広島工業大学紀要研究編
第 ₅₂ 巻（₂₀₁₈）65 – 71

論文

偏心を有する非対称 Z 型 NC ブレース架構の静的載荷実験
小松真吾*・山西央朗**・高松隆夫***（平成₂₉年₁₁月 ₁ 日受付）

Static Loading Test on Anti-symmetric Z-type NC Braced Frame with Eccentricity
Shingo KOMATSU, Teruaki YAMANISHI and Takao TAKAMATSU(Received Nov. 1, 2017)

Abstract
The authors proposed the anti-symmetric Z-type non-compression braced frame having seismic
response reduction performance due to incremental torsional deformation. In previous papers, weclarify the anti-symmetric Z-type shows incremental torsional deformation characteristics during staticand dynamic loading. However, since these results were from experiment with a non-eccentric
specimen, actual situation of structural building is not reflect. In this report, static loading test on onestory one-span specimen with eccentric as well as non-eccentric specimen are carried out to clarify
torsional deformation behavior of anti-symmetric Z-type NC braced frame. We discus effect of eccentricthrough the comparison with these specimens.
Key Words: Non-compression brace, anti-symmetric Z-type, eccentricity, elastic strain energy accumulation, static loading test

₁ ．序

論→

著者等は，非対称 Z 型 NC（Non-compression）ブレース→

NC ブレース架構₁︶ の以下の特徴を活用した中低層建築物の耐震設計法(a) 初期状態確立を目指している。
（₁）漸増捩り変形（図 ₁ ）の弾性ひずみエネルギー蓄積に

図₁(b) 地震動時(c) 地震動終了時

非対称 Z 型 NC ブレース架構の漸増捩り変形

基づいてブレース弾性時の地震応答を低減できる。
（₂）NC ブレースの塑性ひずみエネルギー消費に基づいて映されているとは言い難い。

ブレース弾塑性時の地震応答を低減できる。

ところで，建築構造物は計画上の制約等により重心と剛（₃）地震後 NC ブレース残留張力を解放すれば残留変形は心が一致しない場合，地震時に捩り振動が生じることがよく知られている₃︶。地震時における漸増捩り変形特性を有容易に除去でき，繰返し使用が可能である。
これまでに静的載荷実験₂︶，振動台を用いた動的載荷実する非対称 Z 型が捩り振動を受けると，その挙動が大きく

₁︶験 を行い，静的および動的荷重下において本構造システ変化することが考えられるため，実験により詳細に検討しムは漸増捩り変形することを明らかにした。しかしながら，ておく必要がある。

これらの実験は整形な架構に NC ブレースを非対称 Z 型配そこで，本報告では偏心を有する非対称 Z 型 NC ブレー置した試験体を用いており，建築構造物の実情が十分に反ス架構の挙動を詳細に検討する目的で， ₁ 層 ₁ スパン立体* 株式会社ちから箱** 広島工業大学工学部建築工学科*** 広島工業大学名誉教授
─ 65 ─

小松真吾・山西央朗・高松隆夫

架構試験体を用いて静的載荷実験を実施した。実験変数はl

偏心量およびブレース初期張力の有無とし，偏心の種類は

l22b ∆PY2

質量偏心を想定する。また，偏心がない場合の実験も併せlて行い，偏心の有無による影響について考察する。

₂ ．偏心を有する非対称 Z 型架構の力学特性
₂.₁OGSPley

22O, SG eya ∆P∆PPY1NC ブレースの概要

X1₄︶

NC ブレース は，一端部に図 ₂ （a）の楔デバイスを設P(a)P(b)X2b ∆PP′置しており，その動作機構により次の特徴を有する。

S₁ ）ブレース圧縮方向に変位しても，図 ₂ （b）のように楔受けが離間することで圧縮力が作用しない。

OG₂ ）楔受けが離間して生じた間隙に，図 ₂ （c）のように楔がバネの復元力で貫入し，ブレース引張方向変位と同P′ =時に抵抗できる。

ey∆PP′bPa(c)梁P′c ∆PO, S
G eya ∆P(d)c ∆PQbyc ∆P

楔受け→バネ楔楔台→柱(a) 初期状態(b) 楔受けが離間
図₂₂.₂P′′ = P

引張力(c) 直ちに抵抗

楔デバイスの動作機構

OGSc ∆P
eyQbyO, SG

P′′(e)(f)

