広島工業大学紀要研究編
第 45 巻（2011）pp.207-212

論文

変動軸力と曲げを受ける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
山西央朗 *・高松隆夫 **・玉井宏章 **（平成22年10月29日受付）

Hysteresis models of restoring force characteristics for anchor-bolt-yield-type
exposed column-base subjected to variable axial-force and bending
Teruaki YAMANISHI, Takao TAKAMATSU and Hiroyuki TAMAI(Received Oct. 29, 2010)

Abstract
Experimental studies were carried out on anchor-bolt-yield-type exposed column bases subjected to constant compression or tension to obtain different types of resistant mechanisms andrestoring force characteristics due to a magnitude of the constant axial force. In this paper,models of resistant mechanisms and restoring force characteristics are proposed on exposedcolumn bases subjected to a variable axial force by use of the experimental results and themodels of restoring force characteristics under constant axial forces.
Key Words: Anchor-bolt-yield-type exposed column-base, Variable axial-force, Hysteresis models of restoring force characteristics, energy absorption

角等から，抵抗機構の変化を予測した上で，逐次，各抵抗１．はじめに機構に対応した耐力・剛性の理論式を適用する必要がある

アンカーボルト降伏先行型露出柱脚は，柱軸力による付加曲げ抵抗力により耐力が増加する

１−５）

５，８）

。しかしながら，一般的な復元力特性モデルの定式化。このため，変動を行うには，抵抗機構の変化を予測，各機構に対応した理軸力が作用する側柱では時々刻々と柱脚の耐力が増減する論式を展開する必要があり，その手法を体系化することは

６，７）

容易ではない。

。更に，軸力が引張軸力領域に入る場合，ベースプレー

トと基礎，ベースプレートとアンカーボルトのナットとのそこで，本論文では，変動軸力と曲げを受ける柱脚の復接触・離間条件による抵抗機構の変化が，復元力特性の履元力特性を簡便に評価できる手法を提案することを目的と歴性状に支配的な影響を与える

５，８）する。方法としては，これまでの実験６，９）における復元力。

また，著者等は既報の論文９）で，アンカーボルト降伏先特性の履歴性状から，履歴モデルを検討・提案し，実験結行型露出柱脚が引張軸力領域を含む変動軸力を受ける場合果との整合性を取る。更に，復元力特性上におけるエネルに，抵抗機構が様々に変化して，非常に複雑な履歴性状をギー吸収量を比較検討して，本論文で提案する履歴モデル示すことを明らかにしている。の実用性を確認する。

一方，精確な復元力特性モデルの定式化を行うには，柱軸力，アンカーボルトの塑性伸び量，ベースプレート回転＊＊＊

広島工業大学

高性能構造システム開発研究センター＊＊＊

広島工業大学

工学部

建築工学科― 207 ―

山西央朗・高松隆夫・玉井宏章
表１

素材特性と主要寸法

柱σY
主要寸法
E22
( N / mm ) ( N / mm ) ( mm )STKR400 205,000349‫غ‬-200x200x12

ベースプレートSS400

෻ജࡈ࡟࡯ࡓ
H-300x300x10x15

材質205,000

409

ABR400 205,000
アンカーボルト : Type 0: Type I, I’ ABR400 205,000

295
273

φ g : ゲㇱᓘσ Y : 㒠ફᔕജᐲE : ࡗࡦࠣଥᢙ෻ജ᪞
H-400x400x13x21

PL-50x400x400
φ g = 14.6, ab l = 590
φ g = 14.6, ab l = 590
ab㋦⋥ࠫࡖ࠶ࠠ
Cap . 500kN (ᒁᒛ 250kN )Str. 150mm: ᄌ૏⸘l : ᦭ല㐳ߐ-( )(+): タ⩄⩄㊀(+): mm(-)

