― 1 ―Research Reports of the National Instituteof Industrial Safety, NIIS-RR-2003（2004）
UDC 624.042.7:621.87

フロアクライミングクレーンの耐震性能に関する研究
吉見雅行*，高梨成次**

Earthquake Resistibility of Floor-Climbing Cranes
by Masayuki YOSHIMI* and Seiji TAKANASHI**
Abstract: This paper deals with seismic response characteristics of floor-climbing cranes（FCC）.
The FCC, or jib-climbing crane, is one piece of construction machinery used for the construction ofhigh-rise buildings. It is usually fixed on the upper floor of the building being constructed. In
Japan, a crane is required to resist a horizontal static force that is 0.2 times as great as its own
weight（0.2G load）while lording its safe working load. This construction code is applied to the
FCC as well as to other cranes. Considering that the FCC is fixed on the upper part of a building
and is exposed to stronger seismic force amplified by the building, the required property seems to
be insufficient. Some FCCs suffered severe damage in the 1995 Kobe earthquake in Japan and the2002 Taiwan earthquake. These incidents imply that the seismic resistance properties of FCCs are
insufficient and that the construction code needs to be revised. It is necessary to evaluate theseismic response characteristics of FCCs.
In this study, shaking table tests of FCCs on a building and numerical simulations were carried out
for evaluation of the seismic forces that act on FCCs. A simple scheme for reducing the acting
force is proposed and discussed.
The shaking table tests and numerical tests showed that the current construction code for the
crane is insufficient for the FCC and that the design horizontal static force should be, at least,
increased to 0.3-1.0G in order to assure the quality of the FCC s quakeproofing being equivalent
to that of other cranes.
Keywords; Tower crane, Resonance, Seismic response, Shaking table experiment

1. はじめにングクレーンの概略図を示す。
クレーンの耐震設計は「クレーン構造規格」1）に定

フロアクライミングクレーンは，高層建物の建設工事において，鉄骨組み・建築資材の吊上げ等に用いられるフロアクライミング機構を備えたクレーンである。
通常，建築物の上部の梁にマスト基部を固定して使用

められており，定格荷重を吊った状態で自重の20％相当の水平力を加えた際に，部材が損傷しないよう設計される。この基準は全形式のクレーンに適用されるものであり，フロアクライミングクレーンの特性は特にされる。フロアクライミング機構はクレーンを建物上部に引き上げる装置であり，建築物の組み上げが進んは考慮されていない2 ）。フロアクライミングクレーン

だ際に，この装置を用いてクレーン全体を新たに最上階へ設置することができる。Fig. 1 にフロアクライミ

は建物上部に設置される 2 次構造物である。地震時には主構造物で増幅された地震動がクレーンに作用する。
したがって，現行の設計基準で設計されたフロアクラ** 機械システム安全研究グループ Mechanical and System Safety Research Group** 建設安全研究グループ Construction Safety Research Group― 2 ―

産業安全研究所研究報告

NIIS-RR-2003（2004）

イミングクレーンは，他の形式のクレーンに較べて耐震性が事実上劣ってしまう虞がある。なお，建築設備
等の耐震設計基準3）では建物による増幅効果が考慮されており，地震力は設備の設置階に応じて決められる。
1995年 1 月17日に発生した兵庫県南部地震により，る）にある，ことが明らかにされた6 ）。地震後，ビル

大阪市北区で17階建てビルの屋上（GL＋57m）に設置されていた120tmタワークレーン（マスト12m）がマス
ト根元から折損し隣接するビルの屋上に倒れこんだ4）。

動を想定するよう規格が改定される動きがある。
これらの被害例および他分野の規格例により，現行周辺の建物の被害は軽微であった。当時，阪神地区で使用されていたタワークレーンは100機程度であり，そ建設作業は中断されていたが，調査結果を反映した耐震対策をクレーンに施した後に再開された。なお，台湾におけるクレーンの構造規格は日本と同様であったが，この地震被害を受け，これまでよりも強めの地震のフロアクライミングクレーンの耐震基準は実情に即しておらず，場合によっては地震に弱い状態が現出する危険があることが浮かび上がる。

建物にステーを設けて使用されており，フロアクライ
ミングクレーンはかなり少数であった。
2002年 3 月31日に台湾北東部で発生した台湾地震

そこで，フロアクライミングクレーンの地震時挙動を評価するため，構造物とクレーンの模型を作成し，代表的な観測地震動を入力とした振動台実験を行う。
また，現状のクレーン設備を用いて被害を軽減する方策，具体的には，クレーンが建物に共振してしまうよ（Fig. 2）により，台北市内の超高層ビル（台湾金融セ