図₄偏心架構の漸増捩り変形機構

ey

偏心を有する非対称 Z 型架構の漸増捩り変形機構

まず，偏心を有する架構に生じる捩り角を定式化する。

偏心を有する架構に繰り返し水平力 P が作用した場合のいま，図 ₃ のように重心 G 点が図心 O 点より y 軸方向へ e₀

漸増捩り変形機構は，図 ₄ により説明できる。図 ₄ では，だけ移動した非対称 Z 型 NC ブレース架構を考える。構面簡単のためブレース系が負担する水平力のみを考えており，骨組の番号を i，柱の番号を j とする。O 点における鉛直 z

また剛心 S 点と G 点との差を ey と表記している。

軸回りモーメントのつりあいから，捩り角 θ は，ブレースまず，図 ₄ （a）に示すように P が作用すると，Y₁構面ブ負担水平力の捩りモーメント MT と偏心モーメント Pe₀ のレースのみが抵抗し，O 点回りに MT が生じる。続いて，和を捩り剛性 Kθ で除した，次式で表される。

（b）に示すように水平力が増分 ΔP の作用で減少すると，Y₁∑構面ブレースには除荷により，Y₂構面ブレースには引張変(QbYi yi + QbXi xi ) − Pe0

M − Pe0
θ= T= i Yi 2Kθ
∑( kf yi + kfXi xi2 ) + ∑ kcθ ji（₁）

位に対する抵抗により各々右向きの増分 aΔP, bΔP が生じる。Y₁ 構面の方が G 点に近いことから，a > b かつ a + b =jYi
ここに，QbYi , QbXi ：Yi, Xi 構面ブレースの負担水平力， k f ,k fXi ：Yi, Xi 構面骨組の剛性，kcθ j ：柱 j の個材捩り剛性，yi,₁ である。（b）で ΔP が増加し，Y₁ 構面ブレースの負担水xi：符合を考慮した O 点から Yi, Xi 構面までの距離である。

（c）のように表される。
（b）において MT のうち Y₁ 構面ブ平力が失われたときの水平力を P ′とすれば，この状態はレースの寄与分が減少するものの，Y₂ 構面ブレースがこれ

k xi θXi
fQbYi

Y2yixi OG θQbXiP
Y1X1

図₃yをある程度補うことにより，水平力の方向が反転しても MTk Yi
f yi θxe0
θjkc θは同一回転方向を保持したままである。

：柱（c）において P ′が増分 ΔP の作用で減少した場合も同様：NC ブレースに，MT は同一回転方向を保持するが，S 点回りに生じる反O ：構造物図心G ：構造物重心

X2偏心架構の z 軸回りモーメントのつりあい

時計回りの偏心モーメント増分 ΔPey の存在で直交する X₁,X₂ 構面ブレースに抵抗力 cΔP が生じる。捩りによる水平力増分は各構面とも等しいことから，c =（a – b）/₂ である。
（d）において ΔP が増加して Y₂ 構面ブレースの負担水平力が失われたときの水平力を P ″とすれば，この状態は（e）の─ 66 ─

偏心を有する非対称 Z 型 NC ブレース架構の静的載荷実験合₁︶ と比べてやや複雑となる。しかしながら，偏心によるように表される。
例えば，（c）の状態から P ′が更に増加して（f）に示すよ

機構の複雑化は₄.₂節で後述するように，漸増捩り変形特性

うに Y₂ 構面ブレースが降伏水平力 Qby に達したとすれば，の本質に影響を及ぼすものではない。

MT は頭打ちとなる。このことから，ブレース降伏時の MT₂.₃を降伏捩りモーメント MTy と定義し次式で表す。

復元力特性
Y11MTy = Qby l2Y2ブレース弾塑性における Qb , Qb と x 方向層間変位 δ x（₂）の関係を図 ₅ に模式的に示す。各構面の NC ブレース引張

ここに，l：スパン長である。

領域には，図 ₅ （a）,（b）の履歴が生じる。従って，これら偏心を有する場合の漸増捩り変形機構は，偏心がない場を合計した（c）のブレース系の復元力特性は完全弾塑性型となる。Qby は ₁ 構面のブレース降伏水平力，Kb は両構面QbY1のブレース初期剛性の和となる。

