広島工業大学紀要研究編
第 ₅₂ 巻（₂₀₁₈）133 – 141論

文

露出柱脚付低層鋼構造物の地震時応答性状と柱脚挙動について――その 3

回転バネを設置した場合――

山西央朗*（平成₂₉年₁₁月 ₁ 日受付）

A SEISMICRESPONSE OF FRAME & COLUMN-BASE
FOR LOW-RISE STEEL STRUCTURE WITH EXPOSED COLUMN-BASE—— part 3 Steel structure with rotational springs ——Teruaki YAMANISHI(Received Nov. 1, 2017)

Abstract
Exposed column bases employed in middle-rise steel structures can be designed and analyzed using
simplified models of restoring force characteristics. The models are described with maximum bending
strength and elastic rotational stiffness of the exposed column base, but without additional bending
resistant capability of column axial force. This paper describes response analyses of structures withcolumn bases of full and simplified models and the following conclusions are obtained.
The response results of the simplified models are in good agreements with those of the full models.
The worst results are overestimated by 30%. Thus, simplified models can be used for rational design ofsteel structures.
Key Words: exposed column-base, rotational spring, rotational stif fness, time history analysis, frame
response

₁ ．序

さいこと，一般的な露出柱脚ディテールであれば固定端と論見なせるだけの回転剛性を保持することは難しく，また，露出柱脚付低層鋼構造物の柱脚及び構造物全体挙動を検接合部係数の変化による構造物の最大層間変形角応答に与討するため，（その ₁ ）及び（その ₂ ）では露出柱脚挙動をえる影響は大きくないことを明らかにしている。このよう再現可能なモデルを柱脚部に設置した架構の地震応答解析に，露出柱脚の存在応力や周辺の抵抗特性，全体応答等を

₁︶, ₂︶。実構造物中における露出柱脚挙動として，明らかにしたが，一方で一般的な実務設計等においては，側柱では変動軸力により柱脚の降伏挙動の変化が生じる可露出柱脚挙動を表現することを目的に曲げモーメントに対能性があり，これを回避するためには解析対象とした ₄ 層する回転挙動を示す“弾塑性回転バネ”が設置される。弾架構においては接合部係数を₁.₄以上または，₀.₇以下にす塑性回転バネ（以後，回転バネと記す）はスリップ型やフる必用があること，地震動鉛直成分が柱脚の崩壊状態に与ラグシップ型などの履歴形状と，柱軸力を考慮した曲げ抵える影響は少ないこと，変動軸力を加味してもラーメン架抗力およびアンカーボルトの弾性伸びに基因した回転剛性構の露出柱脚のアンカーボルトに作用する柱せん断力は小が付与されている。

