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特集論

高信頼性耐震用摩擦ダンパ

文Highly Reliable Slip Damper Used for Seismic
Reinforcement of Buildings
平

井潤

立山壮平

著者らは建築物の耐震対策として用いるエネルギー吸収デバイスとして，積層型の摩擦ダンパを開発した．同ダンパ
においては，しゅう動面に自己潤滑材料を均一に散布した焼結金属系材料を採用することにより，要求設定された摩擦力を安定的に発揮することができることを確認した．さらに，本摩擦ダンパについて，デバイスの信頼性を定量的に評価するため，限界 PV 値評価，摩耗特性計測，酸化促進試験と酸化試験片の摩擦係数測定などの実験的アプローチを通じて，長期継続使用を想定した場合の装置性能の信頼性が高いことも確認した．

1．はじめの相対変位に現れる．スライド板群としゅう動材板群は互いにに交互に重ね合わされ，各板群中央にあけた孔の締付けボル

新設・既設建物の耐震対策の手段として，摩擦ダンパ，鋼トとナットで板群を締め付けることにより板群間に発生する材ダンパなど，多くのパッシブ型制震デバイスが報告されて摩擦力を調整する機構である．このとき板群間が相対的に移いる．一方，建物の耐用年数は 50 年程度以上といわれてお動できるように，スライド板群の孔は装置のストロークを考り，制震デバイスも当然それに耐えうる必要性がある．

慮した長孔状としている．

ここで取り扱ったデバイスはごく簡便なスリップダンパでしゅう動面に適用した材料として，スライド板にはステンある．本報においては，摩擦面に使用する材料に関してトラレス鋼板（SUS304）を，しゅう動板表面には銅合金系の燒イボロジカルな見地からの材料設計を行うことによって，従結材料を用いた．これにより相手材であるステンレス鋼の表来のデバイスと同等あるいはそれ以上の安定した特性を得た

面粗さを適宜設定（JIS 規格で 3.2 〜 6.3s）することにより摩結果を紹介する．また，前述したような建築設備として長期

擦係数 0.15 弱〜 0.2 弱の静動摩擦力のギャップの小さい安定間適用される場合に装置に要求される耐久性・信頼性等，広した摩擦力を得ることできる．本デバイスの基本構成は，７義での実用性に関する評価を行うために，各種の想定条件下枚のスライド板を交互に，各々その両面に燒結層を有する８における装置特性・挙動に関する実験的検討を行ったので，枚のしゅう動板ではさむ作りで，計 14 対のしゅう動面が構成される．デバイスの設定摩擦力は 1MN とし，しゅう動面その結果を紹介する．の摩擦係数はスライド板の表面粗さを 6.3 s に加工すること

2．装置構成と基本諸元設計により 0.2 弱の摩擦係数を期待した．これによりしゅう動面基本的な装置構成を図１に示す．建物層間の相対変位はブレースを仲介し同図中に示すスライド板群としゅう動材板群
上梁へ長孔スライド板群を挿入してボルト・ナットにより締め付ける

ブレース間に要する締め付け力は１ MN/14/0.2 ＝ 400 kN 弱と予想された．
フレーム層間変位がスライド板としゅう動板の相対変位として現れる
上梁スライド板群
A

しゅう動板群下梁

スライド板群
しゅう動板群スライド板群
下梁

ボルト・ナット
で締付け
しゅう動板群A−断面（a）積層型摩擦ダンパ装置構成

図１

装置構成

（b）摩擦ダンパ可動状態

積層型摩擦ダンパの構成の概要を示す．
三菱重工技報 Vol.40 No.5（2003_9）

303

これにより，総摩擦力は 1MN から 430 kN まで低減し，加3．摩擦特性確認試験

振可能となる．準静的加振時と同様に，面間の締付け力をまず，本摩擦ダンパの装置構成における安定した摩擦特性ケースごとに変え，各々のケースにおいて振動数が 0.2，を確認するために，静的しゅう動条件及び動的しゅう動条件0.5，1.0 Hz と異なる状態で正弦波上に加振したときの変に対するしゅう動実験を行った．

