある σ C＝₃₅₈ N/mm₂ とする。

᚟ඖຊ≉ᛶࢆ෌⌧ࡋࡓ༢㍈ࣂࢿࢆタᐃࡋࠊᙎᛶ๛ᛶࠊ㝆అスの占める剛性の比をブレース系水平力分担率
β としてい⪏ຊࢆධຊࡋ࡚࠸ࡿࠋᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫࡣࠊ∦ቯࢀᆺ (Zる。ブレース系水平力分担率は₀.₂，₀.₄，₀.₆とした。
ᆺ ),R-brace ࡣ X ᆺ࡟㓄⨨ࡍࡿࠋ
図 ₂ の解析のモデルには，柱，梁に断面性能を入力し，ࠉ⾲ 3 ࡟ධຊຍ㏿ᗘࢆ⾲ 4 ࡟ᅛ᭷್ゎᯒࡢ⤖ᯝ࡜ࡋ࡚ᅛ᭷
ブレースの設定として，座屈拘束ブレースには完全弾塑性
࿘ᮇࢆࠊᅗ 5 ࡟ほ グ㘓Ἴࡢ㏿ᗘᛂ⟅ࢫ࣌ࢡࢺࣝࢆ♧ࡍࠋ
を示す復元力特性を，R-brace には原点を指向するような復2ຊࢆ⪃៖ࡋࡓᰕࡢ඲ረᛶ࣮࣓ࣔࣥࢺࡢ⥲࿴ ΣMpc ࡢẚ
₃ ．各層の床には剛床を仮定する。
ΣM /ΣMpb ࡀ 1.5 ࢆୖᅇࡿࡼ࠺࡟タᐃࡋ࡚࠸ࡿࠋ
, ブ レ ー ス の 鋼 材 種 は，そ れ ぞ れ BCP₃₂₅,₄ ．柱，梁 pc
6. ᅗ 3 ࡟ᯫᵓࡢ๛ᛶࡢศᕸࢆ♧ࡍࠋྛᒙࡢ๛ᛶࡣ┤⥺ⓗSN₄₉₀B, SNR₄₉₀B とし，ヤング係数 E＝₂₀₅,₀₀₀ N/࡞ศᕸ࡜࡞ࡗ࡚࠸ࡿࠋmm₂，降伏応力度は実勢値を加味して公称値の₁.₁倍で₅ ．各層の梁の全塑性モーメントの総和 ΣMpb に対する軸元力特性を再現した単軸バネを設定し，弾性剛性，降伏耐─ 144 ─

原点立ち上がり型復元力特性を有するブレースを設置した 8 層 3 スパン立体架構の地震応答解析
876ᯫᵓ
E=0.2E=0.4E=0.6

表₃地震波taft

ᆅ㟈Ἴtaft

最大加速度（gal） 最大速度（kine） 記録時間（s）
⾲ 3 ධຊᆅ㟈Ἴ
₁₅₂.₇
₁₅.₇
₅₄.₄story

表₄655

0 100 200 300 400 500 600
K (kN/mm)

4

図 ₃ 剛性分布ᅗ 3ࠉ๛ᛶศᕸ

7743storystory

6ᯫᵓ ᯫᵓ
E=0.2 E=0.2
1E=0.4 E=0.4
E=0.6
E=0.6820

固有周期（s）
₁次₂次

ラーメン架構

₁.₃₆₈

₁.₂₂₃

1ḟβ ＝₀.₂₁.₂₃₅

₁.₀₂₂

₁.₁₁₃

₀.₈₇₁

ᅛ᭷࿘ᮇ(s)ࣔࢹࣝ⾲3࣮࣓ࣛࣥᯫᵓグ㘓᫬㛫 (s)54.4

固有周期モデル⾲ 4ࠉᅛ᭷࿘ᮇ

38

᭱኱㏿ᗘ(kine)
15.7

᭱኱ຍ㏿ᗘ(gal)
152.7

54

入力地震動

2ḟ

3 ධຊᆅ㟈Ἴ⾲β ＝₀.₄
ධຊᆅ㟈Ἴ
1.368
1.223

᭱኱㏿ᗘ(kine)(s)ȕ=0.2 ᭱኱ຍ㏿ᗘ(gal)1.235β᭱኱㏿ᗘ(kine)＝₀.₆ 1.022
₀.₉₈₇ グ㘓᫬㛫₀.₇₃₇グ㘓᫬㛫(s)ᆅ㟈Ἴ ᆅ㟈Ἴ᭱኱ຍ㏿ᗘ(gal)
taft
54.4
ȕ=0.4
1.113
0.871 15.7
taft
152.7 152.7
15.7
54.4
0.987

