制振デバイス付き RC 造骨組の耐震性能に関する実験的研究

千葉山内
清水竹中

脩 *1
茂一 *1
孝 *2

和泉羽鳥
菊田
渡部信之 *2
敏明 *1
繁美 *1
幸宏 *2

啓之 *1

概要

１層１スパンの鉄筋コンクリート造骨組模型に制振デバイスを組み込んだ試験体について実施した静的および動的水平載荷実験について述べ、その結果から制振デバイスの RC 造骨組に対する減衰付加効果を検証する。

本実験で対象とした制振デバイスは、間柱型の制振デバイス（低降伏点鋼パネルダンパー付き RC 造間柱、粘弾性制振デバイス付き RC 造間柱）および間柱型制振デバイス（低降伏点鋼パネルダンパー付き RC 造間柱）とブレース型制振デバイス（オイルダンパーブレース、粘弾性ダンパーブレース、アンボンドブレース）を組み合わせたものである。
実験結果より、制振デバイスの付加により、鉄筋コンクリート梁主筋の降伏以前においても、骨組の復元力特性をエネルギー吸収能力に優れた紡錘形の履歴曲線に改善できること等を示した。

EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC PERFORMANCE OF
REINFORCED CONCRETE FRAME WITH DAMPING DEVICES
Hiroyuki TAKENAKA*1
Nobuyuki IZUMI*2*1
Osamu CHIBAToshiaki HATORI*1
Shigekazu YAMAUCHI*1
Shigemi KIKUTA*1*2
Takashi SHIMIZU
Takahiro WATABE*2
The paper presents static and dynamic loading tests of a one-storied reinforced concrete (RC) frame with damping devices. Furthermore,
the test results are reviewed to demonstrate the damper-added effect on the RC frame with damping devices.
The types of damping devices that are stated in the paper are as follows:(a) RC Stud type (A RC stud type contains either a low-yield-point-steel panel damper or a vicoelastic damper.)(b) Combined type: A RC stud type and a brace type are combined (A stud type contains either a low-yield-point-steel panel or aviscoelastic device. A brace type consists of either an oil-damper or a viscoelastic damper or unbonded low yield-point-steel.)
The test results show that prior to flexural yielding of reinforcing bars, the hysteresis characteristics of RC frame displays a great
ability of energy dissipation with spindle-shape loops*1 技術研究所*2 構造設計部*1 Technical Research Institute *2 Structural Engineering Dept.
1

制震デバイス付き RC 造骨組の耐震性能に関する実験的研究
竹中千葉山内
清水啓之 *1
脩 *1
茂一 *1
孝 *2

和泉羽鳥
菊田
渡部信之 *2
敏明 *1
繁美 *1
幸宏 *2

1. はじめに
著者らは、鉄筋コンクリート造（RC 造）建築物などの大地震時の損傷制御を目的として、エネルギー吸収デバイス、いわゆる制振デバイスの適用に関する研究を行っＲＣ造間柱惧される。そのため、制振デバイスの適用には、制振デバイス付き部材や骨組を対象とした性能評価が必要である(a) 制振柱と考えられる。
本報では、１層１スパンの鉄筋コンクリート造骨組模本実験で対象とした制振デバイスは、間柱型の制振デバイス（低降伏点鋼パネルダンパー付き RC 造間柱、粘弾柱

ＲＣ造間柱振デバイスの接合部材やその周辺骨組の剛性が低下して変形が増大し、制振デバイスの効果が低減することが危

ら制振デバイスのRC造骨組に対する減衰付加効果を検証する。

制振柱

制振デバイスている 1‑4）。
RC 造骨組では、鉄骨造とは異なり、ひび割れにより制型に制振デバイスを組み込んだ試験体について実施した
静的および動的水平載荷実験について述べ、その結果か

梁

梁柱制振ブレース

制振パネル
制振柱

性制振デバイス付き RC 造間柱）および間柱型制振デバイス（低降伏点鋼パネルダンパー付き RC 造間柱）とブレース型制振デバイス（オイルダンパーブレース、粘弾性ダンパーブレース、アンボンドブレース）を組み合わせたものである。