᳓ᐔࠫࡖ࠶ࠠ
Cap . 350kN(ᒁᒛ 175kN )Str. 300mm㋦⋥タ⩄⩄㊀: N

φ20

φ20

න૏

φ20

᳓ᐔタ⩄⩄㊀: P-( )δR

50 dt=150 dt=150 50400

50 150150 5050 150400

ᩇ㐳ߐ:L=1,300

δL150 50(+)⹜㛎૕ᩇ‫غ‬-200x200x12

ᩇਅ┵ㇱ㋦⋥ᄌ૏: δL, δR

ࡌ࡯ࠬࡊ࡟࡯࠻PL-50x400x400400（a）ベースプレート （b）ベースプレート （c）ベースプレート（Type ０）（Type I）
（Type I'）㍑⵾ၮ␆BH-400x400x32x36ℓ= 590ࠕࡦࠞ࡯ࡏ࡞࠻M16ab⸘᷹ၮḰὐゲㇱᓘφg = 14.690

෻ജ᪞H-400x400x13x2190470

෻ജบH-400x400x13x21（d）アンカーボルト
試験体20࿶❗ゲജ㗔ၞ-60 (kN)-100-2N (kN)

0200
10020ᒁᒛゲജ㗔ၞ I0
ᄌേ I : V1-50 (kN)

-20-2000

ᄌേ III : V3-50 (kN)-6

TY = 49.3 (kN)00.02

θ (rad)（a）Type ０の変動軸力-400࿶❗ゲജ㗔ၞ TY = 45.6 (kN)

-0.020ab-8-3000.02

࿶❗ゲജ㗔ၞ TY = 45.6 (kN)

-0.020d-6

図４dࠛࡀ࡞ࠡ࡯ๆ෼㗔ၞ

M0 b0.02（c）Type I' の変動軸力

変動軸力の制御方法

cMY

θ (rad)（b）Type I の変動軸力

σY , abA, E

M-2-4-200

θ (rad)

図３ℓab-4

ᄌേ II : V2-4-0.02

ೋᦼゲജ T02ᒁᒛゲജ㗔ၞ I-100-200M
θ4ᒁᒛゲജ㗔ၞ II4ᒁᒛゲജ㗔ၞ II

N / TY

N (kN)

2006ᒁᒛゲജ㗔ၞ III

6

N / TYᒁᒛゲജ㗔ၞ I

300

8ᒁᒛゲജ㗔ၞ III

載荷装置と計測計画

N / TY400

ᒁᒛゲജ㗔ၞ II

100

図２N (kN)

図１fa

θ0

θY-θ0

θYe

θ

θmax

無軸力下の復元力特性模式図

レート隅角部に１本ずつ配置した Type ０，アンカーボル

２．実験概要６，９）

ト８本を３列に均等配置した Type I およびアンカーボル

本実験では，アンカーボルト降伏先行型露出柱脚付き片ト６本を２本ずつ３列に均等配置した Type I' の３種類を持ち柱に，変動軸力と同時に水平力を繰返し載荷する実験採用する。アンカーボルトには転造ねじアンカーボルトを行う。試験体変数を，アンカーボルト配置と変動軸力とM16 を使用し，また，実験時には軸部降伏軸力の 30%（15kN）する。

を初期軸力として導入する。基礎部には，いずれの載荷に表１，表２に試験体の素材特性と主要寸法を，図１に試
験体形状を示す。尚，本実験では，アンカーボルトのみが対しても塑性化しない，鋼製基礎 BH-400x400x32x36 を使用する。
図２，３に載荷装置，変動軸力を示す。載荷は，試験体降伏するように，各構成要素の素材特性・断面性能を決定

柱頭部のヨークに接合した鉛直・水平ジャッキにより，柱している。
試験体には，単純なアンカーボルト配置の柱脚（Type０）に１種類の変動軸力を載荷，アンカーボルトを多数配脚部分に柱軸力 N と曲げモーメント M を作用させるものである。
水平載荷は，制御値をベースプレート回転角 θ として，列した柱脚（Type I，Type I'）に３種類の変動軸力（V １，V ２，V ３）を載荷する，合計４種類を用意した。

0.005（rad）から 0.025（rad）まで 0.005（rad）ずつ振幅

柱 に は □ -200x200x12 を， ベ ー ス プ レ ー ト に は PL-を漸増させる正負交番漸増繰返し載荷を行う。

50x400x400 を用いて，柱とベースプレートは全周隅肉溶

鉛直載荷は，ベースプレート回転角 θ の一次の従属関数接接合している。アンカーボルトの配置方法は，ベースプとなるように変動軸力を載荷する。それぞれの試験体で，― 208 ―

