広島工業大学紀要研究編
第 ₅₀ 巻（₂₀₁₆）33 – 40論文

楔デバイス付柱継手を適用した架構の耐震性能
高松隆夫*・玉井宏章**・景山朋定***・岩瀬貴信****（平成₂₇年₁₀月₃₀日受付）

Earthquake resistant performance of steel frame withcolumn connection by wedge-device
Takao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI, Tomosada KAGEYAMA and Takanobu IWASE(Received Oct. 30, 2015)

Abstract
A huge earthquake produces residual deformation of steel structures, and large residual deformations make structures unusable. This paper proposes column connections using a wedge device toreduce residual deformations, and loading tests and numerical analyses of these connections are carried out to determine their performance. Experimental results show linear-from-origin-type restoring
force characteristics of the connections, and analytical results show no residual deformation and reduction of deformation and acceleration of upper stories than collapse one. These results clarify the earthquake resistant performance of frames with these connections.
Key Words: wedge device connection, self-centering performance, residual deformation, steel frame, loading test, numerical analysis

能を超えた応力が梁に作用し，スカラップ底を起点に下フ₁ ．はじめにランジが破断する例や ₁/₁₀₀ rad 程度の残留層間変形角が鋼構造架構の耐震設計は，鋼構造の特徴である靭性能に生じた例が報告されている₁︶。

期待し，柱脚部や梁端部といった構造部材端部に塑性ヒン

残留変形低減に関する研究は，継続使用性並びに補修性ジを生成させ，全体層崩壊機構（以降，梁降伏型）を形成の観点から国内外で多岐にわたる手法が提案されていするように行うのが一般的である。しかしながら，梁端部

る₂～₅︶。文献 ₂ ）では，露出柱脚のスリップ型復元力特性にはスカラップや溶接部が存在し，スカラップ底や溶接不に着目して残留変形を低減する手法が提案されている。一良を起点とした脆性破断の危険性がある。上記の塑性ヒン方で，梁断面を増大させなければ ₁ 層梁端部に変形が集中

ジの性能確保に関する課題は人為的な側面を持っているこし残留変形低減効果が低下することが示されている。文献とから完全に払拭することはできない。また，鋼構造架構₅ ）では，弾性要素（PC 鋼棒）と鋼製履歴ダンパーを組みにおける構造部材の復元力特性は，完全弾塑性型を示すた込んだ柱脚を用いて残留変形を低減する手法が提案されてめ残留変形が生じる可能性がある。残留変形が過大である

いる。しかしながら，鋼製履歴ダンパー脚部底面の面外変と構造物の継続使用が困難となり，補修には多大な資金と形や PC 鋼棒の伸び変形の減少等によって，理想化された期間が必要である。兵庫県南部地震では，塑性ヒンジの性条件より剛性が若干低下する傾向が示されている。

* 広島工業大学工学部建築工学科** 長崎大学工学部工学科*** 広島工業大学大学院工学系研究科知的機能科学専攻**** 広島工業大学大学院工学系研究科建設工学専攻
─ 33 ─

高松隆夫・玉井宏章・景山朋定・岩瀬貴信

した柱を想定している。柱には□ -₂₀₀×₂₀₀×₉を，上部エ著者等は，残留変形低減性能が期待される楔デバイス付₆～₁₂︶接合部を提案している。楔デバイス付接合部は，降伏ンドプレートには PL-₄₀₀×₄₀₀×₃₂を，下部エンドプレート要素をボルトとし引張抵抗による塑性ヒンジを生成するこには PL-₄₀₀×₄₀₀×₃₂を，アンカープレートには PL-₄₀₀×とから，局部座屈による不安定挙動は解消される。また，₄₀₀×₃₂を，鋼製基礎には H-₃₅₀×₃₅₀×₁₂×₁₉（SS₄₀₀）を

降伏要素をボルトに限定しているため架構への残留変形に使用している。上部エンドプレート及びアンカープレートは寄与しない。特に，楔デバイス付柱継手は，既往の研究は，面外変形に対して安全側の設計となるよう板厚を決定より，継手位置を調整することで保有水平耐力を低下させしている。降伏要素となるボルトには，₁₀％の伸び性能を₁₂︶ない設計が可能であることを明らかにしている 。そこで保証された転造ねじアンカーボルトを用い₁₃︶，ボルト径は