2. 実験計画

RC 造骨組に適用できる制振デバイスには、低降伏点鋼ダンパー、あるいは粘弾性ダンパー、オイルダンパー等がある。RC 造骨組へ制振デバイスを取り付ける方式としては、間柱方式、壁方式、あるいはブレース方式等がある。
制振技術の例を図‐１に示す。制振柱はパネル型の制振デバイスを RC 造柱の中央に組み込んだ間柱方式である。複合制振デバイスは制振柱と共にブレース方式の制振デバイスを RC 造骨組に組み込んだ方式である。
本研究では、制振デバイスの減衰付加性能を検討する

ため、まず制振デバイスの取り付け前に RC 造骨組のみの静的および動的載荷実験（以下、基本実験と呼ぶ）を行う。
次に、制振デバイスの取り付け後に RC 造骨組の動的載荷実験（以下、動的実験と呼ぶ）を行い、エネルギー吸収能力を比較する。さらに、低降伏点鋼を用いた間柱型デバイス試験体では、大きな水平変形まで静的載荷実験（以下、静的実験と呼ぶ）を行い、大変形時の復元力特性について検討する。

2

図‐１

複合制振RC 造骨組に適用される制振技術の例

2.2 試験体

2.1 実験概要*1 技術研究所(b)*2 構造設計部

試験体は１層１スパンの柱および梁で構成される剛節骨組に、制振デバイスを取り付ける間柱をスパン中央に組み込んだ約 1/2 縮尺の模型試験体である。RC 造骨組模型試験体は２体製作し、間柱型デバイスを組み込む RC フレーム試験体（図‐2.1）（以下、制振柱試験体と呼ぶ）と間柱型デバイスとブレース型デバイスを組み込む R C フ

レーム試験体（図‐3.1）（以下、複合制振試験体と呼ぶ）である。RC 造骨組試験体の諸元を表‐１に示す。
両 RC 造骨組ともに、梁曲げ降伏先行型架構として設計し、柱および梁の主筋には高強度鉄筋 SD490 材を、せん断補強筋には高強度補強筋 USD685 材を使用する。材料試験結果を表‐２に示す。

2.2.1 制振柱試験体制振柱試験体はダンパーの取り替えが可能なように、間柱とダンパーは鋼製継手を用いた高力ボルト接合とする。鋼製継手は頭付きスタッドと制振柱主筋により RC 部に定着させている。制振柱の主筋は鋼製継手のベース板に溶接接合する。間柱型制振デバイスのダンパーには

ベース板
粘弾性体

90

粘弾性体

1990

仕切鋼板
通しボルト

制振柱

ガセットプレート付き補強鋼板

ベース板(厚19,SM490)

図‐3.2100
1930 0
10 019300

制振柱主筋貫通孔

4 50

ベース板

フランジ板
ウェブ板
リブ

3 00

スタッド8本(φ16,L100)(a‑a)面

制振パネル試験体（複合制振試験体用）

400

250

通しボルト
粘弾性体

(厚3mm，12層)

仕切鋼板

200

粘弾性ダンパー試験体（制振柱試験体用）

表‐１20400

主筋定着
ナット
RC間柱補強鋼板(厚6,SM490)
Ｕ型鉄筋4本(D13,SD390)
スタッド8本(φ16,L100)
制振パネル
主筋定着
ナット
RC間柱361450a)

200

338

400
381 338 381
400

図‐2.3

図‐3.1 複合制振試験体

3 00

仕切鋼板

（アクリル系粘弾性ダンパー試験体）

制振ブレース
制振パネル

420(400×80)

ガセットプレート付き
補強鋼板

1 50

(厚4mm，10層)

381

150

150

130 108 130

19

Ｈ形接続材

15050

粘弾性体

（ ジ エ ン 系 粘 弾 性 ダ ン パ ー 試 験 体 ） 2 50400

1 50250

仕切鋼板

2550
3000

フランジ板
(厚12,SM490)
ウェブ板(厚6,LY100)
リブ(厚6,SM490)a)

400(390×100)

制振パネル試験体（制振柱試験体用）

450

90 150 901818

制振柱試験体

400

150

ベース板：
(SM490,t19)