位と荷重の関係を計測した．加振サイクルは実地震に対す3．1

実験装置構成る応答を考慮して 10 サイクル程度とした．

図２にしゅう動実験時の装置構成を示す．全体の構成とし

3．3 実 験 結 果ては建物の装置設置階の床梁とその上階の床梁及び装置を介（1）準静的しゅう動実験結果

して上下梁を結合するブレースで形成されるフレームを定盤

図 3 に準静的加振時の装置変位と発生摩擦力の時刻歴の上に水平に配置したものである．上階床梁を定盤に対して固履歴を，図 4 に導入締付け力と発生摩擦力値との関係を，定し，設置階梁を上階梁に対して平行に可動に支持すること次に説明する動的しゅう動実験結果と併せて示す．これらにより，建物のせん断変形がモデル化できる．実験としては，の結果から，準静的には，本デバイスは定格の１ MN の摩梁両側に定格揚力２ MN の油圧ジャッキを設置した準静的交擦力を極めてなめらかに発生すること，また定格以下の発番しゅう動実験と，一端のみに定格推力 500 kN の油圧アク

生摩擦力としゅう動面間の押し付け力の間には明確な線形チュエータを設置した動的交番しゅう動実験の２とおりを実の関係が存在することが確認された．この相関より１摩擦施した．しゅう動面に導入された締付け力はボルトと共に較面間の等価な摩擦係数は 0.18 となり，これはオリジナルの正されたひずみゲージにより，発生した摩擦力はロードセル物性値 0.2 弱に相当することから，積層構造の適用によっにより計測し，しゅう動変位は可動梁の変位として計測した．て副次的な偏荷重発生等，不具合のない良好なしゅう動状

3．2

態が生じていると推察される．

実験条件・内容（2）動的しゅう動実験結果（1）準静的しゅう動実験
準静的実験では定格摩擦力（１ MN）に設定した場合において，油圧ジャッキを用いた準静的なしゅう動状態での1 000

摩擦特性を計測した．この際のしゅう動速度は 0.001 m/s

往行時ラメータに取り，左右のジャッキ操作により１往復しゅう動を行う際の変位と発生摩擦力について往行時，復行時それぞれにおけるデジタル計測を行った．
（2）動的しゅう動実験

荷 重（kN）程度であった．締付けボルトに導入する軸力を段階的にパ0

次に，しゅう動速度が摩擦特性に与える影響を調べるた

復行時

めに動的なしゅう動実験を行った．本来は前記の定格摩擦−1 000

力条件で動的な検討も行うべきであるが，装置上の制約よ−50り（アクチュエータの定格最大推力 500 kN），しゅう動面間の面圧を維持したまま加振することとした．このため摩擦面の数を 14 面から６面に低減したセッティングとした．

050

変 位（mm）

図３ 装置変位−発生摩擦力履歴（準静的
往復の行程において安定しゅう動）した摩擦力が発生していることを示す．
1 200

H−

摩擦ダンパ

30

4 7500×

上梁隅角部

30

ブレース0×加振反力壁10摩擦力（kN）

9 200

静的しゅう動μ＝0.177（14 摩擦面）

800

400
動的しゅう動μ＝0.188（６摩擦面）

×15
下梁

ロードセル 加振機（ジャッキ）

0100

200

300

軸力（kN）

400500

図４ 導入締付け力−発生摩擦力の関係（準静準静的，動的実的，動的しゅう動）
梁支持スライド

図２

性能検証実験装置

ダンパ発生力の変位履歴を計測した実験設備の概要を示す．

験ともに導入締付け力，発生摩擦力に線形の相関が見られ，その勾配が設計上摩擦係数と等価であることを示す．
三菱重工技報 Vol.40 No.5（2003_9）

3040−500−50050−500−50050−500−500.5Hz

1.0Hz

50000変位（mm）

装置変位−発生摩擦力履歴（動的しゅう動）

0.2Hz

1.0Hz

5000変位（mm）

図５0.5Hz

荷重（kN）

荷重（kN）

荷重（kN）

500荷重（kN）

0.2Hz

500500−500−50変位（mm）

050変位（mm）

変位・速度に依存しない安定した摩擦力が発生していることを示す．

正弦波状の動的しゅう動を行った場合，加振周波数を変に設置し，ねじ送りの回転数をサーボモータにより制御する

えたときの荷重と変位の履歴の比較及び締付け力と発生摩ことで正弦波状のしゅう動速度条件が設定できた．任意の設擦力の関係をそれぞれ図５，図４に示す．図５に示すよう

定面圧において正弦波状のしゅう動を 10 サイクルのみ与えに，周波数をそれぞれのケースで変えることにより，最大たときの発生摩擦力を時刻歴で検出し，その波形と値から正速度で約 0.04 m/s から 0.11 m/s でのしゅう動を行ったが，常しゅう動と認められる範囲の PV 条件を模索した．