うな最悪な状態を避ける方策について解析的に検討すンタービル：101階建て）工事現場でタワークレーン
が 2 機落下し 5 名が死亡，20名が負傷する被害があっる。最後に本研究によって得られた結果および展望を述べる。

のうち 4 分の 1 が神戸市内で使用されていたと推定されている5 ）。タワークレーンのほとんどが地面自立かた。当時， 4 機のクレーン（A社製 2 機，B社製 2 機）が設置され，それらは47階に立ち51階部分にマストが固定されていた。地震時には54階部分の鉄骨組みの作

本節ではフロアクライミングクレーンの模型実験の業中であったが，そのうちA社製 2 機のマストが折損しクレーンが地上に落下した。また，マスト折損を免れたB社製 2 機のうち 1 機のクレーンが吊っていた鋼材が落下し，その反動でこのクレーンのジブも破損した。この地震による台北市での主な被害は民家の外壁

概要を述べる。
建物上に設置されたクライミングクレーンに対する地震の外乱は建物の応答によって増幅される。その結果，クライミングクレーンの耐震性能が十分でない場合も想定される。この挙動の確認，及びその様子を動画で崩壊・道路亀裂・水道管破裂等であったが，死者が出たのはこの現場だけであった。地震後速やかに地震被害調査団が組織され，被害要因・対策案を探る検討がなされ，1）クレーンが受けた地震動は想定地震動より遥かに大きかった，2）マスト折損の有無は，部材収録して専門家以外にも分かりやすく現象を説明する
ことを実験の目的とした。
実験では， 4 種類の建物と 3 種類のクライミングク
レーンを想定した。模型の相似比は，長さ比で1/64とし，加速度の相似比を1/1，降伏応力度の相似比を1/1

切断までの余裕度の差（両者のマスト構造の相違によとした。基本となる相似比をTable 1 に示す。その他

Fig. 1

Fig. 2
Fig. 2
Fig. 2

General view of an FCC
フロアクライミングクレーン概略図

2. フロアクライミングクレーン模型振動実験

Hypocenter and Seismic intensity of the
Taiwan331 earthquake, 2002
2002年台湾地震の震央位置と各地の震度

フロアクライミングクレーンの耐震性能に関する研究

Table 1の単位に関する相似比は基本相似比によって機械的に決定されるので記載を省略する。
想定した建物の構造形式は鉄骨造とし，高さはそれぞれ220m，120m，60m，20mとした。220m高さの建物は，台湾での地震被害を想定し，120m高さの建物― 3 ―Similitude law
相似則は，近年盛んに建設されている超高層マンションを想定した。60m高さの建物は，いわゆる超高層建物の定義7 ）が軒高60m以上であることにより選定し，20m高

Table 2さの建物は比較的建設件数が多いことから選定した。
それらの建物モデルの最上階にクライミングクレー

Natural period of building models
建物模型の固有周期

ン模型を各 3 台設置した。日本においては，クライミ
ングクレーンを建物上に設置する場合，比較的小型のクレーンを選定することが多いので，想定したクライ
ミングクレーンの揚重能力を20tm，60tm，100tmとした。それぞれのマスト高さは，専用マストを用い自立できるであろう最大の高さとした。ジブ長は，それぞれのクライミングクレーンに対して比較的一般的な長さを採用した。
建物模型は鋼製とし，板バネで柱部分を構成し，鋼板で梁及びスラブを構成した。20m建物は 2 層，60m
建物は 3 層，120m建物は 5 層，220m建物は 9 層と簡略化した。建物モデルの特性は相似則に従い，プロト
タイプに対し 1 次モードの固有周期が適合するように
バネ剛性，床質量を調整した。Table 2 に建物モデルの固有周期を示す。
クライミングクレーン模型の材質は塩化ビニールとTable 3
Table 0Parameters of climbing cranes
クライミングクレーン模型の諸元

Table 4
Table 0Natural period of climbing cranes
クライミングクレーン模型の固有周期

したが，実機クライミングクレーンの材質とは異なる
ため，縮小模型ではマストの断面二次モーメントを割増し，曲げ剛性を相似側に適合させた。ジブの断面性能に関して本実験ではクレーンの応答に及ぼす影響が小さいため，各揚重能力のクレーンとも同一断面とした。クライミングクレーン模型の主要寸法をTable 3に，固有周期をTable 4 に示す。クライミングクレー
ンの状態は，ジブの起伏角度を12度とした場合と45度とした場合の 2 種類で実験を実施した。クレーン模型（20tm）の写真をFig. 3 に示す。
最上層にこれらのクライミングクレーン模型を設置した建物模型 4 台を振動台に設置し，既存の地震波による強制加振実験を実施した。
建物モデルはボルトによって振動台に剛結した。ク
ライミングクレーン模型の固定には，SHINKO電機の乾式単板薄型電磁ブレーキ（電磁石）を用いた。電磁ブレーキに対する入力電流値は，マスト脚部に発生した曲げモーメントが降伏モーメント相当に達した時にクライミングクレーン模型が転倒するように設定した。
使用した電磁ブレーキの型式および入力電流値をTable 5に，設置状況をFig. 4 に示す。

