広島工業大学紀要研究編
第 ₄₇ 巻（₂₀₁₃）87 – 93

論文

楔デバイス付接合部を有する 7 層 3 スパン架構の地震応答解析
高松隆夫*・玉井宏章**・澤田樹一郎***・景山朋定****・山西央朗*****（平成₂₄年₁₀月₃₁日受付）

Earthquake response behavior of seven-story-three-layer framed structurewith wedge-device connections beam-to-column connection
Takao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI, Kiichirou SAWADA,
Tomosada KAGEYAMA and Teruaki YAMANISHI(Received Oct. 31, 2012)

Abstract
Earthquake response analysis of steel framed structures with column-bases and end-plate type beamconnections by use of the wedge-device were carried out and the results showed reduction of residualhorizontal displacements at each story. This paper proposes wedge-device beam connections with bolts
guaranteed elongation capability until huge earthquake vibration. Earthquake response results of structures with various connections and column-bases show sufficient elongation of the bolts and effectivefunction of the wedge-device for reduction of residual deformation.
Key Words: wedge-device connection, end plate type, earthquake response analysis
ドプレート形式の梁継手において，楔デバイスを用いるこ₁ ．はじめにとで，原点立上り型復元力特性を得られる工法である（以現在の耐震設計では，部材に塑性ヒンジを形成させ，地降，楔デバイスを用いた柱脚をノンスリップ型露出柱脚，震エネルギーを吸収させる保有水平耐力設計法が用いられ梁継手を楔デバイス付梁継手と呼ぶ）。既報の研究 ₈,₉︶ かている。このとき，全体崩壊型の崩壊機構とし，バランスら，この接合部を鋼構造架構に導入すれば，地震後残留変よくエネルギー吸収させることで構造物の倒壊を防ぐこと

位をほぼ ₀ にできることを明らかにしている。

ができる。しかしながら，この場合，架構に損傷を与える

しかしながら，解析モデルとしては， ₆ 層 ₃ スパン架構

ため地震後の構造物に，残留変位を生じる恐れがある。残のみで行われており，異なる架構で解析を行っても残留変留変位が過大なものであると，構造物の地震後継続使用が位低減効果が得られることを確認していなかった。

困難となり，修復が不可能な場合は取り壊しを余儀なくさ

さらに，接合部をボルト接合としているが，楔デバイスれる。構造物を破棄することによる社会的損失は非常に大付梁継手のボルトの有効長さは楔デバイスとエンドプレー

きく，環境への影響も問題視されている。また，残留変位ト ₂ 枚分の厚さのみとなるため十分な変形能力を持っておの影響で，避難通路の扉や窓が損傷し，開閉が不可能とならず，ボルトが早期に破断する恐れがあった。

り，避難・救助が困難となった事例が兵庫県南部地震から報告されている。
一方，著者等はこれまでに楔デバイス付接合部の研究を₁-₉︶行ってきた

そこで，本論文の目的はボルトの有効長さを確保した楔デバイス付梁継手の提案と，新たな解析モデルを用いた場。楔デバイス付接合部とは，露出柱脚やエン合の楔デバイス付接合部の効果を確認することである。方法として，まず，実状に沿った鋼構造架構の解析モデルを* 広島工業大学工学部建築工学科** 長崎大学工学部工学科*** 鹿児島大学大学院理工学研究科**** ㈲景山構造設計事務所***** 東京工業大学都市工学地震センター

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高松隆夫・玉井宏章・澤田樹一郎・景山朋定・山西央朗

作成し，数値解析を行う。その後，結果を整理し，提案す₂.₂る楔デバイス付梁継手の性能を検証する。

提案する楔デバイス付梁継手

提案する工法（図 ₃ ）はエンドプレートを ₄ 枚用いることで，ボルトの有効長さの確保が可能なディテールとして₂ ．楔デバイス接合部いる。楔デバイスは梁中央側のエンドプレートに設置し，

図 ₁ に楔デバイスを，図 ₂ にノンスリップ型露出柱脚

柱側のエンドプレートにはボルトの抜け止めとして内ナットを設けている。また，圧縮合力点位置に過大な圧縮力がを，図 ₃ に楔デバイス付梁継手を，それぞれ，示す。

作用することが考えられるため，接合部のフランジ厚を大₂.₁

概要きくするといった補強が必要となる。

楔デバイス付接合部とは，エンドプレート形式の接合部

₃ ．地震応答解析

において，ナット－エンドプレート間に楔デバイスを設置し，復元力特性が原点立上り型となる接合部である。接合

本解析では， ₇ 層 ₃ スパンラーメン架構について，柱脚部の耐力を母材（柱・梁）の ₈ 割程度とし，接合部ボルト形式と梁継手形式を変数とした解析モデルを作成し，数値のみを降伏させる。母材を弾性状態に留めるため，架構に解析を行う。