ȕ=0.6

0.737

⾲ 4ࠉᅛ᭷࿘ᮇ
⾲ 4ࠉᅛ᭷࿘ᮇ

3,
ᅛ᭷࿘ᮇ(s)
力を入力している。座屈拘束ブレースは，片壊れ型（Z 型）
ᅛ᭷࿘ᮇ(s)2ධຊᆅ㟈ἼࡣࠊTaft ࡢほ グ㘓Ἴࢆ౑⏝ࡍࡿࠋほグ㘓Ἴࣔࢹࣝ ࣔࢹࣝ1ḟ 2ḟ
2ḟ
R-brace は X 型に配置する。
1ḟ
ࡢ NS ᡂศࢆ X ㍈᪉ྥ࡟ࡢࡳධຊࡍࡿࠋࡑࢀࡒࢀ᭱኱㏿ᗘ࣮࣓ࣛࣥᯫᵓ
1.368
1.223
࣮࣓ࣛࣥᯫᵓ
1.368
1.223
表 ₃ 1に入力地震動を表 ₄ に固有値解析の結果として固有1
ࡀ 75kine, 100kine ࡜࡞ࡿࡼ࠺࡟ࠊຍ㏿ᗘࢆᇶ‽໬ࡍࡿࠋࣈ
ȕ=0.2 1.235
1.235
1.022
ȕ=0.2
1.022
周期を，図₅ に観測記録波の速度応答スペクトルを示す。
0.9 ȕ=0.4
࣮ࣞࢫᯫᵓࡢᅛ᭷࿘ᮇࡣࠊ࠾ࡼࡑ
㹼 1.2 ࡢ⠊ᅖ࡟࠶ࡿࠋ
00
1.113
0.871
ȕ=0.4
1.113
0.871
0 100500 600
0入力地震波は，Taft
100 200 300
400200500300600400の観測記録波を使用する。観測記録波
ȕ=0.6
0.987
0.737
ȕ=0.60.987
0.737
K (kN/mm) K (kN/mm)の NS 成分を軸方向にのみ入力する。それぞれ最大速度Xゎᯒ᮲௳
2ZYᅗ 4ࠉࣈ࣮ࣞࢫ㓄⨨ࠉ㸦R-brace)3ࠉ๛ᛶศᕸ
ᅗ kineᅗ 3ࠉ๛ᛶศᕸࠉゎᯒ᮲௳ࡣ௨ୗࡢ࡜࠾ࡾ࡜ࡍࡿࠋ
が ₇₅ kine，₁₀₀となるように，加速度を基準化する。