変動軸力と曲げを受ける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

MYKBS
0KBS-MY

0Mn=-N࡮dcᦛߍࡕ࡯ࡔࡦ࠻ : Mᦛߍࡕ࡯ࡔࡦ࠻ : Mタ⩄ᣇะᦛߍࡕ࡯ࡔࡦ࠻ : M

MY+Mn
Mn’=N࡮dt

Mn

0Mn’
Mn

MY+Mn

࿶❗ゲജ ᒁᒛゲജMn=-N࡮dcࡌ࡯ࠬࡊ࡟࡯࠻࿁ォⷺ : θࡌ࡯ࠬࡊ࡟࡯࠻࿁ォⷺ : θࡌ࡯ࠬࡊ࡟࡯࠻࿁ォⷺ : θࠕࡦࠞ࡯ࡏ࡞࠻ߦࠃࠆᛶ᛫ജઃടᦛߍᛶ᛫ജฦᛶ᛫ജࠍ⚥ട（a）Type ０（単純なアンカーボルト配置）の計算方法

MU+Mn
MU0-MU

0

Mn=-N࡮dcᦛߍࡕ࡯ࡔࡦ࠻ : Mᦛߍࡕ࡯ࡔࡦ࠻ : M&ᦛߍࡕ࡯ࡔࡦ࠻ : Mタ⩄ᣇะ

M=00Mn
MU+Mn

Mn=-N࡮dcタ⩄ᣇะࡌ࡯ࠬࡊ࡟࡯࠻࿁ォⷺ:θMn࿶❗ゲജ ᒁᒛゲജࡌ࡯ࠬࡊ࡟࡯࠻࿁ォⷺ : θࡌ࡯ࠬࡊ࡟࡯࠻࿁ォⷺ : θઃടᦛߍᛶ᛫ജ

ฦᛶ᛫ജࠍ⚥ടࠕࡦࠞ࡯ࡏ࡞࠻ߦࠃࠆᛶ᛫ജ

（b）Type I I'（柱断面図心位置にアンカーボルトを有する配置）の計算方法
図５

復元力特性の履歴モデル

最大の引張軸力が，Type ０では引張軸力領域 I となる変２．圧縮合力点位置をベースプレート端部に設ける。

動軸力を，Type I では引張軸力領域 I，Ⅱとなる V １，V３．基礎，および，ベースプレートの弾性変形による弾性２を，Type I' では引張軸力領域Ⅲとなる V ３を載荷する。

回転剛性の低減を考慮するため，低減係数 R を導入

図２に計測位置を示す。変位としては，柱下端部の鉛直変位δL，δR を計測してベースプレート回転角 θ を算出し。

する。
４．圧縮側に位置しているアンカーボルトの抵抗力は考慮しないものとする。

荷重としては，各ジャッキ先端に設置したロードセルによ５．アンカーボルトによる復元力特性は，スリップ型復元り水平荷重 P および鉛直荷重 N を計測する。

力特性とする。

３．復元力特性の履歴モデルと６．複数列抵抗する場合は，各アンカーボルト列の復元力エネルギー吸収量計算値

特性を累加したものを柱脚の復元力特性とする 10）。

アンカーボルト降伏先行型露出柱脚では，引張軸力を受

７．アンカーボルトの材料特性には，完全弾塑性体モデルを用いる。

ける場合に複数の抵抗機構が発生する。本論文で取扱うType ０では３種類

５，８）

９）

，Type I，I' では５種類 の抵抗機構が発生し，それぞれの抵抗機構毎に，耐力および剛性

3.2

任意 i 列のアンカーボルトによる，降伏曲げ耐力 iMy，の評価式が必要となる。しかしながら，これ等の抵抗機構の発生の予測と，各抵抗機構毎の評価式を包括した一般解

