広島工業大学紀要研究編
第 51 巻（2017）85-93

論文

楔デバイス付柱継手を用いた部分崩壊型架構の二軸載荷実験
高松隆夫＊・玉井宏章＊＊・岩瀬貴信＊＊＊（平成28年11月１日受付）

Two-dimensional loading tests on local-collapse-type frame with wedge-device column
jointsTakao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI and Takanobu IWASE（Received Nov. 1. 2016）

Abstract
Huge earthquakes cause residual deformation in structures, making continuous use of structures
difﬁcult. Two-dimensional loading tests on local-collapse-type frames with wedge-device column
joints are carried out to clarify reduced performance of residual deformation of frames. The loading
tests on large deformation of the frames subjected to various vertical axial compression verify that
restoring force characteristics of the frames do not show negative slop tendency due to P-delta effect of compression.
Key Words: Wedge device connection, Self-centering performance, Residual deformation, Local collapse
mechanism, P- effects, Steel frame, Loading testを低減できる性能（セルフセンタリング性能）を有する。

１．はじめに更に，塑性伸び変形に基因した塑性ヒンジを生成させるた

現行の鋼構造物の耐震設計は，柱脚部や梁端部といっため，局部座屈による不安定挙動は生じない。特に，楔デバ構造部材端部に塑性ヒンジを生成させ全体崩壊機構を形成

イス付柱継手では数値解析より，特定層に部分崩壊機構をするように行う。しかしながら，塑性ヒンジを生成させる形成させることで崩壊層以外の層は層間変形角が低減され部材端部には溶接部やスカラップが存在し，溶接不良等にること，層せん断力係数分布が小さくなり合理的な設計が起因して，期待する塑性ヒンジの性能が得られない可能性できることを示している11，12）。しかしながら，崩壊層の層がある１）。更に，鋼構造架構における構造部材の復元力特間変形角が著しく大きくなった。水平変位が 1/100rad を超性は，紡錘型の復元力特性を示すことから残留変形が生じ過すると，水平変位と鉛直軸力に起因した P-⊿効果の顕在る可能性がある。残留変形が過大であると構造物の継続使化により復元力が喪失することがあり，特に，部分崩壊機用が困難となり，補修には多大な資金と期間が必要である。

構はエネルギー消散能力が低いため倒壊の禁忌がある。

残留変形の低減に関する研究は，継続使用性並びに補修

本論文では，楔デバイス付柱継手を用いた部分崩壊型架性の観点から国内外で多岐にわたる手法が提案されてお構の鉛直軸力を考慮した大変形領域の載荷実験を行い，復２～５）

り，著者等は，残留変形低減性能が期待できる楔デバ

元力特性を明らかにすることを目的とする。方法として，

６～12）

鉛直軸力を変数とした二軸載荷実験を実施し復元力特性をイス付接合部を提案している。楔デバイス付接合部比較する。

は，降伏要素をボルトに限定させることで架構の残留変形＊＊＊

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建設工学専攻― 85 ―

高松隆夫・玉井宏章・岩瀬貴信

中低層鋼構造物の重量を想定して n=0，0.1，0.2 の３種類

２．実験概要2.1とした。尚，ボルトには初期張力としてボルト降伏軸力の試験体30％を導入している。

図１に試験体を，表１に素材特性値を，それぞれ，示す。

載荷方法は，鉛直荷重を載荷した後，荷重制御にて荷重

試験体は鋼製基礎を溶接接合したロ字型架構とし，部分を保持し，架構試験体の梁図心位置にて計測した水平変位崩壊機構を形成させるため楔デバイス付柱継手を柱上端部dh から算定した層間変形角を制御値とした正負交番漸増と下端部に各々設けている。柱には□-150x150x9（STKR

繰返し載荷とする。載荷サイクルは，無軸力下を基準とし400） を , 梁 に は H-150x150x7x10（SS400） を， 接 合 部 のて 弾 性 域 載 荷 1/500，1/300rad を， 弾 塑 性 域 載 荷 1/100，ボルトにはボルト径 M10 を採用している。ボルト径は，1/50rad を，大変形領域載荷 1/30rad を，それぞれの載荷架構に塑性ヒンジが生成されないように，無軸力下で架構で２サイクルずつ行う。尚，載荷は正載荷サイクルから行の保有水平耐力に対して２割程度の保有水平耐力となるよい，水平ジャッキ引張を正載荷と定義している。