11. ᩘ್ゎᯒ࡟ࡣ SNAP.ver6.0( ௵ពᙧ≧❧యࣇ࣮࣒ࣞᙎ
ブレース架構の固有周期は，およそ₀.₉～₁.₂の範囲にある。
ረᛶゎᯒࢯࣇࢺ ) ࢆ౑⏝ࡍࡿࠋධຊᆅ㟈ἼࡣࠊTaftࡢほ グ㘓Ἴࢆ౑⏝ࡍࡿࠋほグ㘓Ἴ2. ࡢほNewmark-βグ㘓Ἴᩘ್✚ศࡢ᪉ἲࡣἲ (β=0.25ࡢᖹᆒຍ㏿ᗘධຊᆅ㟈ἼࡣࠊTaftグ㘓Ἴࢆ౑⏝ࡍࡿࠋほ
₂.₃ 解析条件
NSXࡢᡂศࢆ
㍈᪉ྥ࡟ࡢࡳධຊࡍࡿࠋࡑࢀࡒࢀ᭱኱㏿ᗘἲ ) ࡜ࡍࡿࠋࡢ NS ᡂศࢆ X ㍈᪉ྥ࡟ࡢࡳධຊࡍࡿࠋࡑࢀࡒࢀ᭱኱㏿ᗘ
解析条件は以下のとおりとする。
75kine,3.
100kine࡜࡞ࡿࡼ࠺࡟ࠊຍ㏿ᗘࢆᇶ‽໬ࡍࡿࠋࣈh =0.02 ࡜ࡍࡿࠋῶ⾶ࡣ▐㛫๛ᛶẚ౛ᆺ࡛ῶ⾶ᐃᩘࡀ 75kine,ࡀ100kine࡜࡞ࡿࡼ࠺࡟ࠊຍ㏿ᗘࢆᇶ‽໬ࡍࡿࠋࣈ₁࣮ࣞࢫᯫᵓࡢᅛ᭷࿘ᮇࡣࠊ࠾ࡼࡑ．数値解析には SNAP. ver ₆.₀（任意形状立体フレーム弾0.91.2㹼ࡢ⠊ᅖ࡟࠶ࡿࠋ4. ᆅ㟈⤊஢᫬ࡢṧ␃ኚᙧࢆᚓࡿࡓࡵࠊᆅ㟈ᚋ⮬⏤᣺ືࡀ
0.9 㹼 1.2 ࡢ⠊ᅖ࡟࠶ࡿࠋ࣮ࣞࢫᯫᵓࡢᅛ᭷࿘ᮇࡣࠊ࠾ࡼࡑ塑性解析ソフト）を使用する。
༑ศ࡟ᑠࡉࡃ࡞ࡿ 100 s ㎾ゎᯒࢆ⾜࠺ࠋ
Newmark-β 法（β ＝₀.₂₅ の平均加速₂．数値積分の方法はゎᯒ᮲௳ ゎᯒ᮲௳度法）とする。
ࠉゎᯒ᮲௳ࡣ௨ୗࡢ࡜࠾ࡾ࡜ࡍࡿࠋ
ࠉゎᯒ᮲௳ࡣ௨ୗࡢ࡜࠾ࡾ࡜ࡍࡿࠋ

V (m/s)Y

2. 十分に小さくなる
Newmark-β(β=0.25 ࡢᖹᆒຍ㏿ᗘᩘ್✚ศࡢ᪉ἲࡣ
R-brace ௜ࡁᯫᵓࠊᗙࢫ⣔Ỉᖹຊศᢸ⋡β=0.6ἲࡢሙྜࡢ
Newmark-β(β=0.25ᩘ್✚ศࡢ᪉ἲࡣ
ࡢᖹᆒຍ㏿ᗘsἲ迄解析を行う。
₁₀₀0.5)
ἲ࡜ࡍࡿࠋ
8,6,4,2- ᒙ㛫ᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓࡢᒙࡢᒙࡏࢇ᩿ຊἲ ) ࡜ࡍࡿࠋ₃3.．数値解析結果と考察
h =0.02 ࡜ࡍࡿࠋ 7, 10 ࡑࢀῶ⾶ࡣ▐㛫๛ᛶẚ౛ᆺ࡛ῶ⾶ᐃᩘ
ኚᙧゅࢆᅗ 6, 9 ࡟ࠊᒙ㛫ኚᙧゅࡢ᫬้Ṕࢆᅗh =0.02 ࡜ࡍࡿࠋῶ⾶ࡣ▐㛫๛ᛶẚ౛ᆺ࡛ῶ⾶ᐃᩘ0.5ZZYXX0ᅗ 4ࠉࣈ࣮ࣞࢫ㓄⨨ࠉ
図ᅗ₄ 4ࠉࣈ࣮ࣞࢫ㓄⨨ࠉ
0 ブレース配置（R-brace）
0.5
1 㸦R-brace)
1.5
㸦R-brace)

2T (s)

1ᅗ5ほᆅ㟈Ἴࡢ㏿ᗘᛂ⟅ࢫ࣌ࢡࢺࣝ (h=0.02)

taft NS ௨ୗ࡟ࡲ࡛ప
taft NS1/500(rad)ࡋ࡚࠾ࡾṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡀ
V (m/s)2.

V (m/s)1.

taft NS1 ᩘ್ゎᯒ⤖ᯝ࡜⪃ᐹ

SNAP.ver6.0(ᩘ್ゎᯒ࡟ࡣ௵ពᙧ≧❧యࣇ࣮࣒ࣞᙎ
h＝₀.₀₂ とする。
₃1.．減衰は瞬間剛性比例型で減衰定数
SNAP.ver6.0(ᩘ್ゎᯒ࡟ࡣ௵ពᙧ≧❧యࣇ࣮࣒ࣞᙎ)ረᛶゎᯒࢯࣇࢺ
ࢆ౑⏝ࡍࡿࠋ
ࠉゎᯒ⤖ᯝࡢ୍౛࡜ࡋ࡚ࠊTaftࢆධຊࡋࡓሙྜࡢࣈ࣮ࣞ
₄．地震終了時の残留変形を得るため，地震後自由振動がረᛶゎᯒࢯࣇࢺ ) ࢆ౑⏝ࡍࡿࠋX