QbY 2₃ ．実験概要

Qby

Kb 2

試験体を図 ₆ に，試験体の素材特性を表 ₁ にそれぞれ示−Qby

す。試験体は図 ₆ （a）に示す ₁ 層 ₁ スパン立体架構であり，(b)Y2 構面ブレース各構面に（b）の転造ねじ付きブレース（M₁₀）および（c）Qbの楔と楔受けを設置することで，NC ブレースの動作機構Qbyを付与している。なお，NC ブレースは ₁ 構面当たり ₂ 本Kbずつ設置することで，構面軸芯に対するブレース合力作用δx線の偏心を無視できるよう工夫している。また，試験体の−Qby

第 ₁ 層部分には，剛床と見なせるだけの面内剛性を与えるために，水平ブレース（M₁₆）を設置している。

(c) ブレース系

実験変数は図 ₇ および表 ₂ に示すように Yi 構面ブレース

弾塑性復元力特性

M10

H-150x150x7x10 (SS400)

ϕ9100
楔デバイス5)2310M40deg

R(SNC ブレース
（2 本設置）

1,310
1,510
11040deg
10l = 1,500120

15 153018 1836

単位：mm(c) 楔と楔受け
図₆表₁材ϕ 1020deg

110120(a) 立面図部

100(b) 転造ねじ付きブレース75

第1層□-60x60x6 (STKR400)

図₅23O

1,250=

試験体

23(a)Y1 構面ブレース

₃.₁

δx15 1530+10δx9 12 930

Kb 2

材

試験体

試験体の素材特性
質

eσyσu
σ /σ（N/mm₂）（N/mm₂） y u （％）

柱STKR₄₀₀

₄₆₉

₅₃₅₀.₈₇₇

₁₉.₁

梁フランジ

SS₄₀₀

₃₀₄

₄₄₀₀.₆₉₂

₂₉.₄

梁ウェブ

SS₄₀₀

₃₀₇

₄₂₇₀.₇₁₇

₂₈.₁

ガセットプレート

SS₄₀₀

₃₀₃

₄₄₁₀.₆₈₆

₃₀.₉

ブレース

SR₂₃₅

₃₅₃

₄₇₆

₀.₇₄₂

₂₅.₃

σ y：降伏応力度，σ u：引張強さ，σ y/σ u：降伏比，e：破断伸び─ 67 ─小松真吾・山西央朗・高松隆夫

試験体名称POTb 0Y2X2Y15B0 - 0

X1

図₇

表₂0

偏心距離：e0
初期張力：Tb 0 / Tby
架構種別

-5-10

実験変数

1/1000

1/700

1/500

図₈載荷プログラム

1/300

1/150

試験体および実験変数一覧

試験体

架構種別

Tb₀/Tbye₀（mm）

F-₀

ラーメン―

₀F-₈₂

ラーメン―

₈₂

F-₁₆₄

ラーメン―

₁₆₄

B₀-₀

ブレース架構

₀％

₀

B₅₀-₀

ブレース架構

₅₀％

₀

B₀-₈₂

ブレース架構₀％₈₂

B₅₀-₈₂

ブレース架構₅₀％

₈₂

B₀-₁₆₄ブレース架構₀％₁₆₄

B₅₀-₁₆₄

ブレース架構

₅₀％

₁₆₄

3,300
x

反力フレームz

載荷方向
負正ピン ロードセル（y 軸回り自由）Pδ mY1 , δ mY 2550

y Tb 04,300zθ

10 δx (mm)e0x035ジャッキピン（z 軸回り自由）

035

変位計

ひずみゲージ

初期張力 Tb₀（表 ₁ の σ y から求めた降伏軸力 Tby の₅₀％）の(a) 立面計画

有無および図心 O 点から載荷点までの距離 e₀ とする。e₀ は₀ mm，₈₂ mm，₁₆₄ mm の三種類である。試験体にブレーθ

スを設置していない状態での偏心率は，e₀＝₈₂ mm, ₁₆₄

δ mX1x

δ mY 2y合わせにより，ブレース架構の場合で計 ₆ 体の試験体で実δ mY1

験を行う（B₀-₀, B₅₀-₀, B₀-₈₂, B₅₀-₈₂, B₀-₁₆₄, B₅₀-₁₆₄）。
また，架構および試験装置の性能検証のため，ブレースをピン（z 軸回り自由）