降伏曲げ耐力，付加曲げ抵抗力と弾性回転剛性

および，弾性回転剛性 iKBS を以下の式により求める。

My ＝ in・abA・abσy・（dc ＋ dt）

は，非常に煩雑になることが予想される。そこで，本節でiは，既報の実験結果における復元力特性の履歴性状を考慮⑴

2

KBS ＝iした履歴モデルを提案する。

E・in・abA・（dc ＋ dt）
R・abl

⑵

また，引張軸力領域を含む変動軸力下の柱脚のエネル

ここに，in：i 列のアンカーボルト本数，abA：アンカーボ

ギー吸収効率を検討，履歴モデルの妥当性を検討するため

ルト軸部断面積，abσy：アンカーボルト降伏応力度，di：i 列に，抵抗機構の変化が発生しない場合（無軸力下の場合）のアンカーボルト中心から圧縮合力点位置までの距離，E：のエネルギー吸収量の計算値 ecal を示す。

アンカーボルトのヤング係数，R：ベースプレートと基礎１）の弾性変形を考慮した低減係数（= ２. ０），abl：アンカー3.1

ボルトの有効長さである。

仮定

以下の仮定のもと，復元力特性モデルの定式化を行う。
１．降伏要素をアンカーボルトに限定する。

また，基礎とベースプレートとが接触している場合の付― 209 ―山西央朗・高松隆夫・玉井宏章

MY = MA Y = 46.5 (kN·m)
θY = 0.0049 (rad)N = -60 (kN)

4-66ታ㛎⚿ᨐጁᱧ䊝䊂䊦

0-50-1

M =M0-2024-1

࿶❗ゲജ䇭䇭ᒁᒛゲജ

024

60-220-50-1

࿶❗ゲജ䇭䇭ᒁᒛゲജ

-150-0.03 -0.02 -0.01 00.01 0.02 0.03

1

MY = MA Y = 68 (kN·m)
θY = 0.0045 (rad)N = -50 (kN)

-20.01 0.02 0.03

θ (rad)（c）Type I - Var, ⅡMることを考慮するためである。

10-50-1-100-2࿶❗ゲജ䇭䇭ᒁᒛゲജ

E3.4 エネルギー吸収量NMD

図４に，無軸力下でアンカーボルト初期軸力の影響を考NM慮した復元力特性模式図とエネルギー吸収領域を示す。
これは，アンカーボルト初期軸力による影響を考慮した復元力特性である。アンカーボルト単体のエネルギー吸収

0.01 0.02 0.03

θ (rad)量は，以下の式により求められる。

（c）Type I' - Var, Ⅲ

e＝□fcde−△fba＝MY・（θmax−θY＋θ0）−

曲げモーメント M −ベースプレート回転角 θ 関係（＝ A・ σ ・d・θ −ab

加曲げ抵抗力 Mn，引張軸力下で，基礎とベースプレート

ab Ymax

M0・θ02⑸T0・RT0・d abℓ・T0・R
A−・2 abA・E・dE・dℓ・ abσY−ab648

図６

θ / θY

ボルトとベースプレートが接触して，曲げ抵抗力が０になN

2MY = MA Y = 52 (kN·m)
θY = 0.0045 (rad)N = -50 (kN)

-150-0.03 -0.02 -0.01 0

50-100846

010-2ታ㛎⚿ᨐ
ጁᱧ䊝䊂䊦

100

N = -50 (kN)

6E

ታ㛎⚿ᨐ
ጁᱧ䊝䊂䊦

-4

150

2（b）Type I - Var, I

M / MY

M (kN·m)

50-6θ (rad)

150
100

6= 68 (kN· m)-150-0.03 -0.02 -0.01 00.01 0.02 0.03

θ / θY

4-50（a）Type ０-22Y

θ (rad)-40AY50 θ Y= 0.0045(rad)-100࿶❗ゲജ䇭䇭ᒁᒛゲജ

-6

θ / θYታ㛎⚿ᨐጁᱧ䊝䊂䊦

1000-215021-100-0.03 -0.02 -0.01 0-4

M / MY

2M/M

0M (kN·m)

M (kN·m)