うに決定した。尚，エネルギー吸収要素となるボルトには2.313）

計測計画

10% の伸び性能を保証された転造ねじアンカーボルト を

図３に計測位置を示す。

使用することとしているが，本試験体では載荷装置の寸法

荷重計測値として，鉛直ジャッキ先端に設置したロード上，ボルト径が小さくなっており，JIS B 1220 で規定されセルより鉛直荷重 Pv を，水平ジャッキ先端に設置したローた転造ねじアンカーボルトの規格外であったため，丸鋼ドセルより水平荷重 Ph を，ボルト下端部に設置したセンf9（SR235）を特別に転造加工したものを使用している。

ターホール型ロードセルよりボルト軸力 bTi を，それぞれまた，柱せん断力はエンドプレート間の摩擦により伝達す計測している。変位計測値として，鉛直ジャッキ付属の変るものとし，接触面には発錆処理を施している。尚，無軸位計より鉛直変位 dv を，架構試験体の梁図心位置に設置

力下では十分な接触反力がとれないためせん断抵抗材を用した変位計より水平変位 dh を，柱に設置した変位計よりいて柱せん断力の伝達を行う。

エンドプレートの離間変位 edi を，それぞれ計測している。

2.2

ひずみ度計測値として，柱の曲げ応力分布並びに柱軸力を載荷装置と載荷方法

図２に二軸載荷装置を示す。

明らかにするためにひずみ度 Cei を，梁の曲げ応力分布を載荷は L 型ヨークを介して鉛直ジャッキにより鉛直荷明らかにするためにひずみ度 Bei を，ボルトの累積ひずみ重 Pv を，水平ジャッキにより水平荷重 Ph を作用させて行度を計測するためにボルトひずみ度 bei を，それぞれひずう。鉛直荷重は，架構試験体の柱梁接合部上部に１/２ずみゲージにより計測している。尚，鉛直荷重 Pv は引張軸つ伝達されるようピンをそれぞれ設置している。各ジャッキは天秤梁上部のピン中心とジャッキ軸心が一致するよう

表１

素材特性値

図２

載荷装置に設置し，架構試験体は水平及び鉛直方向に変位しないよう各拘束材を用いて拘束している。実験変数は，柱降伏軸力に対する柱の鉛直軸力 N/NY（以降，軸力比 n）とし，

図１

試験体― 86 ―楔デバイス付柱継手を用いた部分崩壊型架構の二軸載荷実験力を正（+）とし，ひずみゲージは１断面に２枚貼付け平

ここに，M1~4：各断面位置の曲げモーメント（図４参照），均化している。

hm：ひずみ度計測間高さ（図４参照），hU ，hL：ひずみ度以上の計測値と図４より，層間変形角 r，各柱せん断力

計測位置から各接合部までの距離（図４参照），edi：各エCQi，層せん断力 CQ，各接合部曲げモーメント j Mi，各エンドプレートの離間変位，D：変位計測間距離，Cei：各柱ンドプレート回転角 eqi，各柱軸力 CNi，各接合部の圧縮合ひずみ度（図３参照），E：ヤング係数（=205,000N/mm２），

力点位置 dc-i を，次式により算出する。

CA：柱断面積，Sdt･Ti：柱断面図心からボルト軸心までの（1），（2），（3）距離と各接合部ボルト軸力を乗じたものの総和，STi：各接合部ボルト軸力の総和である。尚，曲げモーメントは時計回りを正（+），柱軸力は引張軸力を正（+）とする。