振動台に入力した地震波は 3 種類とし，加振方向は振動台の性能上，水平一軸のみとした。入力地震波の原波形における諸元をTable 6 に示す。これらの地震産業安全研究所研究報告― 4 ―Table 5
Table 0Parameters of electromagnetic brake
電磁ブレーキの諸元

Table 6
Table 0Specifications of earthquake wave
入力地震波の諸元NIIS-RR-2003（2004）

Fig. 3Climbing crane model（20tm）
クライミングクレーン模型（20tm）

波を相似則に従い時間軸を1/8に縮めて入力した。
計測対象は，振動台の加速度，各建物模型のクレーン設置階の応答加速度，クレーンの応答加速度およびクレーンのマスト基部の曲げモーメントとした。
実験を実施するに当たり，試験体，実験装置，および安全作業のため，クライミングクレーン模型設置階にはクライミングクレーン模型の墜落防護のための柵を設置し，ワイヤーによって結束した。
模型の全体写真をFig. 5 に示す。

Fig. 4

Electromagnetic brake
電磁ブレーキ設置状況

3. 実験結果
以下に振動台実験の結果を記す。実験状況を収録した動画を本誌の付録としてCDで添付した。実験では，クレーンの基礎部分が浮き上がった後，台座である電磁ブレーキに再び吸着して倒れないことがあるが，この様な現象は実機ではあり得ない。
Table 7 にクライミングクレーン模型の転倒状況を一覧にして示す。表中，呼称とは，動画との整合を取るために便宜上つけたものであり，物理的な意味はな
いが，その数値が大きいほど入力レベルは高くなる。
最大加速度及び最大速度は，振動台の最大加速度，最大速度であり入力レベルを表す。最大速度は振動台の計測加速度から計算によって算出し，相似則に従いプロトタイプレベルに換算した値である。最大加速度は縮小モデルとプロトタイプでは相似比が1：1となるので，振動台の計測加速度そのものである。

Fig. 5Whole models
模型全体

20m建物に設置したクライミングクレーンについて
は，表中の全ケースとも転倒しなかったため表記を省フロアクライミングクレーンの耐震性能に関する研究

― 5 ―

略した。
入力地震波において，神戸は最大入力速度をほぼ実
地震レベルとした。建築物の 1 次設計時には地動最大加速度を0.2Gとすることが一般的8）であるので，エルセントロと八戸では地動最大加速度が0.2Gとなるよう建物と入力される地震波が同じであっても，クレーンの特性が変化することによって耐震安全性も変化してしまう場合がある。しかしながら，クレーン作業の性
格上，ある一定のジブ仰角で固定することは困難であるため，十分な安全率の確保が必要であると考えられに振動台への入力レベルを調整した。クレーンの耐震設計ではクレーンの応答加速度を0.2Gとして設計されるのが一般的であるが，通常地動加速度よりも応答加速度の方が大きくなることから，地動最大加速度をる。Fig. 6 に減衰定数を 1 ％と仮定した場合の応答ス
ペクトルを示す。それぞれ，振動台，建物模型最上層の応答加速度から計算したものである。地震波の特性によってその形状は様々であるが，建物の応答加速度から作成した応答スペクトルは入力地震動である振動

0.2Gとすることは現行の設計規準よりも大きい入力となる。建築物の 2 次設計時には地動最大速度を0.5m/s
として検討することが少なくないので，八戸では地動最大速度を0.5m/sとした加振実験も実施した。
Table 7 によれば，60m建物に設置された20tmクレーンはジブの仰角によらず全ての入力地震波で転倒し台の加速度から作成した応答スペクトルより著しく大ており，今回検討したケースにおいては極めて安全性