図‐2.2●：頭付スタッド(φ16,L100)(PL19,SM490) （ 鋼 製 継 手 詳 細 ）450

フランジ板：(SM490,t12)

368

ベース板

250

150

図‐2.1

150

ウェブ板：
低降伏点鋼
(LY100,t4.5)

19200

梁

2 55 030 00○ ：主 筋D19(SD490,L555)
450

450
19

制振デバイス
高力ボルト接合
鋼製継手45 0

Hoop 4‑D6@55(SD295)
Hoop 2‑D6@40(SD295)

柱1500

4 50

制振 柱（制振柱補強筋詳細）

150 0

400 252 1 88 25 2 400
20 4 204

柱梁

ガセット
プレート
(厚16,SM490)
ガセット
プレート
取付板
(厚16,SM490)

RC 造骨組試験体諸元

主筋帯筋

柱

B×D(mm)Fc(N/mm2)450×45045

梁200×40035

制振柱

16-D22(SD490)
4+2-D19(SD490)

200×450

35

14-D19(SD490)*1

4-φ6@50(USD685)
4-φ6@40(USD685)
4-D6*2(SD295A)
2-D6(SD295A)＊ 1 柱補強鋼板巻き部分は 20‑D22＊ 2 制振パネル近傍帯筋は 4‑D63て降伏点が低く延性に富んだ 100N/mm2 級の鋼材を用いる。
粘弾性ダンパーは、粘弾性材料の異なる２種類とする。
ジエン系ゴム材料を使用したダンパーは、ダンパー上下のベース板（厚 19mm、SM490）間に、上下互い違いになるように鋼板（厚 9mm、12mm、SM490）を溶接し、これらの鋼板の間に粘弾性体を流し込んで製作する。粘弾性体

200

１次減衰係数 66.7kNs/cm
２次減衰係数 4.17kNs/cm
リリーフ速度 3.0cm/s
リリーフ減衰力 200kN
最大減衰力 208kN
ストローク±80mm

150

100
500

速度(cm/s)0の投影面積は 39,000mm2（390mm × 100mm）、１層当たりの厚さは 4mm、全体で 10 層とする（せん断面積 15,600mm2）。
ピン孔

図‐3.32.2.2 複合制振試験体

複合制振試験体には、低降伏点鋼ダンパーを用いた制振柱と、ブレース型ダンパー（オイルダンパー、粘弾性ダンパーおよびアンボンドブレース）を用いる。

制振柱に用いた低降伏点鋼ダンパーは、制振柱試験体に使用したものより高さ方向に2倍の大きさとし、水平方向リブを設けて、ウェブの幅厚比を制振柱試験体のものと合わせる（図‐3.2）。

ブレース型ダンパーは、鋼板で補強された間柱上部と片側柱下部の間に設置する。同部にはダンパー取り付けブレースの詳細を図− 3.4、3.5 に示す。粘弾性ダンパー
ブレースは、アクリル系粘弾性体のシートを仕切鋼板と交互に貼り付ける。粘弾性体は、150 × 445 ×厚さ 3mm を６層、140 × 445 ×厚さ 3mm を４層とする。アンボンドブ

レースの芯材には100N/mm2 級の低降伏点鋼材(厚16mm、幅60mm)を使用する。オイルダンパーブレース、粘弾性ダンパーブレースおよびアンボンドブレースの最大耐力とほぼ同等となるように設計した。

2.3 実験方法

制振柱試験体は、まずダンパーを設置せずに基本実験および動的実験を行い、次に低降伏点鋼ダンパー、粘弾性ダンパーの順にダンパーを入れ替えて動的実験を行う。

最後に低降伏点鋼ダンパーに取り替えて静的実験を行う。
複合制振試験体は、制振ブレースにオイルダンパー、粘弾性ダンパーを用いて動的実験を行う。その後、アンボンドブレースを設置し静的実験を行う。いずれの試験体の

4678

粘弾性体
150×445×6層(内側)140×445×4層(外側)外C型鋼
200×901 2 90 ± 1 5139

通しボルト 仕切プレート
PL9(SS400),PL12(SN490B)

ピン孔

図‐3.4

粘弾性ダンパーブレース試験体

芯 材 ：LY100(厚16， 幅60)