残留変位は生じない。また，ボルトには伸び性能の高い転造ねじアンカーボルトを用い，十分な有効長さを確保する。

₃.₁

解析手法

楔デバイス付梁継手において，ブラケットの断面は梁の全地震応答解析には，「CLAP. f ₁₀,₁₁︶」を楔デバイス付接合塑性モーメントに対して弾性範囲に留めるよう設計する。

部の原点立上り型復元力特性を有する回転ばねが利用でき作動概念としては，楔デバイス付接合部に曲げモーメンるようにコード修正したものを用いる₈︶。部材の塑性化は，トが作用すると，ボルトが伸び変形し，降伏して塑性伸び一般化硬化ヒンジ法により考慮する。

を生じる。ここで，荷重を除荷することによりエンドプ

本解析例では，ニューマーク β 法の β 値₀.₂₅，数値積分

レート間に間隙が生じる。この間隙にバネの復元力によっ時間間隔₁/₂₀₀秒，減衰のタイプは瞬間剛性比例減衰とし，て楔を貫入させ，間隙を埋めることができる。このため，一次減衰定数は，一般的な構造物を想定して₀.₀₂としてい再び曲げモーメントが作用した場合においても，スリップる。また，部材の応力度－ひずみ度関係は，bi-linear 型（降現象が起こらず，即座にボルトが抵抗する。

伏後剛性比₁/₁₀₀）としている。尚，床スラブによる梁の合成効果による剛性・耐力の増加，柱脚の変動軸力による影響は考慮していない。
入力波には，El Centro 波 NS 成分，Taft 波 EW 成分および八戸波 NS 成分を，₁₀₀ kine 級となるように最大加速度を基準化した波を用いる。

図₁

楔デバイス

₃.₂

ボルト接合部の評価式

図 ₄ に抵抗機構を，図 ₅ にボルト接合部復元力特性モデルを，それぞれ，示す。
接合部の復元力特性は，ボルトの配置を，柱脚では ₄列，梁継手では ₅ 列の多数配列で行っているため，引張抵抗するボルトの数だけ弾性勾配を生じる。しかしながら，
図₂

ノンスリップ型露出柱脚勾配の数による復元力特性の違いが架構に与える影響は小さいため，本解析では bi-linear 型の復元力特性モデルを使用する。
本ボルト接合部に曲げモーメントが作用した場合，柱脚においては柱フランジ位置，梁継手においてはエンドプレート端部を圧縮合力点位置とし，最外列および，中央列のボルトが引張抵抗する。尚，最内列のボルトは，最外列と比較して， ₅ ％程度の回転剛性しか有していないため，考慮しない₁₂︶。また，最内列以外のボルトが降伏した時点

図₃

楔デバイス付梁継手を最大耐力発揮時と考え，その時のボルト接合部曲げモー─ 88 ─

楔デバイス付接合部を有する 7 層 3 スパン架構の地震応答解析

メントを最大曲げモーメントとする。

ここに，K i：i 列目の弾性回転剛性，E：ヤング係数，

地震応答解析では，ボルト接合部を回転ばねとし，₃.₁節

n i：i 列目のボルト本数，A：ボルトの断面積，d i：圧縮合の設計条件を満たすよう設計した。それぞれの特性値は，力点位置から i 列目のボルト中心までの距離，R：ボルト以以下の式を用いて算出した。

₁₃︶
外の要素の弾性変形を考慮した低減係数（＝₂），l b：ボ

Ki =E ⋅ ni ⋅ A ⋅ di2
R ⋅ lb（₁）（₂）

MYi = ni ⋅ A ⋅ σ Y ⋅ dij −1（₃）

K = ∑ Ki
i =1j −1

MU = ∑ MYi（₄）

ルトの有効長さ（ナット間距離），MYi：i 列目のボルトによる降伏曲げモーメント，σ Y：ボルトの降伏応力度，K：弾性剛性，M U：ボルト接合部の最大曲げモーメントである。また，最外列を ₁ 列目とし，最内列を ₅ 列目とする。
₃.₃