50-2

M / MY

100-4

M (kN·m)θ / θY-6ab）とが離間して外側のアンカーボルトとベースプレートが接

ここに，MY：アンカーボルト降伏時曲げ耐力，θ０：初触している場合の曲げ抵抗力 Mn' を以下の式より求める。

期軸力による降伏回転角の減少量（図４参照），d：圧縮合

Mn ＝−N・dc⑶

Mn' ＝ N・dt⑷

力点位置からアンカーボルト中心までの距離である。
また，柱脚のエネルギー吸収量は各アンカーボルトのエネルギー吸収量を累加した値として求める。

3.3

履歴モデル

４．実験結果と考察

図５に復元力特性の履歴モデルを示す。
先ず，Type ０の場合，圧縮軸力下ではアンカーボルト

図６〜８，表２にそれぞれの結果を示す。の復元力特性に付加曲げ抵抗力 Mn を累加したものとする。

図６に曲げモーメント M −ベースプレート回転角 θ 関

引張軸力下では，降伏耐力の曲線は圧縮軸力下と同様にア係を，図７に曲げモーメント M −柱軸力 N 耐力相関関係

ンカーボルトによる抵抗力に付加曲げ抵抗力を足し合せたを，図８に実験終了時エネルギー吸収量 eExp と履歴モデル

値 MY ＋ Mn で算出し，付加曲げによる抵抗力は Mn' で算によるエネルギー吸収量 eModel を式⑸の無軸力下のエネル出した値とする。このため，引張軸力下の復元力特性の履ギー吸収量計算値 eCal で除した値を，表２に実験および履

歴面積は，引張軸力が大きくなる程減少する。

歴モデルのエネルギー吸収量の値と比を，それぞれ，示す。

次いで，Type I，I' の場合，柱脚の復元力特性をそれぞ

また，図６，図７には履歴モデルを，表２には実験結果をれの列の復元力特性を累加して算出し，それに付加曲げ抵追跡するために履歴モデルの値に補正係数 α（＝ 1.1）を抗力 Mn を累加したものとする。但し，引張軸力下におい乗じた値 α･eModel を括弧内に，併せて示す。尚，実験およては，曲げモーメントを０以下（負方向においては０以上）

び履歴モデルのエネルギー吸収量は，図６の復元力特性のとする。これは，柱断面図心位置にアンカーボルトが配置履歴を積分して算出している。

してある場合，引張軸力下のスリップ区間（アンカーボル

また，各図は以下のように無次元化している。図６中のトが塑性伸びした区間）では，柱断面図心位置のアンカー

右縦軸と上横軸は，降伏曲げ耐力の計算値 MY と降伏時ベー― 210 ―-100-2ታ㛎⚿ᨐ⸘▚୯䋨ᑼ(3)㪀
⸘▚୯䋨ᑼ(5)㪀ጁᱧ䊝䊂䊦0 ࿶❗ゲജ㗔ၞ

0-100ታ㛎⚿ᨐ⸘▚୯䋨ᑼ(3)㪀
⸘▚୯䋨ᑼ(5)㪀
ጁᱧ䊝䊂䊦

-300

50

100-150 -100 -50

M (kN·m)

0-2-100ታ㛎⚿ᨐ⸘▚୯䋨ᑼ(3)㪀
⸘▚୯䋨ᑼ(5)㪀
ጁᱧ䊝䊂䊦

-200-6-300-150 -100 -50

050-4-6100 150

M (kN·m)（c）Type I - Var, Ⅱ

1.20

100 150

M (kN·m)

0.40
0.20
0.00

0-V（d）Type I' - Var, Ⅲ
図８

曲げモーメント M - 軸力 N 関係

I - V2

I' - V3

復元力特性上におけるエネルギー吸収量

スプレート回転角の計算値 θY で，図７中の右縦軸はアン

表２カーボルト１本当たりの降伏軸力 TY で，それぞれ，無次⹜㛎૕ฬ⒓

元化している。

I - V1ታ㛎 (1.57 kN·m·rad )50-60.60

䊝䊂䊦 (1.42 kN·m·rad )0-4ታ㛎 (2.37 kN·m·rad )ታ㛎⚿ᨐ⸘▚୯䋨ᑼ(3)㪀
⸘▚୯䋨ᑼ(5)㪀
ጁᱧ䊝䊂䊦

0.80

䊝䊂䊦 (2.21 kN·m·rad )