建物の固有周期に合致していない周期帯域においても同様な現象がみられる。ここで，クレーンの応答に影響を及ぼす0.1秒から0.35秒程度に着目すれば，20mの低層建物を除く全ての想定建物において，加振力が少なくとも 2 倍に増幅していることが分かる。特に，建物の固有周期においては加振力は10倍以上になっていが低いことが分かる。
最大入力加速度を0.2Gとした場合のエルセントロ入
力と八戸入力を比較すると，エルセントロ入力において，120m建物に設置されたジブ仰角45度のクライミ
ングクレーンでは全てのクレーンが転倒しているが，八戸入力においては，20tmクレーン以外は転倒していない。これに対し，60m建物に設置されたジブ仰角45度のクライミングクレーンでは逆の現象となっている。
このように，入力地震波の特性と設置される建物の特性によってクレーンの耐震安全性は大きく影響受けるきくなっている。このことより，地震波が持つ加振力を建物が増幅してより大きな振動エネルギがクレーンに投入されていることが分かる。この現象は建物の固有周期に合致している周期帯域において顕著であるが，る。220m建物においては 1 次モードの固有周期は約0.9秒とクレーンの周期の 3 倍程度となっており，ク
レーンに与える影響は殆ど無いと考えられるが， 2 次
モードの固有周期は約0.3秒となりクレーンに及ぼす影響は大きいと考えられる。一方20m建物は固有周期は

ジブ仰角45度の場合には全てのクレーンが転倒しているのに対し，ジブ仰角12度の場合にはどの揚重能力の0.07秒以下であり，クレーンの周期帯域において応答
スペクトルが殆ど増幅されていないことから，クレーンの応答に及ぼす影響は小さいと考えられる。その結果，20m建物に設置したクレーンの転倒が少なかったといえる。これとは逆に，60m建物の固有周期と20tmクレーンも転倒しなかった。このように，設置されるクレーンの固有周期は近接している。そのため，全てことが分かる。
次に，220m建物に設置されたクレーンに最大地動速度が約0.5m/sの八戸を入力した場合に着目すると，Table 7

Test results list
実験結果一覧

― 6 ―

Fig. 6
Fig. 6

産業安全研究所研究報告

Respone spectra of ground motions and floor
responses
入力地震動及び建物応答の応答スペクトルの入力地震波及びジブ仰角において転倒した。
これらを具体例を挙げて説明することにする。Fig. 7に60tmクレーンの応答曲げモーメントの時刻歴波形を
示す。
（A）
と
（C）
は転倒しなかったが，
（B）
のクレーン
は転倒した。本例では加振開始から約 2 秒後に 1 度転

NIIS-RR-2003（2004）

Fig. 7
Fig. 7
Fig. 7

Time history of bending moment（input:
Hachinohe, crane:60tm crane）
曲げモーメントの時刻歴波形（入力：八戸，60tmクレーン）

Fig. 8

Response spectrum of floor response（Hachinohe）
建物応答の応答スペクトル（入力：八戸）

倒したが，その後再び電磁ブレーキに吸着してしまった。その約 2 秒後（加振開始から約 4 秒後），再び転倒した。（A）と（B）ではクレーンの特性は同一であるが，それぞれのクレーンが設置されている建物モデルが異なっている。そのため，クレーンに対する入力の周期特性及びレベルが異なった。その結果，（B）は転倒に
至ったが，
（A）
では余力を残していた。
（B）
と
（C）
は同
じ建物モデルに設置されているが，ジブの仰角が異なっている。そのため，クレーン自体の固有周期が異なっており，（C）は（A）よりも卓越している周期帯域が短周期となっている。この様に，入力レベルが同じであっても，クレーンの特性が異なることによってその

フロアクライミングクレーンの耐震性能に関する研究― 7 ―

応答特性も異なり，結果として被害状況にも差異が生じている。
以上を異なる図を用いて検証する。Fig. 8 に120m
建物と220m建物の応答加速度から計算した応答スペク
トルと60tmクレーンのジブ仰角が12度の場合と45度のたがって， 2 次構造物の地震被害を防ぐには主構造物と固有周期を一致させないことが肝要である。また，
クレーンは仮設構造物であるので，耐震補強や共振回
避策には低コスト性が要求される。本節では，既存のタワークレーンの装置のみを利用する共振回避策を提場合におけるクレーンの固有周期を合わせて示す。図中破線で示したジブ仰角45度の場合の固有周期（0.33

案し，解析的な検討を加える。
フロアクライミングクレーンは典型的なトップヘビー型の構造物であり，ジブ，旋回体等の重い部材がマ
ストの上部に設置されている。フロアクライミングク
レーンの地震挙動を扱った研究1 0 ），1 1 ）は多くない。福秒）を持つ構造物が，1 2 0 m 建物に設置された場合
0.57m/sの応答速度となり，220m建物に設置された場
合1.33m/sの応答速度となることが分かる。同様に，細い実線で示されたジブ仰角12度の場合の固有周期（0.30秒）を持つ構造物は0.87m/sの応答速度となることが分かる。これらの値はFig. 4 で示した時刻歴応答の結果と概ね合致している。また，応答スペクトルからクレーンに発生するであろう応力を概略推定するこ島ら11）は常時微動計測によってクレーンの振動固有周とができる。しかし，Fig. 7 の（A）と（C）を比較した