を実施した* 広島工業大学工学部建築工学科
─ 133 ─

山西央朗

図₁
表₁α

図₂

軸力変動による露出柱脚部の降伏要素の変化（柱脚位置：X₅）

回転バネの挙動

露出柱脚の接合部係数，最大耐力と各種回転剛性
columnMU
kNm

KA
kNm/radKS
kNm/radC₂

₁,₅₅₈

₁₆₀,₀₁₆

₂₂₀,₂₁₃

C₃₉₄₄

₁₁₄,₅₆₇

₁₃₉,₁₄₉C₂

₁,₇₇₀

₁₉₃,₅₄₈

₂₅₄,₂₁₅C₃

₁,₀₈₁

₁₂₁,₅₁₅

₁₄₂,₇₄₅

C₂

₁,₉₁₅

₁₉₉,₂₀₀

₂₆₇,₀₆₁C₃

₁,₂₁₄

₁₃₂,₈₄₂

₁₅₃,₃₉₂

C₂₂,₁₄₅₂₂₁,₄₃₃₂₈₃,₅₁₉の遷移”が生じる可能性があり，結果として，柱の塑性変

C₃₁,₃₂₇₁₄₂,₄₁₄₁₆₄,₇₆₀

形は正方向でのみ，柱脚の塑性変形は負方向でのみ進行し，

C₂₂,₃₇₃₂₆₄,₆₅₃

₃₂₈,₁₂₈

繰り返し載荷時にそれぞれの向きに変形が累積しやすく，C₃

₁,₄₆₉₁₃₈,₂₃₅₁₅₅,₉₉₆

単調載荷的な一方向の応答で得られる層間変形角と各要素

C₂₂,₆₀₄₃₀₄,₉₇₀

₃₆₈,₈₁₅

C₃₁,₆₁₀

₁₆₄,₄₉₆₁₈₁,₈₂₂

C₂

₃,₀₂₂₃₄₈,₄₀₁₄₀₉,₅₀₃

C₃₁,₈₇₃₁₉₂,₇₇₄

₂₁₀,₇₀₀

₀.₇

₀.₈₀.₉₁₁.₁

₁.₂₁.₄

表₂

図₃

解析モデル

（柱材，柱脚）の損初度が比例関係とはならない。従って，回転バネでは，この現象を表現できないため，特に側柱において崩壊機構や各要素の損傷度の精度が低下することが考えられる。
そこで，本報告では前報までの結果が露出柱脚付構造物が示す真の挙動である仮定して，回転バネを設置した場合

加速度リストの解析結果との比較・検討を行い回転バネの実用性，適用

code

earthquake

direction

max. acc. gal

note

E-L₂

El CentroNS₅₁₀

for ₅₀ kine

H-L₂

Hachinohe

EW

₂₃₉

for ₅₀ kine

T-L₂

Taft

EW

₄₉₂

for ₅₀ kine

B-L₂

BCJ-L₂—₃₅₆—

GGravity

UD₉₈₁

力 Mu，アンカーボルトの弾性伸びに基因した回転剛性 KA，constantまたは原点とアンカーボルト初期降伏点とを結んだ割線回範囲や留意すべき事項などを考察する。

₂ ．回転バネの設定について
図 ₂ に回転バネの挙動を示すが，露出柱脚と同じ最大耐転剛性 KS を弾性回転剛性としたスリップ型復元力特性をしかし，（その ₁ ）において示したように，図 ₁ のように入力する。表 ₁ に当該回転バネに入力する具体的数値を，

正方向で柱軸力が圧縮方向に増分して柱材が崩壊，負方向表 ₂ に入力する水平加速度を示す。また，図 ₃ に解析モデ

で柱軸力が引張方向に増分して柱脚が崩壊する“崩壊機構

ルを再度示す。

─ 134 ─露出柱脚付低層鋼構造物の地震時応答性状と柱脚挙動について整合性を直接的に検討する。

₃ ．回転バネによる再現性の検討応答結果として，図 ₄ ～₁₁に各接合部係数毎のベースプ

本章では，回転バネによる露出柱脚付低層鋼構造物挙動

レート最大回転角，柱下端最大塑性率，梁端部最大塑性率，の 再 現 性 を 検 討 す る た め，（そ の ₁ ）の 結 果（こ れ を最大層間変形角分布の F-model の値に対する比を示す。まF-model と記す）との整合性を議論する。各柱脚に対してた，図₁₂～₁₅に代表的変数の柱脚曲げモーメント M-ベー

図 ₂ に示す回転剛性・曲げ耐力を有する回転バネ（KA, KS）

スプレート回転角 θ 関係，θ 時刻歴，第一層の層せん断力を設置する。また，応答結果は F-model の値で無次元化し，Q₁-層間変形角 r₁ 関係，r₁ 時刻歴を示す。