0.5 ῶࡉࢀ࡚࠸ࡿࠋࡲࡓ 100kine ࡢሙྜࡢ β ࡀ 0.2㸪0.4 ࡢሙྜ࡟ࡣࠊᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓ࡜ྠ⛬ᗘࡢᛂ⟅್ࢆ♧ࡋ࡚࠸ࡿࡀࠊṧ␃ኚᙧࡢపῶຠ⋡ࡀ኱ࡁࡃᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ
4.
ᆅ㟈⤊஢᫬ࡢṧ␃ኚᙧࢆᚓࡿࡓࡵࠊᆅ㟈ᚋ⮬⏤᣺ືࡀࡒࢀ♧ࡍࠋࡲࡓᯫᵓࡢ᭱኱ᛂ⟅㸪᭱ᑠᛂ⟅㸪ᆅ㟈ᚋࡢᯫ
4. ᆅ㟈⤊஢᫬ࡢṧ␃ኚᙧࢆᚓࡿࡓࡵࠊᆅ㟈ᚋ⮬⏤᣺ືࡀ
0 ௜ࡁᯫᵓ࡜ẚ࡭ࠊṧ␃ኚᙧࡀᑡ࡞࠸ࠋࡑࡋ࡚ࠊβ 0.6 ࡢሙ0
解析結果の一例として，Taft を入力した場合のブレース0ྜ࡟ࡣࠊᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ࡜ẚ㍑ࡋ࡚ኚ఩ࡢ᭱኱ᛂ⟅ࡣ኱
0.5 1
1 1.5
1.5 22100s
༑ศ࡟ᑠࡉࡃ࡞ࡿ
㎾ゎᯒࢆ⾜࠺ࠋ
00.5ᵓࡢṧ␃ኚᙧ࡜ࡋ࡚ࢫࢸࢵࣉ᭱⤊ࡢᒙ㛫ኚᙧゅࡢศᕸࢆ
100 s ㎾ゎᯒࢆ⾜࠺ࠋ༑ศ࡟ᑠࡉࡃ࡞ࡿ
T (s)系水平力分担率 β ＝₀.₆ の場合の R-brace 付き架構，座屈拘T (s)ࡁ࠸ࡀࠊṧ␃ኚᙧ࡟╔┠ࡍࡿ࡜ 1 㹼 3 ᒙ࡛ࡣṧ␃ኚᙧࡣゎᅗ 8,11 ࡟♧ࡍࠋゎᯒ⤖ᯝࡼࡾᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓ
図ᅗ
₅ 5 観測地震波の速度応答スペクトル（h＝₀.₀₂）
束ブレース付き架構の
₈，₆，₄，₂層の層せん断力－層間ほ ᆅ㟈Ἴࡢ㏿ᗘᛂ⟅ࢫ࣌ࢡࢺࣝ
ᾘࡉࢀ࡚࠾ࡾࠊ4㹼 7 ᒙ࡛ࡣṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡶࡢࡢ
(h=0.02) (h=0.02)
ᅗ 5 ほ ᆅ㟈Ἴࡢ㏿ᗘᛂ⟅ࢫ࣌ࢡࢺࣝࡣ᏶඲ᙎረᛶࡢ᚟ඖຊ≉ᛶࢆ♧ࡋࠊβ 0.2 ࡢሙྜ࡟ࡣࠊᯫ ᩘ್ゎᯒ⤖ᯝ࡜⪃ᐹ ᩘ್ゎᯒ⤖ᯝ࡜⪃ᐹ
変形角を図ᵓࡢᛂ⟅ࡣపῶࡋ࡚࠸ࡿࡀṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࠋࡋ࠿
₆ ， ₉ に，層間変形角の時刻歴を図 ₇ ，₁₀それ1/200(rad) ௨ୗ࡜࡞ࡗ࡚࠸ࡿࠋࡇࡢࡼ࠺࡟ࠊከᒙከࢫࣃࣥ3.