地震時のモーメントに対抗する主要部材はマストである。これは通常4.5-6.0m程度の部材をボルトで結合場合，ほぼ同等の最大曲げモーメントを示しているにも拘わらず，応答スペクトルからの推定では，（C）は（A）の約1.5倍の応答を示すことになる。これは， 2 次
モードに対する応答， 1 次モードと 2 次モードの位相差及び，刺激関数の差異によるものであるため，それらを総合的に評価する必要がある。
これらのことから，応答スペクトルでの応答推定では，危険性の評価はできても安全性の評価については不十分であることが分かる。安全性の評価を行なう場
合には，詳細モデルでの解析を実施するか，少なくともモード解析等の動的な検討を行なう必要があると考えられる。現行の簡略的な設計法を採用する場合には，建物の応答を考慮して設計震度を0.2から引き上げる必要があると考えられる。本実験例の場合，地震動の入力加速度に対する建物応答の応答加速度倍率は，20m期・減衰を求めており，最大自立高さ時の4 0 0 t m ，320tm級クレーンの 1 次固有周期はジブ起伏方向で2.72-2.93秒，ジブ旋回方向（直交方向）で2.53-3.13秒，減衰はおよそ 1 ％との結果を得ている。

したものである。通常，マスト基部に取り付けられた架台によって建物の梁に固定され，必要に応じてステーを設ける。作業性の観点からマストはできるだけ高いものが望まれている。これまで強化マスト・超強化
マストといった補強マストが開発されてきており，現在では標準的なタワークレーンの最大自立高さは3040mとなっている。
4.1 共振回避策の理論的検討
フロアクライミングクレーンを，質量の無視できる柱（基部固定）の上に質点が載った無減衰 1 自由度 1
次元構造物であると仮定する。柱の高さをLとすれば，固有周期はL 3 / 2 に比例して増加する。ここで，主構造

建物で3.4，60m建物で3.9，120m建物で3.2，220m建物で2.1となった。また，クライミングクレーンの1次モードのみを考慮した場合の加速度応答倍率は，必ずしもクレーンと建物の周期特性が一致していないにもかかわらず，20tmで6.7，60tmで4.4，100tmで3.5となった。逆算的にこれらの応答値を現行の設計規準値

物の固有周期をとTbし，地震時には周期Tb，振幅Abでである0.2とすれば，設計で実質的に考慮されている
地動加速度はそれぞれ0.03G，0.05G，0.06Gとなる。
これらを気象庁の震度階に照らし合わせると震度Ⅳ程となる。ただし，T FCC ：クレーンの固有周期，W：質度の中震に位置付けられることになる。

4. フロアクライミングクレーンの地震時応答
4. の評価および共振回避策の解析的検討
本研究の振動台実験・および既往の研究9）が示すよ
うに， 2 次構造物の固有周期が主構造物のそれと一致すると 2 次構造物の地震応答が著しく大きくなる。し正弦振動すると考える。このとき，クレーン基部での応答転倒モーメントMFCCは，
MFCC＝Ab｜1−（TFCC/Tb）2｜ LW−1（1）

点の質量であり，主構造物とクレーンとの相互作用は無視している（主構造物の質量が無限大であると仮定）。式（1）より，主構造物の固有周期Tbとクレーンの固有周期T FCC が近づくと応答M FCC が無限大に近づく
ことがわかる。実際には減衰が働くので応答が無限大になることはないが，この傾向は変わらない。
ここで，クレーンのマスト高さをLからaL（L＞aL）に変更して，共振周期をやり過ごすことにより共振を避けることを考える。マスト高さの変更に伴い

産業安全研究所研究報告― 8 ―固有周期は，TFCCからa 3/2TFCCに変化する。クライミン
グクレーンは長周期構造物であるので，建設の初期段階ではT FCC ＞T b である。主構造物の固有周期T b は構造物の建設に伴って増加しT FCC に近づく。そこで，両者

NIIS-RR-2003（2004）

Table 8
Table 0Natural periods of the FCC model
クレーンモデルの固有周期が一致する前にマスト高さを変更し，a 3 / 2 T F C C ＜T b となるようにして共振域を避けるのが対策の基本的な考え方である。
したがって，クレーンの応答を最小に抑えるためには，クレーンの高さを変更する前後の応答が一致する
主構造物の固有周期T b _ s を求める必要がある。すなわ
ち，次式を解く。
AbLW｜1−（TFCC /Tb_s）2｜ ＝a AbLW｜1−（a 3/2TFCC /Tb_s）2｜ （2）
−1