本論文では，楔デバイス付柱継手の新たな適用方法として，M₁₆を採用している。また，せん断力はエンドプレート間

塑性変形を特定層に集約し，補修面の合理化を図る手法をの摩擦により伝達するものとし，接触面に発錆処理を施し提案する。方法として，載荷実験により楔デバイス付柱継ている。

手の復元力特性を明らかにし，数値解析により新たな適用₂.₂

方法の基本的性能を検証する。

載荷装置と載荷方法

図 ₂ に載荷装置と計測位置を示す。

₂ ．実験概要

載荷は，試験体柱頭部に設置したヨークに，ピンを介し本章では，楔デバイス付柱継手試験体の載荷実験を行い，て水平ジャッキを接合し，水平荷重 Ph を作用させて行う。

復元力特性の確認を行う。

各ジャッキは，ピン中心とジャッキ軸心が一致するように設置している。

₂.₁

試験体

図 ₁ に試験体を，表 ₁ に素材特性値を，それぞれ，示す。
試験体は，鋼製基礎を溶接接合した片持ち柱形式とし，水平荷重に対する曲げモーメントの反曲点位置まで取り出

図₁

図₂

試験体
表₁部

材

材質

載荷装置と計測位置

素材特性値

EσYσU
σ Y/σ U
εf（N/mm₂） （N/mm₂） （N/mm₂） （％） （％）□ -₂₀₀×₂₀₀×₉

BCR₂₉₅₂₀₅,₀₀₀

₄₅₃₄₈₆₉₃₁₅

PL-₄₀₀×₄₀₀×₃₂

SN₄₀₀C

₂₀₅,₀₀₀

₃₅₄₅₄₀₆₆₁₉ABR₄₀₀₂₀₅,₀₀₀₃₂₅₄₇₃₆₉₂₄

転造ねじボルト

M₁₆E：ヤング係数 σ Y：降伏応力度 σ U：引張強さ σ Y/σ U：降伏比 ε f：破断伸び─ 34 ─

楔デバイス付柱継手を適用した架構の耐震性能

載荷方法は，柱頭部の水平変位 δ h から算定した層間変形角を制御値とした正負交番漸増繰返し載荷とする。載荷サ
イクルは，弾性域載荷として₁/₁₀₀₀，₁/₅₀₀，₁/₂₀₀ rad を，弾塑性域載荷として₁/₁₀₀，₁/₅₀ rad を，それぞれの載荷で₂ サイクルずつ行う。尚，柱には構造物の自重や積載荷重の鉛直軸力が作用すると考えられるが，基本的な復元力特性の確認を目的としているため鉛直荷重の影響は考慮しない。
₂.₃

図₄

計測計画

抵抗機構

荷重計測として，水平ジャッキ先端に設置したロードセルにより，水平荷重 Ph を，各ボルト下端部に設置したセン

力点位置は柱フェイス位置（dc＝₁₀₀）と仮定している。剛ターホール型ロードセルによりボルト軸力 TL, TR を，それ性評価は，露出柱脚と類似した抵抗機構を想定できることぞれ計測する。変位計測値として，水平変位 δ h，エンドプから，露出柱脚の弾性回転剛性式を適用する。接合部降伏レートの離間変位 δ L, δ R を，それぞれ計測する。水平変位

曲げモーメント j MY，弾性回転剛性 j K を，次式により算出

δ h は前後 ₂ ヶ所の平均値とし，鋼製基礎の計測基準点を支する。

持点とした木製治具からの相対変位としている。

(j M Y = n ⋅ σ Y ⋅ A ⋅ dc + dt

以上の計測値より，接合部曲げモーメント j M，エンドプjK =る。

eθ =dc =( h − h)（₁）

jδL − δRD（₂）

j M − ∑ dt ⋅ Ti

（₃）

∑ Ti

E ⋅ n ⋅ A ⋅ ( dc + dt )（₄）

2レート回転角 e θ ，圧縮合力点位置 dc を，次式により算出す

j M = Ph ⋅)（₅）

R ⋅ lb

ここに，n：引張ボルト本数，σ Y：ボルト降伏応力度，A：ボルト断面積，dt：柱断面図心からボルト軸心までの距
離，dc：柱断面図心から圧縮合力点位置までの距離，E：ヤング係数，lb：ボルト有効長さ，R：エンドプレート等の弾性変形を考慮した低減係数（R＝₂₁₄︶）である。