すべてのケースの荷重―変位のリサージュは重なり合って正常しゅう動を示したしゅう動条件を PV マップ上に示しおり，しゅう動速度による摩擦特性への依存性は少ないこたものが図６である．最大 PV 値で速度 0.3 m/s の条件下にとが確認できた．さらに，摩擦力のばらつきは設定値おいて，面圧 60 MPa の正常しゅう動を確認した（図中●印）．

（430 kN）の５％程度であることも確認できた．また図４

これにより，それ以下の PV 値範囲（図中破線囲い）では，からも，締付け力と発生摩擦力は線形関係を有し，この相正常しゅう動が得られる．同図中に同材料での連続回転動で関から得られるしゅう動面１面当たりの等価な摩擦係数評価された従来限界 PV 値を示したが（二点鎖線），限界 PVは，準静的なしゅう動を行った場合とほぼ同じ 0.19 であっ値が同様の勾配を有するとすれば，本報で確認された●印のた．

限界値より，限界 PV 値は図中太実線まで拡大するものと推4．実 用 性 評 価定される．ただし，本デバイスに作用することが想定される10 サイクルのみのしゅう動条件下で，連続回転動のような次に，長期的な耐久性・信頼性等，広義の実用性に関する熱影響がほぼ無視しうることが前提条件である．また，前記評価を行うために，後述する限界 PV 値と化学的経年劣化のの動的実験時しゅう動条件を☆印で示すが，低圧高速時に摩視点からデバイスの実用性評価を行った．これらの評価によ擦係数が大きく変化しないことを前提にすれば，実機相当のり，本ダンパの設置対象構造物の範囲を拡大でき，さらに信圧力時において１ないし２ m/s のしゅう動速度まで供用可頼性を高めることが可能となる．

能であると判断でき，これは通常の建築物の上下フロア間でここに，限界 PV 値とはより厳しいしゅう動条件での装置摩擦力の評価値のことであり，化学的経年変化とは設置雰囲生じる地震応答速度として推定される値を十分にカバーできると考えられる．

気中でのしゅう動面酸化状態評価，酸化膜がしゅう動特性に4．2 化学的経年変化与える影響の把握を実施することである．

摩擦デバイスの長期供用を考えた場合の影響として，設置

4．1

限 界 PV 値

本来未知量である地震応答速度への対応を鑑み，本デバイ102スの適用限界速度を評価した．評価においては，供用時に作：推定しゅう動限界：従来しゅう動限界積（PV 値），すなわちしゅう動面に対して投入される摩擦エネルギーと等価な指標を考慮し，どの程度厳しい状況下でしゅう動面が健全であるかをしゅう動実験より評価し，そのエネルギー指標から常用面圧における適用可能速度を推定し面圧（MPa）用する面圧 P と，その条件下における許容しゅう動速度 V の101☆

た．
しゅう動履歴としては，地震動を想定した 10 サイクルまで考慮し，前述の実機大実験と等しいしゅう動条件における評価を行った．しゅう動材試験片はφ 22，高さ 10 mm の円