水平ブレース M16

図₉F-₈₂, F-₁₆₄）。
実験方法および計測計画Pジャッキ(b) 平面計画 単位：mm

設置しない架構の場合も e₀ を変数とした実験を行う（F-₀,₃.₂

ロードセル

ユニバーサル，z 軸並進自由1,600mm でそれぞれ ₀.₀₇₇，₀.₁₅₅となる。これらの変数の組み

δ mX 2試験装置と計測計画

面の計測変位 δ mYi , δ mXi を，柱とブレースに貼り付けたひずYi

Xi

実験の載荷プログラムを図 ₈ に示す。実験方法は載荷点

みゲージの値から x, y 両方向の柱せん断力および Qb , Qbの x 方向変位 δ x を制御値とした正負交番漸増繰返し載荷とをそれぞれ計測する。また，Yi 構面，Xi 構面の変位によりする。各試験体とも±₁/₁₀₀₀, ±₁/₇₀₀, ±₁/₅₀₀, ±₁/₃₀₀,

求めた捩り角をそれぞれ θ Y, θ X と定義し，これらの平均を±₁/₁₅₀ rad の載荷を ₂ サイクルずつ行う。

θ とする。

図 ₉ に試験装置および計測計画を示す。ジャッキは x 軸

θY =方向に平行となるように設置し，e₀ の値に応じて y 軸方向

δ mY 2 − δ mY 1
δ X 2 − δ mX 1
θ + θX, θX = m, θ= Yll2（₃）

へ移動させる。反力フレームおよび試験体との接合部分の計測変位 δ mYi , δ mXi と実際の節点変位 δ Yi, δ Xi は，図₁₀に示す

ピンは，その回転軸が試験体の θ 方向と一致するよう設置ように一致しないので，微小変形を仮定して次式で補正をし，ジャッキが試験体の捩り変形を拘束しないよう工夫し行う。
Yi
Yi
X1δ = δ m − δ m θ
 Xi
Xi
Y2
δ = δ m − δ m θている。
実験中，ジャッキ先端に取り付けたロードセルにより荷重 P を，試験体梁中央部に設置した変位計により Yi, Xi 構

（₄）

載荷点の層間変位 δ x は図心の変位に捩りによる増分を加え

─ 68 ─

偏心を有する非対称 Z 型 NC ブレース架構の静的載荷実験

40 P, Qx (kN)δ mY 2δ

δ mX1X2m20

δx0x-20θδ
図₁₀Y1m

-40

1/700

1/500

1/300

1/150

ジャッキ荷重と層せん断力の比較（F-₀）

y
6 P e0, Mf (kN·m)

計測変位から実変位への変換

3

δ Y1 + δ Y 2− e0θ
2F-164F-820（₅）-3₄ ．実験結果および考察
₄.₁

1/1000図₁₁て求める。

δx =Jack load P
Story shear force Qx-6

架構および試験装置の性能検証

Eccentric moment P e0
Resisting moment Mf
1/1000
図₁₂ブレースを設置しない試験体 F-₀, F-₈₂, F-₁₆₄ の実験結果

1/700

1/500

1/3001/150

偏心モーメントと抵抗モーメントの比較を用いて架構および試験装置の性能を検証する。図₁₁に F-₀

2 θY, θX, θ (×10-3rad)のジャッキ荷重 P と柱の x 方向せん断力を総和した層せん
断力 Qx を比較したものを，図₁₂に F-₈₂, F-₁₆₄ のジャッキ1荷重によって試験体の平面図心回りに作用する偏心モーメント Pe₀と，柱の x, y 方向せん断力および個材捩り抵抗を合計した架構の抵抗モーメント Mf を比較したものを，図₁₃には F-₁₆₄の θ Y, θ X, θ を比較したものを，それぞれ示す。
図₁₁より，ジャッキ荷重 P と層せん断力 Qx とはほぼ一0-1-2致している。また，図₁₂より，偏心モーメント Pe₀と架構θθYθX1/1000