（4），（5），（6），（7），（8），（9），（10），（11），（12）

（13）

（14）
図４，

計測値整理方法（15），（16）３．復元力特性モデルの評価方法，（17），（18）

本章では，接合部要素と架構の抵抗機構を考慮して各復元力特性モデルの評価を行う。
3.1

仮定

楔デバイス付柱継手を適用した本試験体を評価するにあたって用いる仮定を以下に示す。
１）楔デバイスの機能により，原点立上り型復元力特性を示す（図５）。
２）降伏要素をボルトに限定し，引張側アンカーボルトが降伏軸力 TY に達した時点を接合部の降伏と見なす。
３）接触反力の合力作用位置（圧縮合力点位置）は，柱フェイス位置から変動しないものとする。
４）エ ンドプレート等の弾性変形を考慮した低減係数 Rを導入する。
５）基礎梁は柱の曲げ剛性に対して十分な曲げ剛性を有していると見なし，基礎梁の変形は無視する。
６）弾性域載荷における左右側柱のせん断力分担率は等しいものとする。
７）柱の反曲点高さは，基礎梁上面から 800mm の位置とする。これは，接合部要素を回転ばねとして評価した
図３

静的解析により得られた値であり，実験結果と概ね整計測位置合している。
８）梁のせん断力に起因した変動軸力を考慮して剛性，耐― 87 ―

高松隆夫・玉井宏章・岩瀬貴信

力を評価する。尚，軸力比 n=0.1，0.2 の有軸力下では，での距離（=112.5mm），CNAn：柱の変動軸力，H：柱高さ，一定軸力により接合部には付加曲げ耐力が生じる。そh：柱の反曲点高さ，hB：基礎梁上面から下部接合部までの際，梁の変動軸力により左右の柱で回転離間の時期の高さ，hT：梁図心から上部接合部までの高さ，l：梁長がずれ架構全体の剛性分岐が増えるが複雑な復元力特さである。

性モデルとなることを防ぐため無視する。

3.3９）軸力比 n=0.1, 0.2 では，P-D 効果による負勾配を考慮

弾性回転剛性，柱変動軸力による回転剛性

弾性回転剛性 j K，柱変動軸力による回転剛性 KAn を，して復元力特性モデルの評価を行う。

次式により算出する。

10）ボルトの材料特性は，完全弾塑性体モデルとする。

（22）11）ボルト初期軸力を導入することによるエンドプレート回転離間耐力の増大は無視する。
3.2

接合部耐力

図６に抵抗機構を，図７に接合部要素の復元力特性を，（23）それぞれ，示す。
耐力評価は，露出柱脚と類似の抵抗機構を示すことから，ここに，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）），lb：ボルト有効長さ，eqY：接合部降伏曲接合部降伏曲げ耐力 j MY を，次式により算出する。
（19）

げ耐力時のエンドプレート回転角である。
尚，前述した通り，本接合部は変動軸力により降伏の時

本接合部は梁のせん断力に伴う変動軸力により正負で降期がずれる。そのため，引張変動軸力を受ける接合部は圧伏の時期がずれる。従って，柱変動軸力による付加曲げ耐

縮変動軸力を受ける柱より先行降伏し，部分崩壊機構形成

力 MAn を，次式により算出する。尚，本試験体において時には左右の柱で曲げ応力差が生じることが想定できる。

は（21）式で評価できる。

従って，曲げ応力差によって引張変動軸力を受ける接合部
（20）
（21）

は，曲げ応力は一定で引張軸力のみが増大することとなる。
その時の負の剛性は（23）式により評価できる。
3.4

架構の降伏層せん断力

図８に架構全体の復元力特性モデルを示す。

ここに，n：引張ボルト本数，σY：ボルト降伏応力度，本柱継手を適用した架構の降伏層せん断力は各接合部のA：ボルト軸断面積，dc：柱断面図心から圧縮合力点位置

降伏曲げ耐力で評価する。そのため，梁のせん断力に起因までの距離（=75mm），dt：柱断面図心からボルト軸心ました変動軸力や各接合部の存在曲げ応力の差異によって塑

b性ヒンジ生成時期がずれ，剛性分岐しながら降伏に達すると想定できる。本試験体では，仮定した柱の反曲点高さから接合部までの距離が上下の接合部で等しいため，各接合部の存在曲げ応力の大きさは等しいものとし，変動軸力のみを考慮して架構の層せん断力を評価する。１次降伏層せん断力 QYI，２次降伏層せん断力 QYII を，次式により算出する。
図５

