ＢＲＩ－Ｒ０４講演会テキスト

地震時における鉄骨造建築物の損傷検知手法の開発
構造研究グループ

目

研究員

長谷川 隆

次

Ⅰ

はじめに

Ⅱ

地震時の鉄骨造建物の応答変位推定方法に関する基礎的検討
１）鉄骨造骨組の振動台実験の概要
２）残留変形を考慮した加速度の積分による応答変形の推定精度

Ⅲ

E-ディフェンス実大 3 層建物の振動台実験データを用いた損傷検知手法の検証
１）地震時の鉄骨造建築物の梁端部の損傷検知手法の提案
２）E-ディフェンス実大 3 層建物への適用による提案手法の検証

Ⅳ

建物各層の加速度応答等の推定方法の検討
１）実用化に向けた課題
２）解析モデルを用いた建物各層の加速度応答等の推定

Ⅴ

実際の建物への適用による実用化技術の検討と地震観測
１）被災状況表示システムの導入
２）実在の建物への地震計の設置と地震観測

Ⅵ

まとめ
謝辞
参考文献

Ⅰ はじめにこのような問題を解決するため、建築研究所では、令和 1〜3 年

地震時における建築物の損傷状況を迅速かつ的確に判定するこ

度に指定課題「極大地震に対する鋼構造建築物の倒壊防止に関すとは、居住者等の安全の確保や建物管理者の適切な判断を行う上る設計・評価技術の開発」を実施し、この研究課題の中で、鉄骨造で極めて重要である。一般的な鉄骨造建築物は、構造躯体が内外装

建築物の地震時における損傷部位とその状態を地震計による記録

材に覆われているため、構造部材の被害を直接観察できないことから即座に検知し、判定する手法を開発した。本講演ではその概要も多く、構造部分の損傷を外観調査から判定するのが困難な場合を紹介する。

もあると考えられる。
また、2011 年の東北地方太平洋沖地震では、
揺れの継続時間が非常に長い地震動が観測され、鉄骨造建築物でⅡ 地震時の鉄骨造建物の応答変位推定方法に関する基礎的検討

は、このような継続時間の長い地震動に伴う多数回の繰返し変形

１）鉄骨造骨組の振動台実験の概要

によって、比較的小さな層間変形角で梁端部に破断が生じる可能① 研究目的性が振動台実験等 1),2)で示されている。また、最近の内外装材の変筆者らは、地震計の加速度記録の積分による鉄骨造骨組の地震形追従性能の向上や上記のような地震動によって、内外装材の損時の応答変位時刻歴の推定方法に関して、骨組の弾塑性領域での傷がほとんど生じていなくても、梁端部に破断等の重大な損傷が推定精度や有用性について、一連の振動台による実験 3)〜5)により生じている可能性も危惧される。

検討を行ってきた。また、これまで、地震時の実際の建物の残留変するための加速度計、試験体の水平変形や梁端部の回転角を計測

形を推定するのは困難であったが、その方法についても提案し、検するためのレーザー変位計等を設置した。梁端部には塑性ひずみ

討を行ってきている。本稿では、それらの検討も踏まえ、1 層 1 ス

ゲージを、梁および柱の弾性範囲に留まる部位に弾性ひずみゲー

パン鉄骨造骨組の振動台実験 6)〜８）によって、加速度記録の積分にジをそれぞれ貼付した。各センサの設置位置は図 1 中に示す。

よる応答変形推定の精度、残留変形を考慮して計算する方法の精
：変位計
：加速度計
：地震計

度と影響、及び、非構造部材の影響などについて検討したので、それについて報告する。
② 1 層 1 スパン骨組の振動台実験の概要 6)：弾性1軸ゲージ：塑性1軸ゲージ：3軸塑性ゲージ

おもりa)試験体の概要
計測兼転倒防止フレーム表 1 に試験体諸元を示す。試験体は柱、梁で構成される 1 層 1 ス
パン骨組であり、梁断面を H-150×75×5×7 (SN400B)、柱断面を□-125×125×12(STKR400)とし、柱梁接合部は 18R スカラップとした通しダイアフラム形式である。試験体は、非構造部材の有無

鉄骨骨組試験体

ALC外壁(350mm×3枚)と、後述する入力地震動（JMA Kobe NS と THU NS）をパラメータとして計 4 体とした。非構造部材としては、加振構面に ALC 壁、
加振直交構面に LGS 間仕切り壁をそれぞれ設置している。試験体

東西

耐力等の計算値一覧を表 2 に、梁および柱に使用した鋼材の素材
引張試験結果を表 3 にそれぞれ示す。

北面立面図

表 1 試験体諸元

図 1 セットアップ

表 2 試験体耐力の計算値一覧

表 3 鋼材の素材引張試験結果b)加振装置の概要
図 1 に加振装置及び計測装置のセットアップを、写真 1 に試験装置外観を示す。加振装置としては、試験体の柱脚を振動台にピン