ピ ン 接合 板

250 130用のガセットプレートが溶接されている。補強鋼板は頭付きスタッドおよびＵ字筋で柱内部に定着されている。

オイルダンパーブレースの設計特性値（減衰力−速度関係）を図‐3.3 に、粘弾性ダンパーブレース、アンボンド

5

オイルダンパー設計特性値

150150

各粘弾性ダンパーは、目標水平変形角時の最大耐力が低降伏点鋼ダンパーとほぼ同程度になるように設計した。

4鋼 管 ：SN490(150x150x6)

充填モルタル

1257497150、１層当たりの厚さは影面積は 32,000mm （400mm × 80mm）3mm、全体で 12 層とする（せん断面積 14,400mm2）。

3通しボルト

シートを貼りあわせ、仕切鋼板にスペーサーを挿入し上下のＨ形接続材と通しボルトで接合する。粘弾性体の投
222 00アクリル系材料を使用したダンパーは、ダンパー上下のＨ形接続材に取り付けた仕切鋼板と交互に粘弾性体の1150Ｍ材を用いた縦フランジ板および上下のベース板から構成されている。低降伏点鋼材には、通常の建築用鋼材に比べ減衰力(kN)60

制振柱試験体で使用する低降伏点鋼ダンパー（以下、制振パネルと呼ぶ）は、低降伏点鋼材を用いたウェブ板とＳ

250

130 25016

低降伏点鋼（降伏強度 100N/mm2 級）ダンパーと２種類の粘弾性体を用いたダンパーを用いる（図‐2.2、2.3）。

降伏耐力設計値：96kN
最大耐力設計値：192kN
図‐3.5

アンボンドブレース試験体

表‐2 材料試験結果
鉄筋･鋼材（材料種別）
D22(SD490)
D19(SD490)
φ6(USD685)
D6(SD295A)
PL4.5(LY100)
PL6(SM490)
PL12(SM490)
PL16(SM490)
PL19(SM490)
コンクリート梁,制振柱
柱

ヤング係数(×105N/mm2)

降伏強度(N/mm2 )引張強度(N/mm2 )

1.93
1.92
1.80
1.71
1.69
2.06
2.06
2.07
2.11

509
523
701
330
97
392
384
378
360

685
666
846
469
248
520
530
536517

ヤング係数(×105N/mm2)

圧縮強度(N/mm2 )割裂強度(N/mm2 )

0.26
0.35

31552.354.56

載荷も図‐４に示すように、左右の柱上部のピン支承に取り付けた加力梁により行う。

載荷履歴は、基本的にRC造骨組の水平変形角（Rf rad.）で制御した。載荷履歴を図‐５に示す。動的載荷での周期は、高さの異なる超高層建物の１次固有周期を想定した4秒および 2 秒とした。また、動的載荷目標の Rf は、幾度か遭遇する地震動を対象とした1/800rad.と、稀に生じる地震動による変形を上回る大きさを対象とした1/300rad.

ピン水平変形角(Rf)

試験体
ピンの２ケースとした。

図‐４3. 実験結果

基本実験では、梁端部に曲げひび割れが発生したが、残留ひび割れ幅は 0.04mm 以下であり、載荷後ひび割れはほ0.004
0.002

水平変形角(rad.)3.1 制振柱実験結果
3.1.1 動的載荷実験結果(1)実験経過

度を越えていたが、面外座屈変形などは見られなかった。
粘弾性体制振柱実験では、ひび割れは少しずつ進展したが、最終的な残留ひび割れ幅は、梁端部の曲げおよび曲げせん断ひび割れが最大で約 0.08mm、制振柱の曲げせん‑0.004時の室温（16℃〜 18℃）とほぼ同程度であった。このことから、本実験では、粘弾性ダンパーの特性に及ぼす温度の影響は小さかったものと考えられる。制振柱実験の動的載荷終了時のひび割れ状況を図‐６に示す。

(2)水平力−水平変形角

基本実験と動的実験における水平力−水平変形角関係の比較を図‐７に示す。動的実験の水平力−水平変形角関1/350

1/300

サイクル
0(a)