図₄

図₅KA のベースプレート最大回転角比

KA のベースプレート最大回転角比

図₆KA の柱下端部の最大塑性率比

図₇KS の柱下端部の最大塑性率比

図₈KA の第一層上梁の最大塑性率比

図₉KS の第一層上梁の最大塑性率比

図₁₀KA の最大層間変形角分布比

図₁₁KS の最大層間変形角分布比
─ 135 ─

山西央朗

図₁₂M – θ 関係

図₁₃ θ 時刻歴

図₁₄

Q – r 関係

図₁₅r 時刻歴

但し，履歴または時刻歴については KA，KS と F-model

抵抗力が失われる領域）の抵抗力が ₀ になり，柱軸力によの結果を重ねて示し，時刻歴については El centro NS 波のる付加曲げ抵抗力が再現できないため，接合部係数が₁.₀以主要動が現われる時間領域（₀s ～₁₀s）のみを示している。

下となり柱脚が主な降伏要素となる場合は最大層間変形角

また，柱脚，柱および梁の値については，代表的位置（例の精度が低下する。このことは，図₁₃，₁₅から読み取るこえば，中柱については X₃）のみを描画している。とができ，例えば，（a）α ＝₀.₇でれあば最大応答を迎える

図 ₄ ， ₅ から，柱脚の応答は，X₃（中柱）の α ＝₁.₄ 以

₃ 秒まではほぼ整合しているものの，柱脚が塑性化してス

外は多くが₁.₀未満の値を示して危険側の評価となっていリップ区間の応答が支配的となる ₆ 秒以降は F-model に比る。KS は KA に比較して α ＝₀.₇ で₁.₀を超過する結果（安較して極端に大きな応答を示したり，位相差が生じている。

全側）が散見されるが，両結果とも全体の精度は低い。特一方，（d）では，柱脚はほぼ塑性化していないため，終止に，回転バネでは X₁，X₅（側柱）で生じる変動軸力の影響整合している。

による柱脚抵抗力の増減および図 ₁ の挙動が再現できない（図₁₂（a），（b）参照）ため，側柱の α ＝₀.₈～₁.₂ では著し

以上より，柱脚周りの応答は，柱降伏型とした中柱で図₁ の挙動が生じない場合については回転バネにより安全側く精度が低いものもある。
図 ₆ ， ₇ から，柱下端部の応答は精度が低いものの，α ＝に評価できる。しかし，本研究で取り扱った接合部係数の₁.₄ であればほぼ₁.₀を超過しており安全側の評価となって範囲では，全般的に精度は低く，更に，ベースプレート最いる。

大回転角についてはほぼ危険側の値を示している。このた

図 ₈ ， ₉ から，梁の応答は回転バネの種類によらずほぼめ，回転バネにより露出柱脚周りの局所応答を検討する場

₁.₀以上の値を示し，かつ接合部係数が大きくなるほど精度合は，柱降伏型として設計することが望ましい。柱脚降伏が向上する傾向にある。これは図₁₀，₁₁の最大層間変形角型として設計する場合は，柱脚周りの応答に十分な安全率分布も同様である。更に，KS の結果のほうがやや精度が良を導入する，または特別な検討法を実施する必要がある。

い。但し，回転バネではスリップ区間（アンカーボルトの一方，梁や全体応答については，回転バネを設置した場

─ 136 ─露出柱脚付低層鋼構造物の地震時応答性状と柱脚挙動について

図₁₆

第一層最大層間変形角と各柱脚の最大回転角の関係

合は F-model の値に対してほぼ₁.₀以上を示し，安全側に評

₄.₁

ベースプレート最大回転角の算定価できる。更に，KS を用い，かつスリップ区間が現われな

ベースプレート回転角は図₁₆より，中柱，側柱の接合部

い 領 域 で あ れ ば 精 度 良 く（α ＝₁.₄ の 場 合，梁：₀.₉₇ ～係数 α ＝₀.₇, ₁.₄ ではプッシュオーバー解析での値と整合

₁.₀₈，層間変形角：₀.₉₁～₁.₀₇）評価できる。

が取れていることが分かった。更に，₆.₂節より，第一層最大層間変形角については，回転バネを用いたモデルの値は₄ ．ベースプレート回転角の予測について実際の応答より過大になる傾向にあり，すなわち地震動に