1/7001/500

図₁₃の抵抗モーメント Mf はほぼ一致しており，ジャッキの両1/3001/150

捩り角（F-₁₆₄）

端に θ 方向の回転が自由となるようにピンを設置したことにより，ジャッキが捩りを拘束することなく，Pe₀ を架構が₄.₂

ブレース架構の捩り挙動と漸増捩り変形機構負担していることが分かる。図₁₃で θ Y, θ X がほぼ一致して

図₁₄にブレース架構試験体の θ を示す。（a）がブレースいることから，試験体の第 ₁ 層部分は十分に剛床として見初期張力がない B₀-₀, B₀-₈₂, B₀-₁₆₄ の場合，（b）がブレーなせるものであることが分かる。よって，以下では θ を用ス初期張力がある B₅₀-₀, B₅₀-₈₂, B₅₀-₁₆₄ の場合である。

いて試験体の捩り挙動を議論する。

（a）の初期張力がない場合，偏心を有する試験体では θ8 θ (×10-3rad)8 θ (×10-3rad)4400-4-4-8B0-0
1/1000

B0-82
B0-164
1/700
1/500
1/300

1/150-8

B50-0
B50-82
1/10001/7001/500（a）初期張力がない場合

B50-1641/300（b）初期張力がある場合
図₁₄

捩り角（ブレース架構）─ 69 ─

1/150

小松真吾・山西央朗・高松隆夫

40 MbYi , MbXi , MT (kN·m)
MbY1
MbY230
MT20

MbX140 MbYi , MbXi , MT (kN·m)
MbY1
MbY230MT

MbX2

10
1/1000

1/700

1/500

1/300

0

1/150

1/10001/700（a）B₀-₀

1/500

40 MbYi , MbXi , MT (kN·m)

3030

20201010
1/1000

1/700

1/500

1/300

1/150

1/3001/150（b）B₅₀-₀40 MbYi , MbXi , MT (kN·m)

0MbX220100MbX1

1/30001/150

1/10001/700（c）B₀-₁₆₄

1/500（d）B₅₀-₁₆₄
図₁₅

ブレース負担水平力の捩りモーメントの変動を伴うものの，いずれも載荷とともに θ が一方向に一方で，（b）の B₅₀-₀，および（d）の B₅₀-₁₆₄ の場合に進行しており，一方向漸増捩り変形していることが分かる。

はブレース初期張力の導入により載荷前から降伏捩りモー一方，（b）の初期張力を導入した場合には初期捩り角が生メント MTy を与えているため，それぞれ B₀-₀, B₀-₁₆₄ のじており，いずれの試験体も（a）のような θ の進行は見らブレース降伏後における挙動とほぼ同等となる。

れない。また，（a）,（b）両者の挙動は ₁/₅₀₀ rad の載荷サ
₄.₃イクルからほぼ等しくなる。

復元力特性以上のように，各試験体の捩り挙動はブレース初期張力，

図₁₆に B₀-₀, B₀-₁₆₄, B₅₀-₀, B₅₀-₁₆₄ の P と δ x の関係を偏心の程度によって異なっている。この違いについて考察示す。（a）が初期張力がない場合の比較，（b）が初期張力するために，図₁₅に B₀-₀, B₀-₁₆₄, B₅₀-₀, B₅₀-₁₆₄ 試験体がある場合の比較，（c）が偏心を有する B₀-₁₆₄, B₅₀-₁₆₄の図心回りにおける Yi, Xi 構面ブレース負担水平力の捩りにおける ₁/₁₀₀₀ rad（弾性範囲）の比較である。

モーメント M bYi ,M bXi ，および MT を示す注₁︶。

（a）の B₀-₁₆₄ の場合，正の荷重領域では Y₁構面ブレー

まず，初期張力のない（a）の B₀-₀ を見ると，初期のブス降伏時に Y₂ 構面ブレースが水平力を保持し，負の荷重レース負担水平力が零の状態からブレース抵抗することで領域では Y₂ 構面ブレース降伏以前に Y₁ 構面ブレースの負MT を生じており，これは₂.₂節と同様の機構により減少す担水平力が失われるため剛性低下が起こる（A）とともに，ることはなく，ブレース負担水平力が大きくなるに従い増横軸の δ x に平面上の異なる点の値を取ったことで P に見か大している。₁/₅₀₀ rad の載荷サイクルでブレースが降伏け上のずれが生じている（B）。前述のように，偏心によっし，MT が MTy に 達 し た 後 は ほ ぼ 頭 打 ち と な る。（c）のて架構の挙動には差異が生じていたが，ブレース降伏後のB₀-₁₆₄ では偏心の影響により，ブレース弾性時には載荷点弾塑性復元力特性はいずれもほぼ同様な bi-linear 型となり，に近い Y₁ 構面ブレースの負担が Y₂ 構面と比べて大きい。