解析対象架構

図 ₆ に解析モデルを，図 ₇ に寸法値概要を，図 ₈ に梁継i =1手詳細図を，表 ₁ に部材リストを，表 ₂ に回転ばね特性値を，表 ₃ に各接合部寸法値を，それぞれ，示す。
図 ₈ の梁継手詳細図は₂, ₃, ₄, ₅層における楔デバイス付梁継手の寸法である。架構は，柱に角形鋼管を，梁に H 形鋼を用いて，各接合部を剛とした場合， ₁ 次設計における
図₄

許容応力度のチェックおよびベースシヤ係数₀.₂に対する層抵抗機構

間変形の制限 ₁/₂₀₀ rad を満足している。また， ₂ 次設計においては，層間変形角の限界値を ₁/₁₀₀ rad として保有水平耐力の確認を行い，崩壊機構を全体崩壊としている。
尚，部材種別は FB ランク以上を用いている。また，設計の参考として文献₁₄）を使用している。
構成要素としては，柱には ₂ 節点ビーム要素，梁には節点に質量を有する ₂ 節点ビーム要素を用いる。また，各質点は，事務所ビルを想定して算出している。
図₅

解析モデルは各接合部形式を変数としており，柱脚に復元力特性モデル

図₆

図₇

解析モデル

図₈

寸法値概要
─ 89 ─梁継手詳細高松隆夫・玉井宏章・澤田樹一郎・景山朋定・山西央朗
表₁
層₁, ₂, ₃, ₄₅₆, ₇種別柱部材リスト

断面寸法□-₅₅₀×₅₅₀×₂₂□-₅₅₀×₅₅₀×₁₉□-₄₅₀×₄₅₀×₁₆Ix
σy（N/mm₂） （mm₄）₂₉₅₂₉₅₂₉₅Zp
Mp（mm₃） （kNm）

₂.₀₄×₁₀₉ ₈.₇₅×₁₀₆
₁.₈₁×₁₀₉ ₇.₇₀×₁₀₆
₈.₂₉×₁₀₈ ₄.₃₃×₁₀₆
₉₆

表₂₂,₅₈₁
₂,₂₇₂
₁,₂₇₇

H-₅₈₈×₃₀₀×₁₂×₂₀
梁
₂, ₃, ₄, ₅
ブラケット BH-₅₈₈×₃₀₀×₂₀×₂₉

₃₂₅
₃₂₅

₁.₁₄×₁₀ ₄.₃₅×₁₀
₁.₆₁×₁₀₉ ₆.₂₇×₁₀₆

₁,₄₁₄
₂,₀₃₇

₆H-₄₈₈×₃₀₀×₁₁×₁₈
梁
ブラケット BH-₄₈₈×₃₀₀×₁₈×₂₆

₃₂₅
₃₂₅

₆.₈₉×₁₀₈ ₃.₁₃×₁₀₆
₉.₅₈×₁₀₈ ₄.₄₆×₁₀₆

₁,₀₁₇
₁,₄₄₉

₇, R

H-₄₄₀×₃₀₀×₁₁×₁₈
梁
ブラケット BH-₄₄₀×₃₀₀×₁₈×₂₆

₃₂₅₃₂₅₅.₄₇×₁₀₈ ₂.₇₆×₁₀₆
₇.₆₂×₁₀₈ ₃.₉₄×₁₀₆₈₉₇
₁,₂₈₂部

回転ばね特性値

位柱脚部₂, ₃, ₄, ₅層梁継手部
₆ 層梁継手部
₇, R 層梁継手部
R 層柱頭部KMU（kNm/rad）（kNm）
₄.₅₂×₁₀₅
₄.₄₇×₁₀₅
₂.₆₃×₁₀₅
₂.₁₀×₁₀₅
₄.₃₉×₁₀₅

₁,₉₉₃
₁,₁₄₅₇₇₂₆₉₂
₁,₀₂₂

σ y ：降伏応力度 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
表₃部

位柱脚部
₂, ₃, ₄, ₅層梁継手部
₆ 層梁継手部
₇, R 層梁継手部
R 層柱頭部

各接合部寸法値

d₁d₂d₃d₄lb
φ（mm） （mm） （mm） （mm） （mm） 呼び径
₆₅₀₅₁₈₄₂₄₃₇₆₅₂₅

₄₀₀₄₀₆₃₃₄₂₉₈₂₂₅

₁₅₀₂₉₄₂₄₄₂₂₀－－₁₈₂
₁₅₄₁₄₂－

₁₀₄₀
₃₀₀
₃₀₀
₃₀₀
₃₀₀

M₄₅
M₄₂M₃₉M₃₉M₄₈

は，固定柱脚（剛接合（Rtype））
・アンカーボルト降伏型露ボルト
BRL
材質 （mm）
ABR₄₉₀
ABR₄₉₀
ABR₄₉₀
ABR₄₉₀
ABR₄₀₀