₃ ．実験結果及び考察

ここに，h：反曲点高さ，j h：柱継手高さ，D：エンドプ
レートに設置した変位計測間距離，Σdt・Ti：柱断面図心図 ₅ に j M-eθ 関係を，図 ₆ に dc-e θ 関係を，それぞれ，示からボルト軸心までの距離とボルト軸力を乗じたものの総す。尚，図 ₅ には，復元力特性モデル及び圧縮合力点位置和，Σ Ti：ボルト軸力の総和である。

dc を変数とした接合部最大曲げモーメントの耐力線も併せて示す。また，ボルトのひずみ硬化開始時を□で記してい₂.₄復元力特性モデル

る。図 ₆ には，ひずみ硬化の影響を無視した圧縮合力点位

図 ₃ に復元力特性モデルを，図 ₄ に抵抗機構を，それぞ置の履歴曲線を破線で示している。

れ，示す。
耐力評価は，図 ₄ の引張力を受けるボルト列のみが抵抗すると仮定し，Bi-linear 型として評価する。また，圧縮合

図₃

図₅復元力特性モデル
─ 35 ─j M-eθ 関係高松隆夫・玉井宏章・景山朋定・岩瀬貴信

図 ₅ より，楔デバイス付柱継手は，ボルト塑性化後も原ことを示す。尚，エンドプレート回転角が復元力特性と比点から立ち上がりを生じ，原点立上り型復元力特性を有し較して小さい値を示していることも，同様の理由である。ていることがわかる。また，載荷剛性・除荷剛性共に復元

₄ ．楔デバイス付柱継手を適用した架構の数値解析

力特性モデルと良好に対応しており，柱継手の弾性回転剛性 j K は，露出柱脚の弾性回転剛性式である（₅）式（R＝₂,本章では， ₃ 層 ₁ スパンラーメン架構において，柱脚部にスリップ型復元力特性を，柱継手に原点立上り型復元力dc＝₁₀₀）を用いて評価できる。
一方で，実験値と解析値の対応として，ボルト降伏後，特性を仮定した解析モデルを対象に地震応答解析を行い，接合部曲げモーメントが増加し，エンドプレート回転角が他モデルとの耐震性能の比較を行う。第 ₁ 章にて前述した復元力特性モデルと比較して小さい値を示している。これ

が，文献 ₂ ）で柱脚のスリップ型復元力特性を活用した残は，圧縮合力点位置の推移やボルトのひずみ硬化に起因す留変形低減手法が提案されており，本解析モデルでも採用る。図 ₆ より，エンドプレート回転角が増加することに伴している。

い，圧縮合力点位置が柱フェイス位置からエンドプレート端部方向へ推移していることがわかる。従って，モーメン

₄.₁

図 ₇ に解析モデルを，図 ₈ に S -j C type 想定ディテール

トアームが長くなることにより接合部曲げモーメントが増加していると考えられる。更に，接合部曲げモーメントの解析モデル

を，表 ₂ に部材リストと断面性能を，それぞれ，示す。

増加の軌跡ついて，ひずみ硬化を考慮しない場合，最大耐架構は，柱に□ -₃₀₀×₃₀₀×₁₂を，梁に H-₄₀₀×₂₀₀×₈×力は dc＝₂₀₀の耐力線と一致している（図 ₅ 中□）。これは，₁₃を，それぞれ採用し柱梁耐力比は₁.₃以上である。構成要

図 ₆ の圧縮合力点位置の推移と一致しており，圧縮合力点素としては，柱には ₂ 節点ビーム要素，梁には節点に質点位置の推移が接合部曲げモーメントの増加に寄与しているを有する ₂ 節点ビーム要素を用いる。また，各質点については，鉄骨造として一般的な ₈ kN/m₂の荷重が ₇ m×₇ m