-2

1.00
䊝䊂䊦 (2.31 kN·m·rad )0ታ㛎 (2.55 kN·m·rad )ᒁᒛゲജ㗔ၞ I-100

図７0 ࿶❗ゲജ㗔ၞ

100 150

N / TY

N (kN)

50

20 ࿶❗ゲജ㗔ၞ-150 -100 -50

0-44ᒁᒛゲജ㗔ၞ II-300

2ᒁᒛゲജ㗔ၞ I

T Y = 45.6 (kN) 6

ᒁᒛゲജ㗔ၞ III-200

100（b）Type I - Var, I

200
1004

2M (kN·m)（a）Type ０3004-2-6-50

T Y = 45.6 (kN) 60-200-4ᒁᒛゲജ㗔ၞ III200 ᒁᒛゲജ㗔ၞ II

䊝䊂䊦 (1.32 kN·m· rad )-300-100ᒁᒛゲജ㗔ၞ I

3006ታ㛎 (1.46 kN·m· rad )-200N (kN)0࿶❗ゲജ㗔ၞN / TY

N (kN)

1000

T Y = 45.6 (kN)

200 ᒁᒛゲജ㗔ၞ II2ᒁᒛゲജ㗔ၞ Iᒁᒛゲജ㗔ၞ III

N (kN)T Y = 49.3 (kN)

N/T

100

3004ᒁᒛゲജ㗔ၞ II

eExp /eCal , eModel /eCal

200

N / TY

変動軸力と曲げを受ける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

実験とモデルのエネルギー吸収量の比䉣䊈䊦䉩䊷ๆ෼㊂ (kN・m・rad)ታ㛎⚿ᨐጁᱧ䊝䊂䊦ታ㛎㪆⸘▚e Expe M odel ( α = 1.1)

e M odel / e Exp

図６より，実験結果と履歴モデルとは，ほぼ対応していType 0 - V

1.461.32(1.45 )0.90 ( 0.99 )る。変動軸力による，降伏耐力の増減や弾性回転剛性の変Type I - V1

2.54

2.31(2.54 )0.91 ( 1.00 )化，また，スリップ区間における特異な履歴性状を，追跡Type I - V2

2.37

2.21(2.43 )0.93 ( 1.03 )できている。既報の論文でも示したように，引張軸力下でType I' - V3

1.57

1.42(1.56 )0.90 ( 0.99 )は抵抗機構が様々に変化して，復元力特性の履歴性状も非常に複雑ではあるが，本論文で提案している履歴モデルで験結果と履歴モデルとはほぼ対応している。このため，本あれば，抵抗機構の変化等を予測しなくても，簡便に実験モデルにより，M-N 耐力相関関係も追跡できることが分結果を追跡できるモデルを作製できることが分かる。

かる。

尚，引張軸力が大きくなるに従い，細部において多少の最後に，図８，表２より，実験結果のエネルギー吸収量差異が生じている。先ず，Type I − V ２と Type I' − Vと履歴モデルのエネルギー吸収量は，１割程度の誤差を有３の負方向の耐力が，履歴モデルが高目となっているが，しているが，引張軸力領域を含む変動軸力を受けることでこれは，柱断面図心位置のアンカーボルトが負方向で期待復元力特性上の履歴面積が減少する傾向を追跡できてい通りに抵抗しない為である。この原因としては，実験におる。実験結果より，履歴モデルが低目の値を示しているのいては，柱断面図心位置のアンカーボルトは正方向載荷時は，履歴性状を追跡できていないためではなく，実験にての柱軸力のみで塑性伸びすることがあり，履歴モデルでは，生じる僅かな遊びや各部の摩擦抵抗力を累加したために，その影響を考慮できていないためである。また，Type I'計算値との差異が生じているのだと考えている。このため，− V ３の正方向の最終サイクルの除荷時に，履歴モデル実験に含まれるアンカーボルトの塑性伸び以外の履歴エネが実験結果を追跡できていない。これは，引張軸力領域Ⅲルギーを補正するための係数 α（＝１. １：本実験におけに入ることで，柱軸力および曲げにより引張側および柱断る値）を乗じれば，実験結果と良好に一致する値を得るこ

面図心位置のアンカーボルトが大きく塑性伸びして，除荷とができる。
（但し，当該補正値は実験条件等により変動

時に圧縮側のアンカーボルトとベースプレートとが接触しすることが予想されるため，今後，多くの実験結果を用いて，回転と同じ向きの曲げ抵抗が生じるためである。て検討する必要がある。）

また，図７より，M-N 耐力相関関係上においても，実― 211 ―山西央朗・高松隆夫・玉井宏章

報告集，第 11 巻，pp.563-570, 2003.11.