表₄出柱脚（Stype）
・ノンスリップ型露出柱脚（Ntype）を，梁固有周期

柱脚形式

－

梁継手形式

₁ 次固有周期（sec）

R type－R typeW type₁.₁₆
₁.₂₂

S type－R typeW type₁.₂₁
₁.₂₈

N type－R typeW type₁.₂₁
₁.₂₈

継手には剛接合（Rtype）・楔デバイス付梁継手（Wtype）を，それぞれに用いた，計 ₆ 種類のモデルを作成する。
Stype の柱脚には，スリップ型復元力特性を有する回転ばねを，Ntype の柱脚には，原点立上り型復元力特性を有する回転ばねを，Wtype の梁継手には，原点立上り型復元－₆₅₀
₆₅₀
₆₅₀
－

力特性を有する回転ばねとブラケットとを配置する。また，ブラケットは Wtype にのみ配置するものとし，Rtype₄.₁の梁は均一断面とする。

固有周期

尚，Wtype 最上階の中柱接合部については，他の接合部

表 ₄ より，剛接合となる箇所が増すことで，一次固有周と異なり，柱頭部に回転ばねを配置している。これは，一期が短くなる傾向となっており，柱脚と梁継手を剛接合と般的な梁降伏型架構において，節点振り分け法によって塑した R-Rtype が最も短い固有周期となっている。固有周期性ヒンジ生成位置を考慮した場合，柱頭部に塑性ヒンジがは回転ばねを入れて求めており，回転ばねの数が増えるほ生成されるためである。

ど固有周期は長くなっている。

₄ ．結果と考察

₄.₂

最大層間変形角

表 ₄ に解析モデル毎の ₁ 次固有周期を，図 ₉ には最大層

図 ₉ より，梁継手を剛接合とした架構と楔デバイス付梁間変形角 maxRi を，図₁₀には残留変位 last δ i を，図₁₁にはエ継手とした架構とを比較すると，全体的に近い値となってネルギー吸収量を，それぞれ，示す。

いるが，層毎で大小関係が変化している。これは，各接合

尚，図₁₀に示す変位量は地震後の各層の層間変位を累加部の復元力特性の違いによるものである。剛接合の場合，して求めた地盤からの相対変位である。図₁₁のエネルギー塑性ヒンジの復元力特性は完全弾塑性型であるため，応答吸収量は，各層の層せん断力－層間変位関係の履歴面積か値が一方向に漸増する場合がある₉︶。また，最大層間変形ら算出している。以降は，これを損傷量として取り扱う。

角が生じる直前に，その反対方向に塑性変形を生じていた場合には，最大層間変形角が減少する。一方，楔デバイス

─ 90 ─楔デバイス付接合部を有する 7 層 3 スパン架構の地震応答解析

図₉

最大層間変形角 maxRi

図₁₀

図₁₁

残留変位 last δ iエネルギー吸収量付接合部の復元力特性は，原点立上り型であり，応答値はになる場合もある。

常に原点から生じる。このため，継手に楔デバイス付梁継手を導入した架構と，剛接合とした架構の最大層間変形角₄.₃を比較すると，地震波によって大き目になる場合も小さ目
─ 91 ─

残留変位

図₁₀より，楔デバイス付梁継手を導入した架構の残留変高松隆夫・玉井宏章・澤田樹一郎・景山朋定・山西央朗

位は，ほぼ ₀ になっている。これは，塑性ヒンジの復元力地震波によって違いがあることがわかる。

特性が原点立上り型となっていることに起因しており，楔最も損傷量の大きかった Taft 波 S-Wtype ₂層目，N-Wtype

デバイス付接合部によって残留変位が低減していることが₁層目の継手最外列ボルトの伸びを見ると，₄.₃％と₄.₈％にわかる。また，柱脚が剛接合である R-Wtype，スリップ型なっている。転造ねじアンカーボルトは₁₀％以上の伸び量