図₆

図₈dc-eθ 関係

図₇解析モデル─ 36 ─

S -j C type 想定ディテール

楔デバイス付柱継手を適用した架構の耐震性能
表₂断面リストと断面性能

種別断面寸法σY（N/mm₂）

A（mm₂）Ix（mm₄）

ZP（mm₃）MP（kNm）

柱□ -₃₀₀×₃₀₀×₁₂₂₉₅

₁.₃₃×₁₀₄

₁.₈₁×₁₀₈

₁.₄₂×₁₀₆₄₁₈.₉

₂₃₅₃₈₆₃₀₇.₉

梁H-₄₀₀×₂₀₀×₈×₁₃

₈.₃₄×₁₀

₂.₃₅×₁₀

₁.₃₁×₁₀

σ Y：降伏応力度 A：断面積 Ix：断面 ₂ 次モーメント ZP：塑性断面係数 MP：全塑性モーメント

図₉

回転ばね特性値の定義の支配面積を持つ床に作用するとして算出している。尚，

表₃

楔デバイス付接合部を適用すれば，楔デバイスやエンドプモデル

レート等の影響により重量が増加するが，本解析モデルで部位
柱脚

S typeは，振動特性の把握を目的としているため，これを考慮せ柱脚側S -j C type

ず，各解析モデルで同じ重量としている。

柱頭側

回転ばね特性値
j K（kNm/rad）j MY（kNm）

₄

₄.₂₀×₁₀₃₂₃.₀

₁.₇₃×₁₀₄₂₀₈.₃

₅.₀₄×₁₀₄₂₇.₃

解析モデルは，柱脚を固定とし梁降伏型を想定した N
type，柱脚部をスリップ型復元力特性とし梁降伏型を想定表₄した S type，柱脚部をスリップ型復元力特性とし柱継手を原点立上り型復元力特性として層崩壊型を想定した S -j C
type の ₃ 種類を用いる。解析変数は，接合部形式としてお楔デバイス付柱継手寸法値

モデル

φdc（mm）

dt（mm）lb（mm）

S -j C type

M₁₆₁₅₀₂₀₀₃₂₀

り，S type の耐力は柱より先行して降伏することや残留変形に与える影響を加味して柱脚耐力を MY＝₀.₈CMP 程度とし₂.₄節の（₄），（₅）式により算出する。

なるように設計している。S -j C type は，柱継手位置を梁図心位置から₅₀₀ mm とし， ₂ 層以上の層が弾性範囲となる

₄.₃

解析方法

ように耐力を小さく設計している。従って，節点振り分け数値解析には，非線形解析プログラムである CLAP.f₁₅︶ を，法で考えた際， ₁ 層の保有水平耐力は N type と比較して ₅楔デバイス付接合部の原点立上り型復元力特性が考慮でき割程度まで小さくなる。尚，N type の柱脚は埋込み柱脚を，るよう，コード修正したものを使用する。部材の塑性化は，

S type 及び S -j C type の柱脚はアンカーボルト降伏先行型露一般化硬化ヒンジ法により考慮し，部材の応力度 - ひずみ出柱脚をそれぞれ想定している。

度関係は Bi-linear 型（降伏後剛性比₁/₁₀₀）としている。地震応答解析には，Newmark β 法の β 値₁/₄，数値積分時間₄.₂

回転ばね特性間隔₁/₂₀₀秒，減衰のタイプは瞬間剛性比例減衰とし，一次

図 ₉ に回転ばね特性値の定義を，表 ₃ に回転ばね特性値減衰定数は，一般的な構造物を想定して₀.₀₂としている。

を，表 ₄ に楔デバイス付柱継手寸法値を，それぞれ，示す。

尚，床スラブの梁の合成効果による剛性・耐力の増加，露S type 及び S -j C type は，復元力特性を想定した回転ばね出柱脚および楔デバイス付柱継手への変動軸力による影響を設ける。また，柱の軸力比が ₁ 割以下と小さく，鉛直軸は考慮していない。

力が柱の復元力特性に与える影響は小さいと考え，付加曲

入力地震波は，El Centro 波 NS 成分，Taft 波 EW 成分，げ抵抗を無視する。尚，楔デバイス付柱継手の回転ばね特Hachinohe 波 NS 成分，JMA Kobe 波 NS 成分の最大速度性値はボルト降伏後の接合部曲げモーメントの増加を無視

を，それぞれ ₀.₅ m/s となるよう，最大加速度を基準化し─ 37 ─

高松隆夫・玉井宏章・景山朋定・岩瀬貴信

た波を用いる。従って，解析モデル ₃ 体，地震波 ₃ ケースいる。S -j C type は設計段階において崩壊層のみの塑性化をの計₁₂ケースの解析を行う。

許容し楔デバイス付柱継手の耐力を低下させている。更に，

表 ₅ に固有周期を示す。 ₁ 次固有周期は，各解析モデル

一つの柱に対して ₂ つの回転ばねを設けていることから崩で回転ばね特性値及び剛性が異なることから差異が生じて壊層の剛性が低下し応答変位が増加する。一方で， ₂ 層以いる。従って，入力エネルギー量が異なり一部の比較が困