５．まとめ３）高松隆夫，玉井宏幸，山西央朗：ノンスリップ型鉄骨
露 出 柱 脚 の 復 元 力 特 性 モ デ ル， 構 造 工 学 論 文 集，

アンカーボルト配置および軸力の大きさを変数とした変Vol.51B, pp.293-302,2005.3.

動軸力下の復元力特性を評価する履歴モデルを提案し，実４）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰：露出柱脚の験結果と比較検討を行い，以下の知見が得られた。
１．本論文で示す復元力特性の履歴モデルは，引張軸力領弾性回転剛性について−アンカーボルト降伏先行型の域を含む変動軸力下の履歴性状を，抵抗機構等の変化を場合−，日本建築学会構造系論文集，第 73 巻 第 624

考慮することなく，簡便に評価できる。

号 pp.317-324,2008.2.

２．M‑N 耐力相関関係においても，履歴モデルは実験結

５）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松村高良，松尾彰：
一定引張軸力を受ける露出柱脚の抵抗機構と復元力特果を追跡できている。

性モデル，日本建築学会構造系論文集，第 74 巻 第３．柱脚のエネルギー吸収量は，引張軸力領域を含むこと

637 号 pp.561-567,2009.3.

で減少するが，履歴モデルはこの傾向を追跡できている。
また，本実験においては，補正係数 α を１. １とすれば

６）玉井宏章，高松隆夫，山西央朗，白木剛，多田元秀：

柱脚の復元力特性上におけるエネルギー吸収量を精確に統合化評価法を用いた実大ノンスリップ型露出柱脚の評価できる。

仮 動 的 実 権， 鋼 構 造 年 次 論 文 報 告 集， 第 14 巻，pp.269-276, 2006.11.

本論文では，履歴モデルを提案し，実験結果の復元力特

７）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，福原章宏，三好行則：

性履歴性状およびエネルギー吸収量を追跡できることを示

ノンスリップ型露出柱脚付き門型フレームに関する実した。本論文の履歴モデルは，非常に簡便であり，比較的験的研究，鋼構造年次論文報告集，第 17 巻，pp.73-容易に体系化できるので，数値解析等に組み込んで，引張80,2009.11.

軸力領域を含む変動軸力による影響を考慮した構造物の数

８）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松村高良，松尾彰：引張領域を含む変動軸力を受けるノンスリップ型露出値解析を行う予定である。

謝

柱脚の抵抗特性に関する実験的研究，日本建築学会構辞

造 系 論 文 集， 第 74 巻 第 642 号，pp.1495-1502,
2007.11.

本研究は，広島工業大学「高性能構造システム開発研究センター」（代表者高松隆夫教授）のプロジェクト研究９）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章：変動軸力と曲げを受けるアンカーボルト多数配列型露出柱脚に関する実験の一環として実施されました。

的 研 究， 広 島 工 業 大 学 紀 要， 研 究 編， 第 44 巻，また，試験体の転造ねじアンカーボルトを提供していた

pp.207-213, 2010.2.

だきましたフルサト工業株式会社に対して，感謝の意を表10）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰：アンカーボします。

ルトを多数配列したノンスリップ型露出柱脚の復元力

参考文献

特性−無軸力下の場合のセルフセンタリング性能−，

１）秋山宏：鉄骨柱脚の耐震設計，技報堂出版，1985.3.

日本建築学会構造系論文集，第 621 号，pp.155-162,

２）高松隆夫，銅木弘和，中村慎太郎：改良型復元力特性

2007.11.

を有する鉄骨露出柱脚に関する研究，鋼構造年次論文― 212 ―