1/500(rad)ࡋ࡚࠾ࡾṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡀ௨ୗ࡟ࡲ࡛పࠉゎᯒ⤖ᯝࡢ୍౛࡜ࡋ࡚ࠊTaftࢆධຊࡋࡓሙྜࡢࣈ࣮ࣞ
kine の場合には，残留変形は生じているもののぞれ示す。また架構の最大応答，最小応答，地震後の架構
₁₀₀₁/₂₀₀X ᆺ࡟㓄⨨ࡍࡿࡇ࡜࡛ࠊධຊ㏿ᗘ
75kineᯫᵓ࡟ R-brace ࢆ1/500(rad)ࡋ β=0.6 ࡛ࡣ 75kineࡢሙྜ࡟ࡣࠊṧ␃ኚᙧࢆゎᾘࡋ࡚࠸ࡋ࡚࠾ࡾṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡀ
௨ୗ࡟ࡲ࡛ప
ࠉゎᯒ⤖ᯝࡢ୍౛࡜ࡋ࡚ࠊTaftࢆධຊࡋࡓሙྜࡢࣈ࣮ࣞ
100kine0.2㸪0.4ῶࡉࢀ࡚࠸ࡿࠋࡲࡓ
ࡢሙྜࡢࡀ
ࡢሙྜ
R-braceβࢫ⣔Ỉᖹຊศᢸ⋡ࡢሙྜࡢ௜ࡁᯫᵓࠊᗙ
β=0.6ࡢሙྜ࡟ࡣࠊᚑ᮶౑⏝ࡉࢀ࡚ࡁࡓᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ࡜ྠ100kineࡿࠋࡲࡓࡢሙྜ࡟ࡣࠊṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡶࡢ
R-braceの残留変形としてステップ最終の層間変形角の分布を図₈，（rad）まで低減している。次にを導入した場合に100kine
0.2㸪0.4ῶࡉࢀ࡚࠸ࡿࠋࡲࡓࡢሙྜࡢ β ࡀࡢሙྜࢫ⣔Ỉᖹຊศᢸ⋡ β=0.6 ࡢሙྜࡢ R-brace ௜ࡁᯫᵓࠊᗙ࡟ࡣࠊᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓ࡜ྠ⛬ᗘࡢᛂ⟅್ࢆ♧ࡋ
8,6,4,2 ᒙࡢᒙࡏࢇ᩿ຊ- ᒙ㛫ᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓࡢ➼ࡢᛶ⬟ࢆⓎ᥹ࡋࠊ100kine ࡢሙྜ࡟ࡣኚ఩᭱኱ᛂ⟅್ࡣࠊ
R-braceࡢ 1/200(rad)ࡲ࡛పῶࡋ࡚࠸ࡿࠋḟ࡟ࢆᑟධࡋࡓ࡟ࡣࠊᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓ࡜ྠ⛬ᗘࡢᛂ⟅್ࢆ♧ࡋ
8,6,4,2- ᒙ㛫ᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓࡢᒙࡢᒙࡏࢇ᩿ຊ
₁₁に示す。解析結果より座屈拘束ブレース付き架構は完全は，座屈拘束ブレースと同様にブレース系水平力分担率が࡚࠸ࡿࡀࠊṧ␃ኚᙧࡢపῶຠ⋡ࡀ኱ࡁࡃᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ
6,97,10ኚᙧゅࢆᅗ࡟ࠊᒙ㛫ኚᙧゅࡢ᫬้Ṕࢆᅗࡑࢀᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓ࡜ẚ࡭኱ࡁ࡞್࡜࡞ࡿࡀࠊṧ␃ሙྜ࡟ࡣࠊᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ࡜ྠᵝ࡟ࣈ࣮ࣞࢫ⣔Ỉᖹຊศ࡚࠸ࡿࡀࠊṧ␃ኚᙧࡢపῶຠ⋡ࡀ኱ࡁࡃᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ
6, 9 ࡟ࠊᒙ㛫ኚᙧゅࡢ᫬้Ṕࢆᅗ