図₁₆に F-model の第一層最大層間変形角と各柱脚の最大対する全体応答評価という観点から安全側の値を示すこと回転角の関係を示す。同図（a）は，プッシュオーバー解析がわかっている。しかし，図 ₄ ， ₅ ，₁₀，₁₁から el centro

時の曲線と，時刻歴地震応答解析時の値（最大層間変形角，のように層間変形角の予測精度が高い場合（応答の大きな最大ベースプレート回転角）プロットしている（各層間変波の入力数が少なく，再現性の低いスリップ区間における形角と回転角の最大値は，必ずしも同一タイミングで生じ付加曲げ抵抗の影響が小さいことに基因する），変動軸力がているものではない）。
（b）は，時刻歴地震応答解析のベー引張側に作用する柱脚のベースプレート回転角は低めに評

スプレート最大回転角を，プッシュオーバー解析の値（（a）

価する傾向にあり，危険側の結果となる。の曲線を用いて，最大層間変形角時の値を算出）で除した

従って，側柱の接合部係数 α ＝₀.₇, ₁.₄ という範囲にお値の分布ある。尚，中柱については X₂，X₃，X₄ 共にほぼいて，以下の手順に従いベースプレート回転角の評価を試整合が取れていた（剛床仮定成立，中柱挙動が均等による）みる。

ため，代表値として X₃ の値のみを示している。

₁ ．露出柱脚に回転バネを用いたモデルにより各地震動に対する第一層最大層間変形角を抽出：

図 ₆ より，中柱（internal column）や接合部係数 α ＝₀.₇,₁.₄ のように崩壊要素の遷移が生じない場合は（b）の縦軸₂ ．実際の挙動を再現するモデル（frame model）のプッ₁.₀以下の値を示す。一方，式（₂）に該当し，かつ引張軸シュオーバー解析モデルにより，図 ₆（a）の曲線を得力が作用する場合は柱の塑性変形によりベースプレート回る：転角が増大（図 ₁ 参照）するため，₁.₀を大きく超過する値

₃ ．₁. の最大層間変形角に対応するベースプレート回転角を示す傾向にある。入力エネルギーが大きく，繰り返し回を ₂. の曲線より得る：

数も多い hachinohe ₃₅₉ で特に大きな値を取っており，一

ここで，上記 ₂. の手順では F-model を構築する必要があ般的に，構造物損傷度の指標として用いられる最大層間変り，一般的な設計に導入することは難しい。そこで，₂. の形角に対して側柱の露出柱脚応答が比例的ではないことを手順に変わり図 ₆（a）の曲線を得る手法を以下に展開する。

示している。

先ず，図₁₇の上下端に回転バネ kB, kT を設けた第一層柱
─ 137 ─

山西央朗
M, ND

MTMY+Mn=abMY - (ND - $Nmax)  dcab

Pk B = abevaluated curve

kT
story drift angle = ril1

QT

base plate rotation = QBH

ND + $Nmax-QYEI : Flexural-rigidity
h2kBh2MB

図 17

ベースプレート回転角推定用モデル
l1

l2

EIc

* ND, DNmax : teinsile force is plus polarity
EIc EIb2
露出柱脚挙動の簡易評価モデル
kT : from beam 1 & 2.
EIb2
図₁₈ 露出柱脚挙動の簡易評価モデル
kT polarity: from beam 1 & 2.
beam1
* ND, DNmax : teinsile force is plus
EIb1
EIb2
target図18
露出柱脚挙動の簡易評価モデル
kT : from beam 1 & 2.
beam 2
beam 1