5101520
基本実験載荷スケジュール

251/800
1/3000.002
0‑0.002‑0.0040(b)1020
動的実験載荷スケジュール

0.040.02

水平変形角(rad)については、本実験は加力継続時間が短いため、加力による粘弾性ダンパーの温度上昇はほとんど見られず、実験

1/800 1/5000.004

断ひび割れが約 0.06mm であり、柱の残留ひび割れはほとんどなかった。梁主筋の最大歪み度は目標水平変形角 1/300rad. の時に約 900 μを呈したが、動的実験を通して鉄筋は弾性範囲であった。実験時の粘弾性ダンパーの温度

加力装置‑0.002

目標水平変形角(rad.)幅も増大しなかった。制振パネルのウェブ板のひずみ度は、動的実験の目標水平変形角1/800rad.の載荷で降伏強1/10000ぼ閉じていた。梁主筋の最大ひずみ度は約 900 μであり、鉄筋は弾性範囲であった。
低降伏点鋼制振柱実験では、ひび割れがやや進展したが、ひび割れ状況にあまり変化は見られず、残留ひび割れ

動的載荷制御変位

加力梁

1/80001/300

‑0.02
‑0.04

1/2000(c)

1/50

1/100
1/150

10秒 301/33

1/65
20 サイクル 30

静的実験載荷スケジュール

図‐５載荷スケジュール係は、基本実験結果に比べて紡錘形を示しており、制振パネルによる履歴減衰の増大が明らかである。制振パネル、粘弾性ダンパーを付加することにより、RC 造骨組のエネルギー吸収能力があまり期待できない鉄筋の降伏以前における減衰性能の向上が可能なことがわかった。

(3)エネルギー吸収量

RC 造骨組のみ、低降伏点鋼ダンパー制振柱付 RC 造骨組および粘弾性ダンパー制振柱付 RC造骨組の３ケースについて、各目標水平変形角時の定常ループにおけるエネルギー吸収量の比較を図‐８に示す。ここでのエネルギー吸収量は、定常３ループのエネルギー吸収量を平均した値とした。

図‐６

制振柱動的載荷実験終了時のひび割れ状況

5300200300Qf(kN)

200FRLYDRAC

1000‑100‑100‑200150
100‑200‑3Rf(×10 rad.)‑6‑4‑202(a)目標変形角 1/300rad. 周期４秒

46‑300150Qf(kN)

100FRLYDRAC

500‑50‑50‑100Rf(×10 rad.)‑2‑6Qf(kN)‑10123‑150

600
500

400300200
1000（）内の数値は実際の変形角を示す(1/318)(1/312)(1/334)

基低 ジ ア本降 エ ク
実伏 ン リ験点 系 ル
鋼系(1/312)(1/291)(1/297)(1/802)(1/857)(1/820)(1/235)(1/1218) (1/867) (1/1150)(1/556)(1/557)

目標水平1/800
変形角（周期）（２秒）

図‐８024‑3‑3‑2‑10

1(d)目標変形角 1/800rad. 周期２秒

表‐３水平変形角rad.
1/10001/500
1/300(基本実験)
1/200

21/3001/300（４秒）

（２秒）

（４秒）

実験結果（制振柱試験体静的実験）
荷重状況
kN
56
梁曲げひび割れ梁曲げせん断ひび割れ
114
梁せん断ひび割れ
1763631/150

4401/100561

1/65

1/800

1/33630632

柱曲げひび割れ柱曲げせん断ひび割れ
制振パネルウェブ面外変形
制振柱主筋に沿った縦ひび割れ
梁端部ｺﾝｸﾘｰﾄ圧縮破壊
梁主筋の降伏梁端部ｺﾝｸﾘｰﾄ圧縮破壊顕著
制震パネルフランジ上端に亀裂
２サイクル目に破断(527kN)

エネルギー吸収量（制振柱実験）

２種類の粘弾性ダンパーを設定した制振柱付RC造骨組には、エネルギー吸収量の違いが見られるが、いずれの制振柱付 RC 造骨組も、RC 造骨組のみのものと比べて大きな減衰が付与されていることがわかる。エネルギー吸収量の違いは、各粘弾性材料の特性や形状などの差により生じたものと考えられる。また、各試験体の最大水平変形角はやや異なるが、アクリル系粘弾性ダンパーについて、周66FRLYDRAC