−1

式
（2）の実数解T b_s はa 3/2 T FCC ＜T b_s ＜T FCC の範囲にのみ存在し，
Tb_s＝TFCC

a 3＋a
a＋1

（3）

である。共振回避策は次のように書ける。
「主構造物の固有周期がTb＝Tb_sとなった時，クレーンのマスト高さをLからa Lに変更する。」
本策をMS（Mast-height Shifting anti-resonancescheme）と略記する。
4.2 共振回避策の解析的検討
建設途上から完成状態までの高層建物を想定し，フロアクライミングタワークレーンの地震応答を時刻歴解析により検討する。
4.2.1 建物モデルの設定
高層建物の建設過程を模擬する。建物は剪断多自由度 1 次元弾性モデルとする。60階建ての超高層ビルを想定し，完成時 1 次固有周期を4.0秒，最下層と最上層との剛性比を10，モード減衰定数を0.02とした。各層の床質量は一定とし，剛性増加は層数に比例するものとする。建設過程として 3 層から60層完成段階までを想定し，それぞれの段階に対する構造モデルを作成

Fig. 9Fig. 9Modal natural periods changes at construction
モード固有周期と組み上げ済み層数との関係等が主要な解析対象であるため 3 次程度でモード解析
を打ち切る場合が多いが，本研究では最上階の応答が解析対象であるため，より高次のモードまで考慮した。
4.2.2 クレーンモデルの設定
フロアクライミングクレーンを質量のない柱（基部固定）の上に質点が載った 1 自由度 1 次元構造物と仮定する。減衰定数は0.02とする。最大自立高さは36mと想定し，このときの固有周期を3.0秒とする。マストは 1 本6.0mの部材から構成されるものとする。
組み上げる鉄骨の長さは通常12m程度である。鉄骨を組み上げる際クレーンの運転席（旋回体に付属）は組み上げた鉄骨よりも上方に位置することが望ましく，実用的なマスト高さは，18m，24m，30m，36mであると考える。そこでこれら 4 種類のマスト高さを検討する。高層建物の建設では，はじめに鉄骨あるいは鋼管が組み上げられ，組み上げが完了した層の数層下か対象とする。Table 8 の上部に固有周期および最大自立高を基準としたマストの高さ比を示す。
クレーン基部は常に建物の最上階に固定されるとして地震応答計算を行う。また，建物とクレーンとの相互作用は無視し，建物モデル単独で計算される最上部

ら床スラブを打つが，ここでは，鉄骨組み上げが完了
すると同時に床スラブも打設されると想定した。Fig. 9の応答加速度がクレーン基部に作用すると想定する。
4.2.3 共振回避策の設定に建物モデルのモード固有周期（1-3次モード）と組

前節での結果に基づいて，ここでの共振回避策を設定する。まず，あるマスト高さのクレーンについて，
式（3）から共振回避策を講ずるべき建物固有周期Tb_sをみ上げ済み層数との関係を示す。
時刻歴応答解析にはモード結合法を用いる。このとき，最大 8 次モードまでの応答の和をもって建物モデルの応答とする。建物の設計では，最下層の層剪断力求め，さらに，このT b _ s に対応した建物層数N s を求める。本節で用いる建物モデル，クレーンモデルに対すフロアクライミングクレーンの耐震性能に関する研究― 9 ―るT b _ s ，N s の各計算値（クレーンの初期高さを36mとする）をTable 8 の下部に示す。
このとき共振回避策MSは次のように表される。
「建物の層数がN b ＝N s となった時，クレーンの高さをL（36m）からa L（18m，24m，30m）に変更する。
」
4.2.4 入力地震動の設定
時刻歴応答解析の入力地震動には模擬地震波と代表的な観測地震波を用いる。
模擬地震波はレベル 1 地震動12）を想定した。レベル
1 地震動は，日本全国で観測された394成分の強震記録を土台にして設定されているものであり，日本で想定すべき平均的な地震像を表し，通常の構造物が無損傷で耐えるべきとされる地震動強さである。固有周期が0.1秒から1.1秒の減衰 5 ％の構造物におよそ200gal（およそ水平震度0.2）の加速度応答をもたらす。より
長周期の構造物に対しては200gal未満の加速度応答をもたらすが，これは自然地震動の性質である。
クレーンの耐震設計においては水平震度0.2（応答加速度0.2G）が採用されている。これは，クレーンはレベル 1 地震波に無損傷で耐えるべきとの規定とほぼFig. 10