図７

原点立上り型復元力特性

接合部要素の復元力特性モデル（無軸力下）

図６（24）

抵抗機構（a） 無軸力下
図８― 88 ―（b） 有軸力下架構全体の復元力特性モデル

楔デバイス付柱継手を用いた部分崩壊型架構の二軸載荷実験

（25）

3.5

架構の剛性ここに，CN：柱軸力である。
3.7 P-D 効果による見かけの剛性低下
図 10 に本柱継手を適用した架構の変形を示す。

図９に架構全体の剛性評価を示す。

P-D 効果による見かけの剛性低下 kPD，P-D 効果に起因架構の剛性は，柱・梁の弾性変形と各接合部の回転によした付加せん断力 DQ を，次式により算出する。

る変形を考慮して導出する。また，3.4 節と同様に変動軸（33）力による影響のみを考慮する。１次剛性 kI，２次剛性 kII を，次式により算出する。

（34）

（26）

（27）
（28）
（29）

ここに，k：i 引張変動軸力を考慮した１/２モデルの剛性，

図 10

本柱継手を適用した架構の変形

４．実験結果及び考察

kii：圧縮変動軸力を考慮した１/２モデルの剛性，C I：柱の本章では，先ず，無軸力下における復元力特性について断面二次モーメント，B I：梁の断面二次モーメントである。

考察し基本的な履歴性状について明らかにする。次に，無軸力下の復元力特性と有軸力下の復元力特性を比較し，履歴性状の差異について述べる。
無軸力下の実験結果として，図 11 に各接合部曲げモーメント j Mi- 各エンドプレート回転角 eqi 関係を，図 12 に各接合部の圧縮合力点位置 dc-i- 各エンドプレート回転角eqi 関係を，図 13 に各接合部のボルト軸力

Ti- 各エンドプレート回転角 eqi 関係を，図 14 に各柱せん断力 CQi- 層間変形角 r 関係を，図 15 に各柱軸力 CNi- 層間変形角 r 関係を，
図 16 に水平荷重 Ph- 層間変形角 r 関係を，それぞれ，示す。
尚，図 11 には，復元力特性モデル及び実験結果から得ら
図９れた圧縮合力点位置，ボルトひずみ硬化により増加したボ架構全体の剛性評価（1/2 モデル）

ルト応力度，変動軸力による耐力増加を考慮して算出した
3.6

有軸力下における架構の耐力及び剛性最大耐力線を併せて示している。また，右縦軸には架構の有軸力下では，接合部は柱軸力と柱軸力作用線から圧縮保有水平耐力から求めた設計用継手耐力で無次元化した値

合力点位置までの距離に起因した離間耐力を有する。そのを示している。図 12 には，1/30rad-1 サイクル目の圧縮合ため，接合部が回転離間するまでは柱・梁の変形による剛力点位置を示し，梁のせん断力に伴う引張軸力作用時には性で架構は抵抗する。柱軸力による付加曲げ耐力 Mn，付接合部が浮上り，圧縮合力点が存在しないため圧縮軸力作加曲げ抵抗時の層せん断力 Qn，付加曲げ抵抗時の架構の用時のみを示す。図 16 には，復元力特性モデル及び実験

剛性 kIII を，次式により算出する。

結果から得られた圧縮合力点位置，ボルトひずみ効果によ（30）り増加したボルト応力度を用いて算出した最大耐力線（計（31）水平耐力で無次元化した値を，上横軸には水平変位を示す。

（32）算値）を併せて示している。また，右縦軸には架構の保有有軸力下の実験結果として，図 18 に水平荷重 Ph- 層間変形角 r 関係を示す。尚，図 18 には，復元力特性モデル及び実験結果から得られた圧縮合力点位置，ボルトひずみ― 89 ―