上の層間変形角は N type 及び S type と比較して小さくな難であるため，エネルギー量に関する考察は行わない。

る。これは，変形が崩壊層に集約し ₂ 層以上の層に応答変位が現れにくいためである。

表₅固有周期₅.₂

残留層間変形角 lastri 分布モデル

₁ 次固有周期（s）

N type₀.₇₄

図₁₁に残留層間変形角 lastri 分布を示す。

S type₀.₇₉

図₁₁より，S -j C type は全ての地震波において残留変形がS-jC type₀.₈₄

生じていないことがわかる。崩壊機構を形成する層においては原点立上り型復元力特性により残留変形が生じず，塑性変形を接合部に集約することで，他層は弾性状態を保持する。また，Taft 波を除いて S type は N type よりも残留変₅ ．数値解析結果と考察
₅.₁

形が低減される傾向にあり，JMA Kobe 波で ₀.₀₀₃ rad 程

層間変形角 ri 分布度の残留変形角を生じている。残留許容層間変形角₀.₀₀₅

図₁₀に層間変形角 ri 分布を示す。尚，図₁₀はある層が最大層間変形角に達したときの変形分布を示している。

rad ₁₆︶ は超えていないが，残留層間変形角を更に低減するためには，残留変形に寄与している梁の断面を増大させる

図₁₀より，N type と S type を比較すると，S type の方が，層間変形角が大きくなる傾向にあることがわかる。これは，必要があり₂︶，不経済となる。また，N type では JMA Kobe
波で残留許容層間変形角₀.₀₀₅ rad を越えている。

S type は柱脚降伏後スリップ型の復元力特性を示すことから，層の剛性が低下し応答変位が増加するためである。ま

₅.₃

層間変形角 ri 時刻歴・絶対加速度応答 α i 時刻歴

た，S -jC type と他の解析モデルを比較すると，S-j C type は

図₁₂に層間変形角 ri 時刻歴を，図₁₃に絶対加速度応答 α i

全ての地震波において崩壊層の層間変形角が大きく生じて時刻歴を，それぞれ，示す。尚，図₁₂，₁₃は N type と S -j C

図₁₀

図₁₁

層間変形角 ri 分布

残留層間変形角 lastri 分布
─ 38 ─

楔デバイス付柱継手を適用した架構の耐震性能を明らかにした。得られた知見を以下に示す。
₁ ．楔デバイス付柱継手の復元力特性は，原点立上り型復元力特性を示す。
₂ ．S -j C type は，残留変形が生じず継続使用に影響はない。更に，損傷したボルトは容易に交換することができ，崩壊層に損傷を集約させるため補修性に優れる。
₃ ．S -j C type は，崩壊層より上層の層間変形角・加速度の応答低減ができる。

謝

辞本研究で使用した転造ねじアンカーボルトは“フルサト図₁₂

層間変形角 ri 時刻歴工業株式会社”より提供して頂きました。ここに記して感謝の意を表します。

文献₁ ）日本建築学会：兵庫県南部地震における鋼構造物の被害と教訓，₁₉₉₆.₇.
₂ ）河野昭雄：柱脚のスリップ型復元力特性を活用する鋼ラーメン骨組の地震時残留変位の低減法，鋼構造論文
集，第₁₃巻，第₄₉号，pp. ₇₃ – ₈₂，₂₀₀₆.₃.
₃ ）中島正愛，吹田啓一郎，池永昌容，松宮智央，倉田真宏：セルフセンタリング導入による鋼構造骨組の残留変形低減効果，日本建築学会大会学術講演梗概集，C-₁，構造 III，pp. ₇₆₅ – ₇₆₆，₂₀₀₄.₈.
図₁₃₄ ）池永昌容，長江拓也，中島正愛，吹田啓一郎：ダン

絶対加速度応答 α i 時刻歴

パー付きセルフセンタリング柱脚の開発と大変形下のtype の数値解析結果とし El Centro 波 ₀ ～₄₀秒の結果を示挙動，日本建築学会大会学術講演梗概集，C-₁，構造す。また，それぞれの最大値を併せて記している。

III，pp. ₆₄₃ – ₆₄₄，₂₀₀₅.₉.