Waveforms of input accelerations
入力加速度時刻歴波形同等である（ただし，レベル 1 地震動は長周期領域で応答加速度が減少するので，固有周期の長いクレーンはレベル 1 地震動よりも強い地震を想定していることになる）。
波形の合成には加速度応答スペクトルを基にした大崎の方法13）を用いた。地震マグニチュードパラメータは 8 とした。地震マグニチュードは地震動の継続時間に影響し，マグニチュードが増すほど継続時間が増す。
観測地震波は，1995年兵庫県南部地震の代表的波形である神戸海洋気象台観測波形のNS成分（KOBns），および2002年台湾地震時にクレーン被害が発生した工事
Acceleration response spectra（ 5 ％damping）
加速度応答スペクトル（ 5 ％減衰）

現場から直線距離で約300mの信義小學観測点での観測波形のNS成分（Bt354ns）を用いた。

Fig. 11
Fig. 11

Fig.10に加速度時刻歴波形を示す。波形の継続時間
は，模擬地震動が最も長く50秒程度で，KOBnsが20秒

かであるが，観測波は急激である。

ほど，Bt354nsの主要動が20-30秒である。これらは地震マグニチュードの違い（模擬波：M8想定，観測波：
M7程度）が反映されたものである。Fig.11にそれぞれの地震動の弾性加速度応答スペクトル（ 5 ％減衰）を示す。模擬地震動のスペクトルは周期 1 秒程度まで平坦であるのに対し，観測波は短周期から周期 1 秒程

4.3 解析結果

度までの間に応答値の山があり，観測地震波は模擬地

レーンの相互作用は考慮されていないため，実際にくらべ，共振域では応答計算値が 2 倍程度は大きいことに注意する必要がある。なお，最大自立高さ（36m）のクレーンモデルに対し水平震度0.2相当の水平力がもたらす転倒モーメント値は2116［kNm］である。現行震波に較べて短周期領域が卓越していることがわかる。
この周波数帯での模擬波と観測波の応答値の差は2-10倍にも達する。また，周期1.0秒より長周期側ではス
ペクトルは単調減少するが，この傾きが模擬波は緩や時刻歴応答解析でクレーンの時刻歴応答を求め，それらから基部転倒モーメントを算出した。応答基部転倒モーメントの最大値に着目する。ここでは建物とク

― 10 ―

産業安全研究所研究報告

NIIS-RR-2003（2004）の設計に従った場合は，この値を超える転倒モーメン
トが作用した時に部材応力が降伏応力に達してもよいことになる。
4.3.1 共振回避策を講じない場合
Fig.12にレベル 1 地震，KOBns，Bt354nsを入力したときのクレーンの最大モーメント値と建物の層数の関係を示す。各曲線はそれぞれの高さのクレーンの最大応答モーメント値を示す。
3 種類の解析結果から，特定の建物層数に対応して特定の高さのクレーンの応答がピークに達することがわかる。ピークに達する層数は，18mマストクレーン
では19層，47層，24mマストクレーンでは28層，30m
マストクレーンでは38層，36mマストクレーンでは48層である。建物モデルの固有周期（Fig. 9）およびク
レーンの固有周期（Table 8 ）を参照すると，これらはクレーンと建物の固有周期がほぼ一致した結果であることが確認できる。
レベル 1 地震動に対する応答に着目する。建物層数10以上では，すべてのクレーンの応答が0.2G（2100kNm）を超える。また，応答のピークを与える
層数の前後 5 層に対しては応答が1.0Gを超え，ピーク
値は3.0G程度となる。これは 4 種類のクレーン高さに共通である。
KOBns（1995神戸）に対する応答に着目する。応答が全体的に1.0Gを超え，非常に大きな地震力が作用することがわかる。共振が現れる層数はレベル 1 入力と同じである。しかしながら，ピーク値がマスト高さによって異なり，ほぼ全層数に対して36mクレーンが最小の応答を与える。36mクレーンの応答は18mクレーンの応答を超えることはなく，24mクレーン，30mクレーンの応答を超えるのは36mクレーンの共振域周辺の10層数だけである。これは，KOBnsが特に短周期の卓越した地震動であることに起因しており（Fig.11），
固有周期の長い（3.0sec）36mクレーンに作用する地
震力が，他のクレーン（固有周期1.06，1.63，2.28sec）に作用する地震力よりも格段に小さいためである。このような地震動（良質な地盤で観測されるマグニチュ
ード 7 以下の地震の地震動の典型である）に対しては固有周期は長いほどよく，最大自立高さの使用が望ましいと考える。しかしながら，共振領域では36mクレーンの応答は2.0Gを超え，現行の設計に基づいたクレーンは被害を受けると考えられる。
Bt354ns（2002台北）に対する応答に着目する。概要はKOBnsと同様であるが，全体的に応答レベルが小さい。この場合も，36mクレーンの応答がほぼ最小であり，最大自立高さのクレーンの使用が望ましいといえる。共振領域では36mクレーンの応答は0.9G程度でFig. 12Fig. 12