10010−1

筒端面に実機同様の燒結処理を施したもので，これをSUS304 はボールねじ送り機構により往復動するテーブル上

101

しゅう動速度（m/s）
この程度の速度まで供用可能と予想

SUS304 の平板上に押し付ける際の荷重を油圧シリンダによって制御することによって面圧条件を設定した．また，

100

図６

装置作動限界 PV マップ

高圧高速度条件に供用可能であることを示す．
三菱重工技報 Vol.40 No.5（2003_9）

1.0E−04

0.0
4.4kN
−8.0

成長速度が遅い（保護性が強く），安定している

1.0E−05
1.0E−06100

摩擦力（kN）

一般的金属の酸化皮膜成長速度

8.0

1 000

10 000時

100 000

1 000 000間（h）

図７ しゅう動材酸化被膜成長速度

4.1kN
μ＝0.1527.0kN

20.00.005時間（s）

1027.0kN

40.0
20.00.00510時間（s）

酸化皮膜無し初期しゅう動

図８ 酸化被膜の摩擦特性

環境雰囲気におけるしゅう動材の化学的変化が予測される．

0.0μ＝0.1640.0

勾配が時間の 1/2 乗以下であることを示す．

8.0−8.0
垂直抗力（kN）

1.0E−03

１年：8 760 h
50年：438 000 h
１0年：87 600 h

垂直抗力（kN）

皮膜厚さ（mm）

1.0E−02

摩擦力（kN）

305

酸化皮膜有り初期しゅう動

オリジナル材料と等価・等質であることを示す．

また，数十年後でも，初期状態と同等の特性で機能するという信頼性を確認しておく必要がある．そこで，デバイス設定

づくばく露時間 800 時間を経た試験片を用意し，これま対象を通常の建築用途に限定した時の環境は，定温湿の大気でと同様の往復しゅう動摩擦試験を行った．

雰囲気であることから，しゅう動材の化学的変化として酸化（b）実験結果に限定して着目し，燒結しゅう動材の酸化の経過を酸化被膜

図８に示したのが 1 サイクル目のしゅう動時の摩擦力と時間の関係で評価するとともに，酸化後の材料における摩の時刻歴波形である．酸化皮膜形成の有無により滑り始擦特性の再現性に関してしゅう動実験を行い検討した．

めの波形に差異は見られず，スケール形成による静摩擦（1）設置雰囲気中でのしゅう動面酸化状態評価力の増加（いわゆる錆付き）は見られなかった．これよ（a）酸化物試験片の作成
JIS K2246 に基づく温度 50 ℃，相対湿度 95 ％の大気雰囲気中へのばく露を行うことにより，酸化を促進させた．
ばく露時間は 200 時間ごとに 1 000 時間まで，と 1 800 時間の６ケースを取り扱った．
（b）酸化被膜厚計測
各ばく露時間ケースの試験片に対しアルゴンビームをり，供用後時間が経過した後においても，設計当初に設定した摩擦特性同等の特性が得られることが実験的に確認できた．

5．まとめ

燒結金属系材料を積層構造の摩擦ダンパを開発し，摩擦特性を確認するとともに，長期供用下における信頼性などの実照射して試料表面をエッチングしながら，軟 X 線を照射用性評価のための実験を通じ，その安定性などを検証した．

して化合物の結合状態変化を測定することで，深さ方向まとめると次のようである．の化合物存在のプロファイルが得られ，これらにより酸（1）本デバイスの発生力は安定しており，しゅう動中の力の化被膜厚を同定した．
（c）測定結果
各ばく露時間ごとに同定された酸化皮膜厚の計測結果ばらつきは設定値の５％程度である．また，しゅう動速度に対する依存性も小さく，静動しゅう動時の摩擦係数の差はほとんどない．

を図 7 に示す．図中には，時間の平方根に比例する一般（2）限界 PV 値として，高圧側は 60 MPa × 0.3 m/s を確認し，的な金属の酸化皮膜成長速度も示す（拡散支配）．本試適用範囲が非常に大きいことを確認した．同結果からの類験結果において示された酸化皮膜厚成長速度の勾配は明推により，常用圧 5MPa では１ないし２ m/s のしゅう動速

らかに経過時間の 0.5 乗以下であり，本デバイスにおい度まで供用可能であることが予想できた．て用いた燒結しゅう動材の酸化皮膜はオリジナルの材料（3）装置しゅう動部の酸化皮膜成長速度は通常よりも遅く安に対して強い保護性を有する，すなわち母材の酸化が進定しており，50 年の推定供用時間において 1 μ m 以下にしみにくい安定した酸化状態を示していることが確認できか成長しないことを確認した．さらに皮膜形成後の摩擦係た．この成長速度から類推される数値として，建物寿命数は形成前と変わらないことを確認し，数十年の供用期間の目安として考えられる 50 年後の推定皮膜厚は１μmにおける装置特性の再現性，信頼性を定量的に確認した．

以下となった．
（2）酸化皮膜がしゅう動特性に与える影響の把握
前述のような酸化皮膜が形成された状態において装置の摩擦特性に現れる影響の有無を，酸化皮膜形成後のしゅう動材を用いた摩擦要素実験を行うことで明らかにした．
（a）実験方法
実機設置状態を鑑みて，相手材とそれより面積の広い

平井潤

立山壮平

技術本部
広島研究所
鉄構・土木研究室

広島製作所
鉄構技術部
都市開発グループ

しゅう動材を密着させた状態で前項同様 JIS K 2246 に基三菱重工技報 Vol.40 No.5（2003_9）