EIb1

図EI18
beam1 b1

h1

h1

EIb1

EIb2
beam 2modeling

target 2h1

kT =3 ⋅ (kb1 +targetkb 2 )l1l⋅ kb21 + 2 ⋅ kb22
E ⋅ I b1
E ⋅ Ib 2
kTMP-beam1

beam 1h1

M BY = ab M Y − (N D ∓ ∆N max )⋅ d c

ND - $Nmax-abMY -Mn
EIc=-abMY + (ND + $Nmax)  dc

EIc

h2

l2
l2

ND

evaluated curveh2

図 17 ベースプレート回転角推定用モデル
図₁₇ ベースプレート回転角推定用モデル

Q

QY

l1

K”S

l2’S

l1 K

M Y − (N D ∓ ∆N max )⋅ d cqY

MP-beam1
kT
kT : from beam 1 & 2.

modeling

beam 1
EIb1, MP-beam1

targetmodeling
modeling

MP-beam1(a) 回転剛性抽出のための諸元MP-beam1

modeling
modeling

M TY =M P −beam1 + M P −beam 2
2

beam 2
EIb2, MP-beam2
target column
EIc(b)

曲げ耐力抽出のための諸元

図 19 第一層柱頭部回転挙動再現用の回転バネモデル
MP-beam1
MP-beam1
beam 1beam 2(a) 回転剛性抽出のための諸元(b) 曲げ耐力抽出のための諸元
MMP-beam1P-beam1
EIb2, MP-beam2

図 19 第一層柱頭部回転挙動再現用の回転バネモデル
第一層柱頭部回転挙動再現用の回転バネモデル
図₁₉

beam 1target column
beam2
beam
beam
EIb1,1MP-beam1
M2P-beam2
EIb2,EI
Mb2,P-beam2(のを構築する。
₄.₁.₁

target column)

targetEIccolumn

柱脚部に設ける回転バネ kB(()に分配するものと考える。

)

ⅱ．梁崩壊形を形成する構造物では，崩壊時柱上部の曲げモーメントは接点振り分け法により算出する。

kB は以下の仮定を設けて特性を抽出する。
ⅰ．梁のせん断力に依存した変動軸力が生じる場合，柱軸ⅲ．柱や梁材は，弾性剛性と全塑性耐力により再現されたbi-linear 型の復元力特性を示すものと考える。

力とベースプレート回転角は正の相関関係を保持する以上をまとめたものが図₁₉である。

が，簡単のために回転が生じた瞬間に軸力変動幅の最₄.₁.₃

大値 ΔNmax が作用するものとする。

ベースプレート回転角と層間変形角の関係式

以上の考えに基づき，kB, kT, MBY, MTY を算出する。

ⅱ．軸力が変化により柱脚が発揮する降伏耐力が変化しても，ベースプレート回転角は変化しないものとする。

図₁₇の各要素が弾性である場合のベースプレート回転角

ⅲ．復元力特性は，付加曲げを含み，かつ降伏曲げ耐力とに相当する θ B と層間変形角に相当する r は，以下の関係を最大曲げ耐力で折れ点を有する multi-linear 型となる示す。

が，ここでは，降伏曲げ耐力と原点と降伏点を結ぶ割

1 11⋅ +2 kC kT
δ 1
θ B = 12 × ⋅ ⋅4412H kB 1+++kC2 kC ⋅ kB kC ⋅ kT kB ⋅ kT

線回転剛性で表現される bi-linear 型を抽出する。
以上をまとめたものが図₁₈である。同図中，赤－実線がi. に従った軸力の挙動であり，また，iii. の復元力特性は（₁）

青－破線で再現されている。

次に，各バネの降伏による折点を判断するため，上下端回₄.₁.₂転バネの耐力増分比 r M，降伏耐力比 r MY を以下のように柱脚部に設ける回転バネ kT定義する。

kT は以下の仮定を設けて特性を抽出する。
ⅰ．層間変形に対する抵抗要素は，柱上部に直接取り付く梁の曲げ剛性とする。更に，当該梁の曲げ剛性は上下層の柱を支持するため，その拘束効果は上下柱に均等