偏心による大きな相違は認められない。

また，図 ₄ （d）に示した抵抗機構により X₁, X₂ 構面ブレー（b）の初期張力がない場合にも（a）の B₀-₀, B₀-₁₆₄ とスも抵抗するため，MT は変動を伴い B₀-₀ よりも大きくな同様な bi-linear 型の履歴を描いている。（a）と（b）の最もる。しかしながら，偏心が非対称 Z 型の捩り挙動に及ぼす大きな違いは初期張力のない場合にはブレース弾性時に履影響の本質は式（₁）から明らかなように偏心モーメント Pe₀

歴を描いていることである。これを詳しく見るために，（c）であり，これは図₁₂のように零を平均とした捩りの変動をに B₀-₁₆₄, B₅₀-₁₆₄ の ₁/₁₀₀₀ rad の弾性範囲の載荷サイク与えるのみである。従って，載荷後に残留する捩り角は偏ルの結果を示す。
B₅₀-₁₆₄ では，図₁₅（d）に示したように ₁/₁₀₀₀ rad では心の程度に依存しないことが明らかである。
─ 70 ─

偏心を有する非対称 Z 型 NC ブレース架構の静的載荷実験

80

P (kN)

80
BA400-40P (kN)

404020A00AB0-0B0-164

B-80-10-50510δx (mm)（a）初期張力がない場合

P (kN)

AB50-0
B50-164-40-80-10-50510δx (mm)（b）初期張力がある場合
図₁₆-20B0-164
B50-164-40-2-1012δx (mm)（c）偏心を有する場合の ₁/₁₀₀₀ rad

復元力特性

Y₁, Y₂ 構面ブレースともに水平力を保持しており，その挙謝動は線形となる。一方で，B₀-₁₆₄ では図₁₅（c）のように

辞各構面ブレースが交互に抵抗と水平力の消失を繰返すため，

本実験を実施するに当たり，長崎大学教授 故 玉井宏章

片側構面ブレースのみ剛性発揮する機構と両構面ブレース先生には有益なご助言を頂きました。ここに記して，これが剛性発揮する機構が交互に発生することで非線形挙動をまでのご指導に心より感謝するとともに，謹んで哀悼の意示す。既往の研究より，弾性時に生じた履歴面積は蓄積しを表します。

₁︶

た弾性ひずみエネルギーに等しいことが分かっている 。

₅ ．結文

論献₁ ）小松真吾，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗： ₁ 層非対
称 Z 型 NC ブレース架講の地震応答低減に関する研究，静的載荷実験の結論は次のようにまとめられる。

日本建築学会構造系論文集，第₇₉巻，第₇₀₅号，pp.

₁ ）非対称 Z 型 NC ブレース架構は，ブレース負担水平力

₁₆₇₇-₁₆₈₅，₂₀₁₄.₁₁の捩りモーメント MT により偏心の有無に関わらず一₂ ）高松隆夫，玉井宏章，小松真吾，栗原将平：非対称 Z方向漸増捩り変形を生じる。

型 NC ブレース架構の静的載荷実験，広島工業大学紀₂ ）偏心を有する場合には偏心モーメントにより捩り角 θ

要，研究編，第₅₁巻，pp. ₇₇-₈₄，₂₀₁₇.₂が変動するが，載荷終了後の残留捩り角は偏心の程度

₃ ）柴田明徳：最新 耐震構造解析，第 ₂ 版，森北出版，に依存しない。

₂₀₀₃₃ ）非対称 Z 型 NC ブレース架構の弾塑性復元力特性は，偏心の有無に関わらずほぼ同様な bi-linear 型となる。

₄ ）玉井宏章，高松隆夫，松尾彰：ノンコンプレションブ

₄ ）一方向漸増捩り変形を生じて弾性ひずみエネルギー蓄

レースの耐震性能向上について，日本建築学会構造系
論文集，第₅₉₅号，pp. ₁₃₁-₁₃₈，₂₀₀₅.₉

積する場合，ブレース弾性範囲の復元力特性は非線形となる。

注
注 ₁ ）B₀-₈₂, B₅₀-₈₂ は，e₀＝₀ mm と ₁₆₄ mm のほぼ中間の挙動となった。

─ 71 ─