復元力特性である S-Wtype においても， ₁ 層目の残留変位が確保されている₁₅︶ ため，₁₀₀ kine 級の地震を受けてもボが低減している。これは， ₁ 層目の損傷が，柱脚よりも梁ルトが破断しないことがわかる。

継手のほうが大きく，柱脚の復元力特性が残留変位に与え₅ ．結る影響が比較的少なかったためである。

論

El Centro 波 R-Rtype・N-Rtype と Taft 波の継手を剛接合

本論文では，ボルトの有効長さを確保した楔デバイス付（Rtype）とした場合を見ると，継手が剛接合であるにも関梁継手を提案し，楔デバイス付接合部を導入した鋼構造架わらず，残留変位は頂部でも ₂₅ mm 程度である。八戸波の構の地震応答解析を行い，架構の地震時挙動の特徴を明らものと比べると小さな値となっており，地震波の種類にかにした。得られた知見を以下に示す。

よって大小関係が変化していることがわかる。残留変位は₁ ）ボルトの有効長さを確保した楔デバイス付梁継手の架構の塑性変形が片方向に偏って生じた場合に大きくな最外列ボルトは，₁₀₀ kine 級の地震波を受けても破る。逆に，残留変位が正負両方向に均等に生じた場合，片断せず，まだ余力を残している。

側に生じた塑性変形が戻される形となるため，残留変位と₂ ）楔デバイス付梁継手を導入した架構は，実構造物をしての変位が表れにくい。図₁₀のエネルギー吸収量と残留想定したモデルで解析を行っても，地震後残留変位変位には比例関係がないこともこのことが原因である。しを大幅に低減できる。

かしながら，架構の地震時挙動特性は，地震波の性状に大₃ ）柱脚を固定にした場合においても，楔デバイス付梁きく左右されるため，この現象に期待するのは現実的でな継手を導入すれば，残留変位を低減できる。

い。一方，楔デバイス付接合部を導入した架構は，損傷量提案・検討している接合部は，エンドプレート間で接触・離間が発生する接合部形式である。このため，床スラや地震波に関わらず，確実に残留変位を低減できる。
₁₅₀ mm 近くの大きな変形が残った八戸波 R-Rtype，ブの影響や，柱の拘束効果による圧縮軸力₁₆︶ が生じ，ボルS-Rtype でも平均変形角を見れば約 ₁/₁₇₀ rad であり，生じト接合部耐力の上昇や母材（梁・ブラケット）の降伏曲げた残留変形はそれほど大きくないことが分かる。しかしなモーメントが低下することが考えられる。その場合，母材がら，層毎の残留変形角として見ると， ₁ ・ ₂ 層目では約が降伏・塑性変形等異なる崩壊機構が発生する可能性があ

₁/₁₀₀ rad と非常に大きな損傷が架構に生じており，地震後るが，本論文では，これらを考慮できていない。また，本継続使用が困難で，避難や救助の面においても支障をきた

論文のディテールでは，圧縮合力点において過大な繰り返す恐れがある。一方，楔デバイス付架構は，地震によってし力を受けることが考えられるが，それに対する設計法も建物が大きく揺らされることにより，仕上げ材が損傷する考慮できておらず，複雑な形状になるため施工面に関してことはあっても，接合部ボルトのみを降伏させるシステムも課題が残される。

であるため，架構自体に生じる残留変形を微小なものにす今後，上述の影響を考慮した検討を行い，更に一般的なることができる。このために，損傷した仕上げ材等の補修復元力特性モデルの定式化や，施工性にも考慮したディや，接合部ボルトの交換によって，建物を地震後も継続的テールの提案を行って，数値解析等により楔デバイス付接に使用できることが期待される。

合部の有効性を明らかにしていく予定である。

₄.₄

謝

損傷量とボルトの伸び性能

辞

図₁₁より，地震波毎に損傷量が異なっているが，解析モ

本研究は，広島工業大学「高性能構造システム開発研究セデルの損傷分布傾向は，概ね同様であることがわかる。柱ンター」（代表者 高松隆夫教授）のプロジェクト研究の一脚毎に比較すると，Rtype においては，下層より中間層の環として実施されました。ここに記して，謝意を表します。

損傷の方が大きく，Stype・Ntype では反対に，中間層より文下層の損傷量が大きくなる傾向がある。これは，Rtype の献

柱脚部では，柱に塑性ヒンジができるため，半剛接合であ₁ ）Takao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI: Non-slip-type

る Stype，Ntype よりも耐力・剛性が高いことに起因していrestoring force characteristics of exposed-type column

る。継手毎に比較すると，El Centro 波・八戸波では Rtypebase, Journal of Constructional Steel Reserch, Vol. ₆₁,が大きくなるが，Taft 波では Wtype が大きくなっており，

pp. ₉₄₂ – ₉₆₁, ₂₀₀₅.