─ 138 ─rM =1 +H
2E ⋅ IM∆MTkB, rMY = TY=1H∆M B
M BY+2E ⋅ IkT（₂）

露出柱脚付低層鋼構造物の地震時応答性状と柱脚挙動について更に，これら比を用いて，降伏時の状態を以下のように

θ B max =判断する。
rM= 1.0
rMY

₄.₂

rM
< 1.0
rMY

（₃.a ～ c）

MCPkB

（₈）

結果と考察

ここまで展開してきたベースプレート回転角と層間変形角の関係式を吟味するため，図₂₀に静的荷重増分解析（frame ana.），回転バネ KA, KS を適用した静的荷重増分解

rM> 1.0rMY

析（R-spring KA, KS），また，式（₁）～（₈）の式を用いて得①式（₃.a）となる場合は第一折点で崩壊機構が形成される

た（calcu.）ベースプレート回転角－第一層層間変形角関係ので，θ B と r の増分比は以下で表現できる。

を示す。

∆θ B = ∆r（₄）

先ず，側柱の X₁ については，frame ana. と calcu. の曲線がほぼ整合が取れており，一方，R-spring KA, KS は第一折②式（₃.b）となる場合，弾性限界に達するときのベースプ点以降の整合が取れないものが多い。後者の結果は，軸力レート回転角 θ B′ , θ B と r の増分比は以下で表現できる。

変動による柱脚曲げ耐力の変化を再現できていないことに

θ B′ = θ BY =M BYkB
1

∆θ B = ∆r ⋅1kTkT（₅.a）+H+H2E ⋅ I

基因する。このため，柱脚が弾性に納まる範囲の結果（α ＝₀.₇～₁.₂ の弾性域，α ＝₁.₄ 全域）の整合は取れていると判断できる。

（₆.a）

3E ⋅ I

次いで，中柱の X₃ については，α ＝₁.₁ を除いていずれの結果もほぼ整合が取れいている。α ＝₁.₁ については，降そして，崩壊機構が形成されるときのベースプレート回転角 θ U は以下で表現できる。

伏～最大耐力の領域の挙動が支配的である一方，calcu.,R-spring KA, KS 共に，復元力特性を bi-linear 型で再現して

 1
MH 
θ BU = BY + ( MTY − rM ⋅ M BY )⋅ H ⋅  +（₇.a）
kB
 kT 2 E ⋅ I 
なお，式（₇.a）の回転角以後，すなわち崩壊機構が形成おり当該領域の精度が低いことによる。
最後に，側柱の X₅ については，frame ana. と R-spring
KA, KS の整合は取れておらず，更に calcu. は全体的な形状は frame ana. と対応しているものの第一折点以降の整合は取れていない。これらもやはり，bi-linear 型で再現したこ

された後の θ B と r の増分比は式（₄）で算出する。とによる精度の限界が現れていると考えている。
③式（₃.c）となる場合，弾性限界に達するときのベース以上より，ここで展開した calcu により，X₁（変動軸プレート回転角 θ B′ , θ B と r の増分比は以下で表現できる。

力＝引張方向）と X₃（中柱）は構造物中におけるベースプ

θ B′ =レート回転角を評価できることが明らかとなった。一方，

MTY

M B′=kB

rM1∆θ B = ∆r ⋅=kB

1kB

MTYrM ⋅ kBkB+H3E ⋅ I（₅.b）

X₅（変動軸力 = 圧縮方向）については，calcu の整合が取れなかったが，X₁ に比較して小さな値を示し，柱脚を代表する回転角として採用しないため，calcu により合理的に評（₆.b）

価できることが分かる。
ここで，₀ ．図 ₁ の挙動が発生しない構造物を対象とする。

そして，崩壊機構が形成されるときのベースプレート回

₁ ．回転バネを用いた時刻歴応答解析を行い，第一層の最転角 θ U は以下で表現できる。

θ BU = θ BY =M BYkB

大層間変形角を抽出する（frame ana. に対して過大評（₇.b）

価＝安全側の値）。
₂ ．式（₁）－（₈）により構築した曲線を用いて，₁. の層間なお，式（₇.b）の回転角以後，すなわち崩壊機構が形成変形角に対するベースプレート回転角を算定する。