図−７ 水平力−水平変形角関係（制振柱試験体）
LY：制震パネル DR:ジエン系粘弾性体 AC：アクリル系粘弾性体）（FR:基本実験kN･mm‑2Rf(×10 rad.)(c)目標変形角 1/800rad. 周期４秒

900800700‑4(b)目標変形角 1/300rad. 周期２秒

‑100‑3‑3‑3Rf(×10 rad.)500‑150FR
LY
DRAC

1000‑300Qf(kN)

図‐９

ひび割れ状況（静的実験終了時）

3

期２秒の場合には、周期４秒の場合に比べて履歴吸収エネルギー吸収量が若干大きくなる傾向が見られた。

3.1.2 静的載荷実験結果(1)実験経過

実験結果一覧を表‐３に、実験終了時（RC 造骨組の水平変形角 Rf=1/33 rad.）のひび割れ発生状況を図‐９に示す。Rf の増大に伴い、梁の曲げひび割れが拡大・進展した。Rf=1/300rad. の加力では最大ひび割れ幅が 0.02mmであったが、除荷時には残留ひび割れはほとんど閉じた。
Rf=1/100rad. の加力では、梁の主筋が降伏し、最大ひび割れ幅は 0.2mm 程度、残留ひび割れ幅は 0.1mm 以下であった。
RC 造骨組の降伏形式は、梁曲げ降伏先行型であり、柱の損傷はほとんど見られなかった。Rf=1/300rad. の加力
以降、制振柱と梁との接合部にせん断ひび割れが見られたが、残留ひび割れ幅は最大 0.04mm 程度であった。制振パネルでは、Rf=1/150rad. の加力でウェブ板の面外変形が見られ、Rf の増大に伴い、ウェブ板の座屈波形とともに縦フランジ板の面外曲げ変形が顕著となった。Rf=1/33rad. の１回目の負加力で、縦フランジ板の溶接部境界に亀裂が生じ、２回目の正加力で同部分が破断し、耐力低下が生じた。

800
Qf(kN)
600
4002000-200-400-600-800-0.04

Rf(rad)-0.03 -0.02

図‐10200150100500-50-100-150-200

RC造骨組の水平力−水平変形角関係を図‐10に示す。梁ブ板の降伏により、RC 造骨組のみの場合に比べてエネルギー吸収能力に優れた紡錘形を示している。
Rf=1/100rad. の加力以降では、梁曲げ降伏型の安定した復元力特性を示している。制振パネルによる履歴減衰の付与効果は、制振パネルの縦フランジ材の破断前後（Rf=1/33rad.）の履歴曲線を比較することからも分かる。

3.2 複合制振実験結果
3.2.1 動的載荷実験結果(1)制振柱とオイルダンパーブレース(1.1)水平力−水平変形角関係

00.010.02‑1/800Qf(kN)
動的実験-0.0020.030.04

1/800

骨組基本実験

太線:周期 4 秒
細線:周期 2 秒

-0.0010Rf(rad.)0.0010.002(a)目標変形角 1/800rad.

(2)水平力−水平変形角関係

主筋が降伏した Rf=1/100rad. の加力以前において、制振デバイス付 RC 造骨組の復元力特性は、制振パネルのウェ-0.01

水平力−水平変形角関係（静的実験）-1/300300
200Qf(kN)

1/300

動的実験

100

骨組基本実験

0-100-200-300-0.006

太線:周期 4 秒
細線:周期 2 秒

-0.0030Rf(rad.)
0.003

0.006(b)目標変形角 1/300rad.
図‐11 水平力−水平変形角関係（制振柱＋オイルダンパーブレース）

RC 造骨組の水平力と水平変形角の関係を図‐11 に示す。

図中には、基本実験結果および制振柱試験体の動的実験結果を併せて示す。1/800rad. および 1/300rad. 共に、複合制振デバイス試験体の方が制振柱試験体よりも大きな履歴ループを示し、特に水平力が０ kN となる付近、すなわち制振柱オイルダンパーブレースオイルダンパーの水平速度が最大となり、減衰力も最大となる付近で履歴ループが大きくなる傾向が見られた。