7, 10 ࡑࢀኚᙧゅࢆᅗ
弾塑性の復元力特性を示し，₀.₂の場合には，残留変形が生じているが，β ＝₀.₂ の場合には，架構の応β が増大すると，௜ࡁᯫᵓ࡜ẚ࡭ࠊṧ␃ኚᙧࡀᑡ࡞࠸ࠋࡑࡋ࡚ࠊβࡒࢀ♧ࡍࠋࡲࡓᯫᵓࡢ᭱኱ᛂ⟅㸪᭱ᑠᛂ⟅㸪ᆅ㟈ᚋࡢᯫኚᙧࡣపῶࡍࡿࠋᢸ⋡ࡀ 0.2 ࡢሙྜ࡟ࡣࠊṧ␃ኚᙧࡀ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡀࠊβࡀቑ
0.6 ࡢሙ 0.6 ࡢሙ௜ࡁᯫᵓ࡜ẚ࡭ࠊṧ␃ኚᙧࡀᑡ࡞࠸ࠋࡑࡋ࡚ࠊβࡒࢀ♧ࡍࠋࡲࡓᯫᵓࡢ᭱኱ᛂ⟅㸪᭱ᑠᛂ⟅㸪ᆅ㟈ᚋࡢᯫ
答は低減しているが残留変形は生じている。しかし β ＝₀.₆₇₅ kine の場合には架構の最大・最小応答を低減しており残ྜ࡟ࡣࠊᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ࡜ẚ㍑ࡋ࡚ኚ఩ࡢ᭱኱ᛂ⟅ࡣ኱ᵓࡢṧ␃ኚᙧ࡜ࡋ࡚ࢫࢸࢵࣉ᭱⤊ࡢᒙ㛫ኚᙧゅࡢศᕸࢆ኱ࡍࡿ࡜ࠊ75kine ࡢሙྜ࡟ࡣᯫᵓࡢ᭱኱࣭᭱ᑠᛂ⟅ࢆపῶྜ࡟ࡣࠊᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ࡜ẚ㍑ࡋ࡚ኚ఩ࡢ᭱኱ᛂ⟅ࡣ኱ᵓࡢṧ␃ኚᙧ࡜ࡋ࡚ࢫࢸࢵࣉ᭱⤊ࡢᒙ㛫ኚᙧゅࡢศᕸࢆ
留変形は生じているが ₁/₅₀₀（rad）以下にまで低減されてでは ₇₅ kine の場合には，残留変形を解消している。また1 㹼 3 ᒙ࡛ࡣṧ␃ኚᙧࡣゎࡁ࠸ࡀࠊṧ␃ኚᙧ࡟╔┠ࡍࡿ࡜8,11ᅗ࡟♧ࡍࠋゎᯒ⤖ᯝࡼࡾᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓ
1 㹼 3 ᒙ࡛ࡣṧ␃ኚᙧࡣゎࡁ࠸ࡀࠊṧ␃ኚᙧ࡟╔┠ࡍࡿ࡜ᅗ 8,11 ࡟♧ࡍࠋゎᯒ⤖ᯝࡼࡾᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ௜ࡁᯫᵓ
ᾘࡉࢀ࡚࠾ࡾࠊ4㹼 7 ᒙ࡛ࡣṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡶࡢࡢ
0.2 ࡢሙྜ࡟ࡣࠊᯫࡣ᏶඲ᙎረᛶࡢ᚟ඖຊ≉ᛶࢆ♧ࡋࠊβᾘࡉࢀ࡚࠾ࡾࠊ4㹼 7 ᒙ࡛ࡣṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡶࡢࡢ
0.2 ࡢሙྜ࡟ࡣࠊᯫࡣ᏶඲ᙎረᛶࡢ᚟ඖຊ≉ᛶࢆ♧ࡋࠊβ─ 145 ─1/200(rad)௨ୗ࡜࡞ࡗ࡚࠸ࡿࠋࡇࡢࡼ࠺࡟ࠊከᒙከࢫࣃࣥᵓࡢᛂ⟅ࡣపῶࡋ࡚࠸ࡿࡀṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࠋࡋ࠿
1/200(rad) ௨ୗ࡜࡞ࡗ࡚࠸ࡿࠋࡇࡢࡼ࠺࡟ࠊከᒙከࢫࣃࣥᵓࡢᛂ⟅ࡣపῶࡋ࡚࠸ࡿࡀṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࠋࡋ࠿
R-braceᯫᵓ࡟ࢆࢆ X ᆺ࡟㓄⨨ࡍࡿࡇ࡜࡛ࠊධຊ㏿ᗘ
75kineࡋ࡛ࡣࡢሙྜ࡟ࡣࠊṧ␃ኚᙧࢆゎᾘࡋ࡚࠸
β=0.6X ᆺ࡟㓄⨨ࡍࡿࡇ࡜࡛ࠊධຊ㏿ᗘ
75kine 75kine
ᯫᵓ࡟ R-braceࡋ β=0.6 ࡛ࡣ 75kine ࡢሙྜ࡟ࡣࠊṧ␃ኚᙧࢆゎᾘࡋ࡚࠸ࡿࠋࡲࡓ 100kine ࡢሙྜ࡟ࡣࠊṧ␃ኚᙧࡣ⏕ࡌ࡚࠸ࡿࡶࡢࡢሙྜ࡟ࡣࠊᚑ᮶౑⏝ࡉࢀ࡚ࡁࡓᗙᒅᣊ᮰ࣈ࣮ࣞࢫ࡜ྠ