高松隆夫・玉井宏章・岩瀬貴信

効果により増加したボルト応力度を用いて算出した最大耐存在しているためである（図 12）。この現象は，エンドプ力線（計算値）を併せて示している。また，右縦軸には架レートが溶接の影響で面外曲げ変形を生じ，試験体セット構の保有水平耐力で無次元化した値を，上横軸には水平変アップ時に柱図心近傍で接合部が接触しているためである位を示す。

（図 17（a））。特に，右下接合部は面外曲げが大きく，圧4.1

無軸力下における復元力特性（Ph-r 関係，j Mi-eθi 関係）

縮合力点位置が eqLr=0.005rad 程度まで柱図心近傍に留ま

本節では，先ず，接合部の復元力特性について考察し，り（図 12（d）），抵抗が遅れている（図 11（d）中 i）。尚，次に，架構全体の復元力特性について考察する。

圧縮合力点位置が柱フェイス位置近傍まで推移した除荷時接合部の復元力特性は，図 11 より，弾塑性域の繰返しには，剛性は良好に対応する。

載荷下においても原点近傍から抵抗を開始し，原点立上り次に，負載荷時の左上及び右下接合部で降伏曲げ耐力が型復元力特性を示していることがわかる。また，除荷時は若干小さいのは，左右の面外曲げが一様でなく試験体セッ原点を通過し残留変形低減性能を有している。実験値と復トアップ時の接触位置が柱図心からずれているためである

元力特性モデルを比較すると，弾性回転剛性は若干小さい（図 17（b））。このため正負の載荷でモーメントアームがことがわかる。特に，右下接合部においては正載荷時にお異なり，負載荷時の左下及び右下接合部では降伏曲げ耐力いて抵抗が遅れている（図 11（d）中 i）。接合部降伏曲げが小さくなったといえる。尚，逆の正載荷時には他の接合耐力は梁のせん断力に伴う変動軸力の影響により，（21）部に比べ耐力が増加している。

式で評価した通り正負で耐力差が生じモデルと概ね対応し最後に，降伏後の圧縮変動軸力作用時には耐力が増加しているが，負載荷時の左上及び右下接合部で若干小さいこ

続けていることについては，圧縮合力点位置の推移，ボルとがわかる（図 11（a）,（d）中 j）。また，降伏後の傾向は，トのひずみ硬化が１次的な原因となっている。図 12 より，圧縮変動軸力を受けるサイクルは耐力が増加し続け，引張圧縮合力点位置はエンドプレート回転角の増加に伴ってエ変動軸力を受けるサイクルは耐力が一定もしくは減少し続ンドプレート端部方向へ推移し続けていることがわかる。

けていることがわかる。

また，図 13 より 1/50rad-1 サイクル目以降にボルトのひ先ず，弾性回転剛性が若干小さいのは，エンドプレートずみ硬化が開始していることが確認できる。これらの影響

初期回転時（eqi=-0.02~0.02rad）において，各接合部の圧で接合部耐力が増加し，結果として圧縮変動軸力を受ける

縮合力点位置が仮定した柱フェイス位置より柱図心方向に柱のせん断力が増加する（図 14）。

（a） 左上接合部（Upper left）（c） 右上接合部（Upper right）

図 14

Qi-r 関係（b） 左下接合部（Lower left）（d） 右下接合部（Lower right）

図 15C

図 11jMi-eθi 関係― 90 ―

Ni-r 関係楔デバイス付柱継手を用いた部分崩壊型架構の二軸載荷実験（a） 左上接合部（Upper left） （b） 左下接合部（Lower left） （c） 右上接合部（Upper right） （d） 右下接合部（Lower right）

dc-i-eθi 関係

図 12（a） 左上接合部（Upper left） （b） 左下接合部（Lower left） （c） 右上接合部（Upper right） （d） 右下接合部（Lower right）
図 13Ti-eθi 関係（a） 一様な面外曲げ
図 17（b） 面外曲げの偏り

エンドプレートの面外曲げていることがわかる。実験値と復元力特性モデルを比較す
図 16ると，載荷剛性が若干小さいことがわかる。また，降伏層Ph-r 関係

せん断力は正載荷時において良好に対応しているが，負載荷時は降伏層せん断力が若干小さいことがわかる。降伏後更に，前述のように接合部耐力が増加することで，柱梁の傾向は正負共に耐力が増加している。