─ 92 ─

楔デバイス付接合部を有する 7 層 3 スパン架構の地震応答解析

₂ ）高松隆夫，玉井宏章，山西央朗：ノンスリップ型鉄骨央朗：楔デバイス付柱梁接合部を有する架構の地震後露出柱脚の復元力特性モデル，構造工学論文集，Vol.

残留変位，鋼構造年次論文報告集，第₁₈号，pp. ₄₇ – ₅₄,

₅₁ B, pp. ₂₉₃ – ₃₀₂, ₂₀₀₅.₄.

₂₀₁₀.₁₁.

₃ ）高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，松尾彰：ノンス₉ ）高松隆夫，玉井宏章，澤田樹一郎，田邉真二郎，山西

リップ型露出柱脚のセルフセンタリング性能に関する

央朗：楔デバイス付接合部を有した架構の保有水平耐研究，鋼構造年次論文報告集，第₁₃巻，pp. ₁₇₃ – ₁₈₀,力と最大層間変形角，鋼構造年次論文報告集，第₁₉₂₀₀₅.₁₁.

号，pp. ₇₅₅ – ₇₆₀, ₂₀₁₁.₁₁.

₄ ）玉 井 宏 章，高 松 隆 夫，山 西 央 朗，白 木剛，多 田

₁₀）小川厚治，多田元英：柱・はり接合部変形を考慮した

元秀：統合化評価法を用いた実大ノンスリップ型露出静的・動的応答解析プログラムの開発 , 第₁₇回情報・シ

柱脚の仮動的実験，鋼構造年次論文報告集，第₁₄巻，ステム・利用技術シンポジウム論文集，pp. ₇₉ – ₈₄,pp. ₂₆₉ – ₂₇₆, ₂₀₀₆.₁₁.

₁₉₉₄.₁₂．

₅ ）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰 : アンカー₁₁）多田元英：CLAP.f 利用説明書・解析方法説明書，鋼材
倶楽部．

ボルトを多数配列したノンスリップ型露出柱脚の復元
力特性－無軸力下の場合のセルフセンタリング性能，

₁₂）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰：アンカー

ボルト降伏先行型露出柱脚の復元力特性モデル，鋼構

日本建築学会構造系論文集，第₆₂₁号，pp. ₁₅₅ – ₁₆₂,

造年次論文報告集，第₁₃巻，pp. ₁₈₁ – ₁₈₈, ₂₀₀₅.₁₁.

₂₀₀₇.₁₁.
₆ ）山 西 央 朗，高 松 隆 夫，玉 井 宏 章，松 村 高 良，松 尾
彰： ₂ 軸曲げを受ける従来型およびノンスリップ型露₁₃）秋山₁₄）財団法人日本建築防災協会：構造設計・部材断面事例

出柱脚に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文
集，第₇₃巻 第₆₃₄号，pp. ₂₂₂₃ – ₂₂₃₀, ₂₀₀₈.₁₂.

宏：鉄骨柱脚の耐震設計，技法堂出版，₁₉₈₅.₃.

集，pp. ₄₉₆ – ₅₁₃, ₂₀₀₇.₆₁₅）社団法人日本鋼構造協会：建築構造用アンカーボルト

₇ ）高松隆夫，玉井宏章，山石健司，山西央朗：エンドプ
レート形式ト字型柱梁接合部のセルフセンタリング性を用いた露出柱脚設計施工指針・同解説，₂₀₀₉.₁₀.
₁₆）吉敷祥一，山田哲：高力ボルト半剛接合部に対する能，鋼構造年次論文法報告集，第₁₆巻，pp. ₂₃₇ – ₂₄₄,

柱の拘束効果に関する基礎検討，鋼構造年次論文報告

₂₀₀₈.₁₁.

集，第₁₇巻，pp. ₈₁ – ₈₆, ₂₀₀₉.₁₁.

₈ ）高松隆夫，玉井宏章，澤田樹一郎，田邉真二郎，山西─ 93 ─