山西央朗・山田裕也・清水

図₆

図₇

層せん断力－層間変形角関係（Taft ₇₅ kine）

図₈

斉

層間変形角の時刻歴（Taft ₇₅ kine）

正方向・負方向最大応答，残留変形角の分布（Taft ₇₅ kine）

─ 146 ─

原点立ち上がり型復元力特性を有するブレースを設置した 8 層 3 スパン立体架構の地震応答解析

図₉

層せん断力－層間変形角関係（Taft ₁₀₀ kine）

図₁₁

図₁₀

正方向・負方向最大応答，残留変形角の分布（Taft ₁₀₀ kine）

層間変形角の時刻歴（Taft ₁₀₀ kine）

─ 147 ─

山西央朗・山田裕也・清水斉いる。また ₁₀₀ kine の場合の β が ₀.₂，₀.₄の場合には，座相当の地震の際には，残留変形低減効果を発揮し ₁/₂₀₀

屈拘束ブレース付き架構と同程度の応答値を示しているが，（rad）以下にまで低減できることを明らかとした。

残留変形の低減効率が大きく座屈拘束ブレース付き架構と文比べ，残留変形が少ない。そして，β ＝₀.₆ の場合には，座献

屈拘束ブレースと比較して変位の最大応答は大きいが，残₁ ）山西央朗：原点立上がり型復元力特性を有するブレー留変形に着目すると ₁ ～ ₃ 層では残留変形は解消されておスを設置した ₁ 層鋼構造物に関する研究，広島工業大り， ₄ ～ ₇ 層では残留変形は生じているものの ₁/₂₀₀（rad）

学紀要．研究編，₅₁巻，pp. ₁₇₇-₁₈₂，₂₀₁₇.₂

以下 と な っ て い る。こ の よ う に，多 層 多 ス パ ン 架構に₂ ）石橋亮，山西央朗，田川浩，高松隆夫：原点立上がり

R-brace を X 型に配置することで，入力速度 ₇₅ kine の場合型復元力特性を有するブレースと制振ブレースを併用には，従来使用されてきた座屈拘束ブレースと同等の性能した低層鋼構造物応答について，日本建築学会中国支を発揮し，₁₀₀ kine の場合には変位最大応答値は，座屈拘部研究報告集

束ブレース付き架構と比べ大きな値となるが，残留変形は₃₃₇-₃₄₀，₂₀₁₆.₃

編，₃₉巻，pp.

₃ ）佐伯英一朗，前田泰史，中村秀司，緑川光正，和田低減する。

₄ ．結

日本建築学会中国支部

章：実大アンボンドブレースに関する実験的研究，日論

本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 集，第 ₄₇₆ 号，pp. ₁₄₉-₁₅₈，

原点立ち上がり型の復元力特性を付与させたブレースを多層多スパン架構に設置した架構の時刻歴地震応答解析を₁₉₉₅.₁₀
₄ ）加藤貴志，岩田衛，和田章：損傷制御構造における座実施し，以下の知見を得た。

屈拘束ブレースの性能評価，日本建築学会構造系論文

₁ ．R-brace を各層に X 型に配置することにより，架構の集，第₅₅₂号，pp. ₁₀₁-₁₀₈，₂₀₀₂.₂

応答，残留変形を低減でき従来使用されている座屈拘₅ ）高松隆夫，玉井宏章，小松真吾 , 山西央朗：多層 NC

束ブレースと同程度の性能が期待できることを明らか

ブレース架構の地震応答性状に関する研究，広島工業とした。

大学紀要 . 研究編，₅₁巻，pp. ₆₉-₇₅，₂₀₁₇.₂

₂ ．架構に R-brace を導入することで，入力速度 ₁₀₀ kine─ 148 ─