接合部のモーメント量も増加し，結果として梁せん断力に基因したせん断力値が大きくなる。従って，２次的に接合載荷剛性が若干小さいことと，負載荷時に降伏層せん断部耐力は増大する。また，引張変動軸力を受ける接合部の力が若干小さいのは，前述した接合部の復元力特性の影響耐力が減少するのは，圧縮変動軸力を受ける柱のせん断力である。降伏後に耐力が増加していることは，圧縮合力点の増加により，当接合部の引張変動軸力が増加するためで位置の推移及びボルトのひずみ硬化に起因しており，最大ある（図 15）。尚，ボルトのひずみ硬化の影響が大きい耐力線と実験結果を比較すると概ね整合している。また，

1/50rad のサイクルでは，引張変動軸力による耐力の減少

最大層せん断力は架構の保有水平耐力で無次元化した場合と相殺されてほぼ一定値となっている。

0.3 程度であり，構造部材の降伏まで余裕があるといえる。

架構全体の復元力特性は，図 16 より，弾塑性域の繰返

尚，柱の変動軸力による各接合部の耐力の増減は（20）式

し載荷下においても原点近傍から抵抗を開始し，原点立上で表されるが，架構全体の復元力特性として見たときにはり型復元力特性を示していることがわかる。また，除荷時左右の柱でせん断力の増減が相殺され耐力の増加に影響をは原点を通過し残留変形低減性能を有している。これより，与えない。すなわち，層としては無軸力下として算定でき接合部要素の復元力特性が架構全体の復元力特性に寄与しることがわかる。柱の変動軸力が架構全体の復元力特性モ― 91 ―

高松隆夫・玉井宏章・岩瀬貴信（a） n=0（b） n=0.1

図 18（c） n=0.2

Ph-r 関係

デルに与える影響は，塑性ヒンジ生成時期のずれに伴う架構の二軸載荷実験を実施し，基本的な性状について明らか構の剛性分岐のみである。にした。得られた知見を以下に示す。

無軸力下における楔デバイス付柱継手を適用した部分崩

１．架構全体の復元力特性は接合要素の復元力特性に影響

壊機構を形成する架構の機構と実験結果を要約すると，先を受け，原点立上り型復元力特性を示す。除荷時は原ず，弾性域載荷下では左右の柱で同等のせん断力を負担す点を指向し，残留変形低減性能を有している。

る。弾塑性域載荷下では引張変動軸力を受ける柱の接合部

２．架構全体の剛性はエンドプレートの面外曲げにより若が先行して塑性ヒンジを生成し，その後，圧縮変動軸力を干小さくなる。降伏層せん断力は復元力特性モデルと受ける柱の接合部が塑性ヒンジを生成する。降伏後は圧縮概ね対応する。

合力点位置の推移とボルトのひずみ硬化の影響で耐力が増

３．圧縮変動軸力を受けるサイクルの接合部の復元力特性

加し続け，繰返し載荷下においても楔デバイスの機能によは，降伏後に耐力が増加する。これは，圧縮合力点位りスリップ現象を生じず原点立上り型復元力特性を示す。

置の推移，ボルトのひずみ硬化，それに伴う圧縮変動4.2軸力の増加に起因する。

有軸力下における復元力特性（Ph-r 関係）

４．引張変動軸力を受けるサイクルの接合部の復元力特性

本節では，軸力比 n=0~0.2 の時の架構全体の復元力特性

は，降伏後に耐力が一定もしくは減少する。これは，について考察する。
図 18 より，軸力比が増加することに伴い，付加曲げ抵ボルトのひずみ硬化と引張変動軸力に起因する。

抗時の層せん断力 Qn が増加し，フラッグ型の復元力特性

５．架構の復元力特性は，部分崩壊機構形成後に，圧縮合となっていることがわかる。すなわち，常に原点を指向す

力点位置の推移とボルトのひずみ硬化により耐力が増る復元力特性が得られ，残留変形低減効果を強く期待でき加し続ける。そのため，軸力比 n=0.2 の場合であってる。しかしながら，付加曲げ抵抗時の架構の剛性は復元力も P-D 効果による負勾配は生じない。