された後の θ B と r の増分比は式（₄）で算出する。

₃ ．側柱（X₁，X₅）と中柱（X₃）の絶対値の最大回転角を，それぞれの柱脚最大回転角として採用する。

ただし，柱が全塑性耐力に達するとベースプレート回転角は頭打ちとなるので，ベースプレート回転角の最大値はという手順を用いて，本項の手法を吟味する。

以下となる。

frame ana に対する R-spring（KS）の結果と評価値の比として，図₂₂に層間変形角比分布，図₂₃，₂₄にベースプレー─ 139 ─山西央朗

図₂₀ ベースプレート回転角 - 第一層層間変形角関係

図₂₁（a）External column-base（X₁, X₅）

図₂₃

図₂₂

M – θ 関係（α ＝₀.₉, X₃）（b）Internal column-base（X₂～X₄）

層間変形角比分布（R-spring（KS）/ frame ana.）（a）External column-base（X₁, X₅）

ベースプレート回転角評価値の比（evaluate value/frame ana.）

図₂₄

─ 140 ─（b）Internal column-base（X₂～X₄）

ベースプレート回転角評価値の比（R-spring（KS）/frame ana.）

露出柱脚付低層鋼構造物の地震時応答性状と柱脚挙動についてト回転角分布を，それぞれ示す。図₂₃より本項の対象領域

一層上梁の局所応答および構造物の最大層間変形角分に絞ってみても，図₂₄に対して安全側となっている（ほぼ布は安全側に評価できている。更に，柱脚弾性回転剛₁.₀を超過している）程度で，高い精度は得られていない。

性に割線回転剛性（原点と降伏点とを結んだときの剛これらは，図₂₂に示されるように層間変形角の精度が低い性）を用い，かつスリップ現象が現われなければ精度ためである。

良く評価できる。

また，全体で見ても精度は低いが，calcu であれば₁.₀よ

₃ ．ベースプレート回転角の予測をするにあたって，図 ₁

りも上の値を示し，一方，回転バネを用いた側柱では，図の挙動が生じる場合，ベースプレート回転角を過大に₁₂のように層間変形角が大きく生じても，図₂₄の（a）にあ評価する傾向にあるので，安全側の設計が可能である。

るように₁.₀を下回る結果となっている。

しかし，回転バネを設置した場合には層間変形角の精

₅ ．結度が得られない可能性があり，安全側にはなるが，回論転バネを用いた解析の結果と比較して合理性が得られ露出柱脚を回転バネにより表現した鋼構造物の時刻歴応
答解析を実施し，応答結果および力学的釣り合い条件から，回転バネの再現性並びに留意点等を検討した。以下に，得られた知見をまとめる。

る結果にはいたらなかった。

文献₁ ）山西央朗：露出柱脚付低層鋼構造物の地震時応答性状

₁ ．回転バネを設置した解析では，柱脚周りの局所応答はと柱脚挙動について

その ₁

地震応答解析結果，広実際の挙動を再現することは難しく，しばし危険側の島工業大学 紀要，第₅₁巻，pp. ₁₅₇-₁₆₇，₂₀₁₇.₂.

評価（回転バネによる結果が小さい）となっている。

₂ ）山西央朗：露出柱脚付低層鋼構造物の地震時応答性状

但し，柱のみが降伏する中柱であれば安全側に評価でと柱脚挙動についてきている。

広島工業大学 紀要，第₅₁巻，pp. ₁₆₉-₁₇₆，₂₀₁₇.₂.

₂ ．回転バネを設置した解析により，精度は低いものの第─ 141 ─

その ₂

露出柱脚挙動の評価，