(1.2)ひび割れ状況

４回の載荷実験終了後のひび割れ発生状況を図‐12 に示す。柱部分にはほとんどひび割れが見られず、残留ひび割れ幅の最大値は梁端部の曲げひび割れで 0.06mm 程度、他の部分ではほとんどの残留ひび割れ幅は 0.04mm以下であった。

(1.3)鉄筋・制振パネルの歪み度

目標水平変形角1/300rad.で周期４秒の場合の最大歪み

図− 12ひび割れ状況（オイルダンパーブレース動的実験終了時）
度は、梁端部の下端主筋で生じ、その値は約 920μであった。また、制振柱の主筋の最大歪み度は、同載荷ケースで約 300 μであった。
7

制振パネルは、目標水平変形角1/800rad.の最初の載荷でウェブ板が降伏歪み度に達したものの、実験終了時に目視で観察できる変形や損傷は見られなかった(2) 制振柱と粘弾性ダンパーブレース(2.1) 水平力−水平変形角関係

RC 造骨組の水平力と水平変形角の関係を図− 13 に示す。図中には、骨組基本実験の動的実験結果を併せて示す。制振デバイスの付加により、鉄筋降伏以前におけるRC造骨組の減衰性能を向上できることがわかる。

‑1/800200100Qf(kN)

1/800
動的実験

骨組基本実験

Rf×10 (rad)太線:周期 4 秒
細線:周期 2 秒

0‑100‑200(2.2) ひび割れ状況等‑2‑1験中、粘弾性体の温度は７〜９℃であった。

(2.3)

鉄筋・制振パネルの歪み度

RC 造骨組の主筋の最大歪み度は、梁端部の下端主筋で生じ、その値は約 1680 μであった。また、制振柱の主筋の最大歪み度は、同載荷ケースで約 600 μであった。
制振パネルの低降伏点鋼は降伏しており、実験終了に大きな変形や損傷は見られなかった。

(3) エネルギー吸収量012(a)目標変形角 1/800rad.

柱部分にはひび割れが見られず、残留ひび割れ幅の最大値は梁端部の曲げひび割れで 0.06mm 程度、他の部分ではほとんどの残留ひび割れ幅は 0.04mm 以下であった。実‑3300‑1/300Qf(kN)
動的実験

100太線:周期 4 秒
細線:周期 2 秒

20001/300

骨組基本実験

‑100‑200‑300

複合制振実験と骨組基本実験におけるエネルギー吸収量の比較を図− 14 に示す。ここでのエネルギー吸収量は、定‑3Rf×10 (rad)‑6‑4‑2024(b)目標変形角 1/300rad.

6

図‐13 水平力−水平変形角関係（制振柱＋粘弾性ダンパーブレース）常３ループのエネルギー吸収量の平均値とした。複合制振デバイスの配置により、エネルギー吸収量が増大していることがわかる。

3.2.2 静的載荷実験結果

実験終了時のひび割れ状況を図− 15 に示す。Rf=1/150 では、残留ひび割れ幅は最大0.06mmであった。Rf=1/100では、梁主筋の一部が降伏し、 Rf=1/67において、梁主筋は全て降伏し、残留ひび割れ幅は最大0.15mm程度であった。一方、柱は Rf=1/200 において曲げひび割れが生じ、Rf の増加と共にひび割れの数は増えたが、残留ひび割れはほぼ閉じた。骨組は梁降伏型の降伏形式を示した。制振パネルは、Rf=1/100において、ウェブ板が面外に変形し、徐々に面外変形が大きくなったが、Rf=1/33 においても亀裂は見られなかった。
アンボンドブレースは、Rf=1/100の正側載荷時にブレース端部ピン近傍での面外変形が見られた。Rf=1/67の正側載荷時には、ブレース端部ピン近傍での面外変形が大きくなっ（）内は、実際の変形角を 示す

1400kN･mm

1200

基本
制振柱複合(Oil)
複合(Ve)