図₁₂より， ₁ 層最大層間変形角は N type と比較して ₃ 倍₅ ）池永昌容，長江拓也，中島正愛，吹田啓一郎：残留変以上の値を示しているが， ₂ 層最大層間変形角は N type の形低減をめざしたセルフセンタリング柱脚の開発と載₁/₂以下となっていることがわかる。また， ₂ 層 S -j C type

荷実験，日本建築学会構造系論文集，第₆₁₂号，pp.の応答変位は ₈ 秒以降ほとんど生じておらず， ₁ 層に変形が集約される。従って，変形は崩壊層に集約し，崩壊層より上層の応答変位は低減される。

₂₂₃ – ₂₃₀，₂₀₀₇.₂.
₆ ）Takao TAKAMATSU，Hiroyuki TAMAI：Non-slip-type
restoring force characteristics of exposed-type column

図₁₃より， ₁ 層最大加速度は N type と比較して大きくなり， ₂ 層では若干小さくなる。また， ₂ 層 S-j C type の絶対

base，Journal of Constructional Steel Reserch，Vol.
₆₁，pp. ₉₄₂-₉₆₁，₂₀₀₅.

加速度は ₀ ～ ₃ 秒の領域で N type とほぼ同様の性状を示す

₇ ）高松隆夫，玉井宏章，山西央朗：ノンスリップ型鉄骨が， ₁ 層の柱脚が降伏しスリップ現象を生じる ₃ 秒以降は，露出柱脚の復元力特性モデル，構造工学論文集，Vol.

N type よりも絶対加速度が低減されている。更に，₁₀秒以₅₁B，pp. ₂₉₃ – ₃₀₂，₂₀₀₅.₄.

降の ₂ 層応答加速度の低減率は N type の₁/₂程度であり，₈ ）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰 : アンカーボ

S -j C type は崩壊層より上層の加速度を低減できることがわ

ルトを多数配列したノンスリップ型露出柱脚の復元力かる。

特性 - 無軸力下の場合のセルフセンタリング性能，日₆ ．結

本建築学会構造系論文集，第₆₂₁号，pp. ₁₅₅ – ₁₆₂，論₂₀₀₇.₁₁.

本論文では，楔デバイス付柱継手の載荷実験及び楔デバ

₉ ）澤田樹一郎，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰，山西央イス付柱継手を適用した架構の数値解析を行い，耐震性能

朗：地震応答解析によるノンスリップ型露出柱脚付鋼─ 39 ─高松隆夫・玉井宏章・景山朋定・岩瀬貴信

構造骨組のセルフセンタリング性能と累積損傷応答評

₁₂）國井翔平，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，景山朋

価，日本建築学会構造系論文集，第₇₃巻，第₆₂₉号，

定：楔デバイスを用いた柱継手に関する基礎的研究，

pp. ₁₁₅₁ – ₁₁₅₇，₂₀₀₈.₇.

日本建築学会大会学術講演梗概集，C-₁，構造 III，

₁₀）弘永佑太，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，田邉真二郎，澤田樹一郎，松尾彰：楔デバイス付接合部を有した構造物の残留変位に関する研究

その ₁

CD-ROM 論文番号 – ₂₂₃₉₂，₂₀₁₄.₉.
₁₃）社団法人日本鋼構造協会：建築構造用アンカーボルト

載荷実験，を用いた露出柱脚設計施工指針・同解説，₂₀₀₉.₁₀.

日本建築学会大会学術講演梗概集，C-₁，構造 III，pp.

₁₄）秋山宏：鉄骨柱脚の耐震設計，技報堂出版，₁₉₈₅.₃.

₇₃₅ – ₇₃₆，₂₀₁₀.₈.

₁₅）多田元英：CLAP.f 利用説明書・解析方法説明書，鋼材

₁₁）田邉真二郎，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，弘永佑太，澤田樹一郎，松尾彰：楔デバイス付接合部を有した構造物の残留変位に関する研究

その ₂

倶楽部
₁₆）油野弘，池永昌容，Jason McCormick，中島正愛：居数値解析，住性・施工性・安全性指標に基づく建物の許容残留変

日本建築学会大会学術講演梗概集，C-₁，構造 III，pp.

形評価，日本建築学会構造系論文集，第₇₃巻，第₆₂₄

₇₃₇-₇₃₈，₂₀₁₀.₈.

号，pp. ₃₂₅ – ₃₃₁，₂₀₀₈.₂.

─ 40 ─