特性モデルと比較して小さい。これは，柱フェイス位置と謝仮定した圧縮合力点位置が柱図心近傍に存在しているため辞である。そのため，一定軸力を載荷した n=0.1, 0.2 におい本研究で使用したボルトの転造加工は株式会社山陽ネジて付加曲げ耐力が発現しにくい状態となり，接合部が早期製作所にして頂きました。ここに記して感謝の意を表しまに回転離間し，架構の剛性が小さくなっている。また，降す。

伏後は無軸力下と同様に耐力が増加し，大変形領域下でも増加し続けている。これは，4.1 節で前述した通り，圧縮参考文献

合力点位置の推移とボルトのひずみ硬化の影響である。この結果から，楔デバイス付柱継手を適用した部分崩壊機構

１）日本建築学会：兵庫県南部地震における鋼構造物の被を形成する架構は，軸力比 n=0.2 の場合でも P-D 効果に害と教訓，1996.7.

よる負勾配が生じない。

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

５．結論

集，第 13 巻，第 49 号，pp7₃-₈2，2006.3.

本論文では，楔デバイス付柱継手を用いた部分崩壊型架３）中島正愛，吹田啓一郎，池永昌容，松宮智央，倉田真― 92 ―

楔デバイス付柱継手を用いた部分崩壊型架構の二軸載荷実験

宏：セルフセンタリング導入による鋼構造骨組の残留

９）澤田樹一郎，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰，山西央朗：

変形低減効果，日本建築学会大会学術講演梗概集，

地震応答解析によるノンスリップ型露出柱脚付鋼構造

C-1，構造 III，pp.765-766，2004.8.

骨組のセルフセンタリング性能と累積損傷応答評価，
日 本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 集， 第 73 巻， 第 629 号，４）池永昌容，長江拓也，中島正愛，吹田啓一郎：ダンパー付きセルフセンタリング柱脚の開発と大変形下の挙pp.1151-1157，2008.7.

動，日本建築学会大会学術講演梗概集，C-1，構造

10）景山朋定，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，國井翔平，
岩瀬貴信：楔デバイスを用いたセルフセンタリング鉄III，pp.64₃-₆44，2005.9.
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形低減をめざしたセルフセンタリング柱脚の開発と載論文集，第 80 巻，第 718 号，pp.1941-1950，2015.12.

荷 実 験， 日 本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 集， 第 612 号，

11）國井翔平，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，岩瀬貴信：
楔デバイスを用いた部分崩壊機構を形成する構造物のpp.22₃-230，2007.2.
６）Takao TAKAMATSU，Hiroyuki TAMAI：Non-slip-

耐震性能～その１ 解析概要～，日本建築学会大会学術type restoring force characteristics of exposed-type

講 演 梗 概 集，C-1， 構 造 Ⅲ，CD-ROM 論 文 番 号

column base ， Journal of Constructional Steel-22598，2016.8.

Reserch，Vol.61，pp.942-₉61，2005.

12）岩瀬貴信，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，國井翔平：

７）高松隆夫，玉井宏章，山西央朗：ノンスリップ型鉄骨

楔デバイスを用いた部分崩壊機構を形成する構造物の露出柱脚の復元力特性モデル，構造工学論文集，Vol.

耐震性能～その２ 解析結果～，日本建築学会大会学術

51 B，pp.29₃-₃02，2005.4.

講 演 梗 概 集，C-1， 構 造 Ⅲ，CD-ROM 論 文 番 号

８）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰 : アンカーボ-22599，2016.8.

ルトを多数配列したノンスリップ型露出柱脚の復元力

13）社団法人日本鋼構造協会：建築構造用アンカーボルト

特性－無軸力下の場合のセルフセンタリング性能，日を用いた露出柱脚設計施工指針・同解説，2009.10.

本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 集， 第 621 号，pp.155-162，

14）秋山宏：鉄骨柱脚の耐震設計，技報堂出版，1985.3.

2007.11.

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