1000
800
600
400
2000（1/298）（1/313） （1/332）（1/340）（1/318）（1/334）（1/1105）（1/1218）（1/1060） （1/230）（1/557）（1/957）（1/1150）（1/989）（1/556）（1/235）

目標水平変形角

1/800

1/800

1/300

1/300

（周期）

（2秒）

（4秒）

（2秒）

（4秒）

図‐14

エネルギー吸収量（複合制振実験）

たため、以降の加力はアンボンドブレースが引張ブレースになる方向の負側載荷のみとした。

静的載荷実験時の水平力−水平変形角関係を図−16に示す。梁主筋が全て降伏するRf=1/67以前においても、複数の制振デバイスの降伏により、復元力特性がエネルギー吸収能力に優れた紡錘形を示している。負側載荷ではRf=1/33時

制振柱

アンボンド
ブレースまで耐力低下は見られなかった。

４．まとめ
１層１スパンの鉄筋コンクリート造骨組模型に制振デバ

イスを組み込んだ試験体について実施した静的および動的水平載荷実験から、以下の知見が得られた。
8図‐15

ひび割れ状況

（アンボンドブレース静的実験終了時）

制振柱実験より(1)中小地震時から大地震時に至る変形領域において、履歴型ダンパーの付加により、制振デバイス付ＲＣ造骨組のエネルギー吸収能力が向上することを静的および動的載荷実験により示した。
(2)履歴型ダンパーの付加により、梁主筋の降伏以前においても、制振デバイス付ＲＣ造骨組の復元力特性をエネルギー吸収能力に優れた紡錘形の履歴曲線に改善できることを動的載荷実験により示した。
(3)履歴型ダンパー付ＲＣ造骨組は、大変形領域においても、安定した履歴性状を示すことを静的載荷実験により示した。

(4)粘弾性ダンパーの付加により、制振デバイス付ＲＣ造骨組のエネルギー吸収能力が向上することを動的載荷実験により示した。
(5)制振デバイス付ＲＣ造骨組の水平力−水平変形角関係、

800Qf(kN)

6004002000-200-400Rf(rad.)-600-800-0.04
図‐16-0.0200.02

水平力−水平変形角関係（複合静的実験）

エネルギー吸収量などに関する解析モデル検証用の実験データを得ることができた。

複合制振実験より、(6)制振柱およびオイルダンパーブレース、粘弾性ダンパーブレースの付加により、複合制振デバイス付ＲＣ造骨組のエネルギー吸収能力が向上することを動的載荷実験により示した。

(7)複数の制振デバイスの付加により、梁主筋の降伏以前においても、RC造骨組の復元力特性をエネルギー吸収能力に優れた紡錘形のループとすることができる。
(8)制振柱および制振ブレースを付加した制振デバイス付

ＲＣ造骨組の水平力―水平変形角関係、エネルギー吸収量などに関する解析モデル検証用の実験データを得ることができた。

本報告で掲載した実験は、戸田建設・西松建設共同研究プロジェクトに於いて実施されたものである。本プロ
ジェクト共同研究者である西松建設技術研究所、阿瀬賀宏博士、飯塚信一博士、高橋孝二博士および実験に参加してくださった方々に深甚なる謝意を表します。

【参考文献】
1)和泉信之、竹中啓之、大井貴之、千葉脩：低降伏点鋼パネルを組み込んだRC柱の耐震性能に関する実験的研究、コンクリート工学年次論文報告集、Vol.22、 No.3、pp.1099‑ 1104、2000.62)和泉信之、竹中啓之、千葉脩、阿世賀

2002.63)和泉信之、竹中啓之、千葉脩ほか：低降伏点鋼を用い

宏：制振デバイス付き RC 造骨組の耐震性能に関する研究、コンク
リート工学年次論文集、Vol.24、 No.2、pp.1057‑1062、た制震部材に関する実験研究、日本 建築学会大会（九州）学術講演梗概集 C‑1 分冊、pp.785‑790、1998.94)和泉信之、竹中啓之、羽鳥敏明ほか：制振デバイス付ＲＣ造骨組の耐震性能に関する実験的研究（その１）〜(その４)、日本 建築学会大会（北陸）学術講演梗概集
B‑2 分冊、pp.751‑758、2002.8

9