Overturning moment response without MS
無対策時の基部転倒モーメント推移

あり，計算の過大評価を考慮しても，設計水平力より大きな地震力が作用する，主構造物に対するクレーンの質量比が 1 ％程度であるとすると，主構造物と 2 次構造物との相互作用による応答軽減効果は2.0程度9）である。このとき，Fig.12の応答値の半分程度が実際に考慮すべき応答値となる。
この場合でも，現行の設計水平力（0.2G）は過小であることがわかる。共振を避けないとすると相当大きな
設計水平力（1.0G程度）を考慮する必要がある。なお，KOBnsおよびBt354nsの地震動に対する36mクレーンの応答は，レベル 1 地震動に対する36mクレーンの応答よりも全体的に小さいが，これには本解析ではクレーンの高次振動モードを考慮していない影響が少なからず含まれている。クレーンの高次振動モード応フロアクライミングクレーンの耐震性能に関する研究― 11 ―

応答値が1.0G程度には軽減されることが分かる。
KOBns（1995神戸）に対する応答に着目する。18m，24mクレーンに変更すると応答が36mクレーンの応答よりも格段に大きくなることが分かる。これは，KOBns地震動が短周期領域で大きなパワーを持った地震動であることによる。唯一共振を避けるのに貢献す
るのは30mクレーンへ変更した場合である。この場合，応答は1.0G程度になる。
Bt354ns（2002台北）に対する応答に着目する。概要はKOBnsと同様であるが，全体的に応答レベルが小さい。この場合も，唯一共振を避けるのに貢献するのは30mクレーンへ変更した場合である。このときわずかではあるが応答モーメント値が軽減する。
これらのことより，共振回避策MAは有効ではある
ものの，短周期が卓越した地震動に対してはかえって危険な状態にしてしまう可能性もあることがわかる。
近年では強震動予測が行われ，特定の地域において将来発生し得る地震動の性質の概略が明らかにされつつある。そうした知見を用いることによって，共振回避策を講ずるか否かを判断することもできよう。対策に
よって主構造物と 2 次構造物との共振を回避できたと
き，フロアクライミングクレーンの応答は最大で1.0G程度となった。主構造物と 2 次構造物との相互作用による応答軽減効果を2.0程度とすると，設計で想定すべき外力は概ね0.5Gとなる。設計では最低でもこの程度の水平力を考慮すべきである。

5. 結言

Fig. 13
Fig. 13

Overturning moment response with MS
対策時の基部転倒モーメント推移

答が卓越することも考えられるため，より詳細な検討が必要である。
4.3.2 共振回避策MSを講じた場合
Fig.13に共振回避策MSを講じたときのレベル 1 地
震動，KOBns，Bt354ns入力に対するクレーンの最大モーメント値と建物の層数の関係を示す。各曲線はそれぞれの高さのクレーンの最大応答モーメント値を示す。ここで共振回避策MSは，初期のクレーン高さを36mとし，建物の層数がTable 8 に示したに達したときにクレーン高さを18m，24m，30mに変更すること

本研究では，フロアクライミングクレーンを対象に，
地震時挙動を評価する振動台模型実験ならびに，フロ
アクライミングクレーンに作用する地震力の解析的検討および，現状のクレーン設備を用いた共振回避策の解析的検討をおこなった。
模型実験ならびに解析的検討ともにフロアクライミ
ングクレーンの詳細設計にまで立ち入ってはいないが，両者ともにフロアクライミングクレーンの現状の耐震規定が改正されるべきであることを強く示唆している。
本研究で得られた水平震度の値についてまとめておく。
1）模型実験より，現状の設計で実質的に考慮されている地動加速度は0.03G-0.06G程度と見積もられた。
他の形式のクレーンと同等の耐震性能（地動加速度0.1G相当）を付与するには現状の1.5-3.5倍（0.30.7G）程度の水平力を考慮する必要がある。

を指す。
レベル 1 地震動に対する応答に着目する。Fig. 122）解析的検討より，クレーンと主構造物との共振が回避できない場合には少なくとも1.0Gの水平力をと比較することにより，共振回避策MSによって共振考慮する必要があり，共振回避策を講じた場合にも0.5G程度の水平力は考慮する必要があることがが避けられ，どのクレーン高さに変更した際にも最大

産業安全研究所研究報告― 12 ―
わかった。
謝辞

本論中の模型実験の主要目的であるクライミングク
レーン倒壊現象の動画作成において，その編集作業に御協力頂いた万年園子氏に感謝の意を表します。
参考文献

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（平成15年12月26日受理）