写真 1 試験装置外観c)入力地震動の設定

支承を介して接合し、慣性力を作用させるためのおもりを柱頭部

入力地震動は、1995 年兵庫県南部地震の JMA Kobe NS と 2011 年にピン支承を介して取り付けている。ALC 壁は縦壁ロッキング構法

東北地方太平洋沖地震の東北大学 1 階の記録 THU NS であるが、試であり、鉄骨梁に溶接した山形鋼を介して、LGS 間仕切り壁は上下

験体の相似則を考慮して、観測波の時間軸を 1/√2（=0.7）倍にしのランナーをタッピンねじにより、それぞれ梁および振動台に固た地震波を用いる。図 2 に振動台上で計測されたこれらの地震動定している。

の加速度の時刻歴の例を、図 3 に速度応答スペクトル（h=0.05）と計測については、振動台上の加速度や試験体の応答加速度を計測

エネルギースペクトル（h=0.10）を示す。図 3 中に点線で示す試験

体の固有周期（計算値 0.42 秒）付近において、THU NS の地震動の試験体の方が、なしとした試験体に比べて層間変形角が小さい傾エネルギースペクトルが JMA Kobe NS に比べて大きな値となって向にあることが確認できるが、全体挙動として大きな差はない。

いる。なお、最初のランダム波加振の記録から N4SID 法で計算した試験体の弾性時一次固有周期と減衰定数は、非構造部材なし（SF）の 2 体が 0.40～0.41 秒と 2.0～2.1%、非構造部材あり（SF-NS）の2 体が 0.36 秒と 4.4～4.5%の範囲である。

図 2 入力地震動の時刻歴波形

図 5 層せん断力－層間変形角関係２）残留変形を考慮した加速度の積分による応答変形の推定精度
図 3 入力地震動の応答スペクトル開始(a) ランダム波 加振(b) 地震動 加振
骨組倒壊まで(a)→(b) 繰り返し
終了

図 4 加振フロー

表 4 地震波加振スケジュール
SF_KobeSF_THU SF-NS_Kobe SF-NS_THU
試験体名
入力地震波 JMA Kobe NS THU NS JMA Kobe NS THU NS
15%
10%
15%
10%
予備加振
170% (1)70% (1)
170% (1)
1回目
70% (1)
170% (2)
90% (1)
170% (2)
90% (1)倍 2回目
率 3回目
90% (2)
190% (1)90% (2)
190% (1)90% (3)
190% (2)4回目
90% (3)90% (4)5回目
90% (4)① 残留変形を考慮した加速度記録の積分方法
ここで検討している地震計の加速度記録の積分方法は、地震後の建築物の残留変形も推定することのできる方法である。この積
分方法は、長周期成分を除去した加速度を 2 階積分して作成した
変位時刻歴に、別途、計算する残留変形時刻歴を足し合わせるものであり、文献 9)に示される考え方を参考としている。その計算手
順の概要を図 6 に示す。

加振フローを図 4 に、地震波加振のスケジュールを表 4 にそれぞれ示す。加振は、ランダム波加振、地震波加振を順次加振・計測
し、梁の破断により架構が不安定状態に至るまで繰り返した。地震動入力は、梁が弾性状態におさまる範囲で予備加振を行った後に、表 4 に示す倍率を原波の加速度記録に乗じて加振している。
③ 荷重変形関係
図 5 に 4 体の試験体の層せん断力－層間変形角関係を示す。層
せん断力は試験体の柱部材 4 本の弾性域に貼付したひずみゲージ
から応力を計算した合計、層間変形角はレーザー変位計で計測した梁上フランジの水平変位を柱長さで除したものである。図中の黒の太線は、試験体の実際の板厚と素材引張試験から得られた降伏点により計算した計算剛性と全塑性耐力である。全ての試験体において、梁端の破断により層せん断力の急激な低下と変形の増大が生じている。入力地震動に関わらず、非構造部材をありとした

図 6 残留変形を考慮した加速度記録の積分の計算手順

図 6 のステップ(a)では、長周期成分を除去した加速度を 2 階積
分して変位時刻歴を作成しているが、これが、一般的に行われている加速度記録の積分によって応答変位を作成する方法である。それ以降の(b)〜(e）のステップで、本研究で提案した残留変形時刻
歴を作成し、足し合わせている。
② 残留変形の計算の影響と応答変形の推定精度 8)
図 1 で示される試験体取り付け架台及び試験体の北側の梁上に設置した地震計（M-A352,ソナス(株)）の記録を用いて、図 6 に示す手順で、4 体の試験体（SF_Kobe, SF-NS_Kobe, SF_THU, SF-NS_THU）
について、残留変形を考慮した積分で層間変形時刻歴を計算し、通常行われている残留変形を考慮しない加速度記録の積分の場合（図 6(a)のみ）の計算結果と比較する。なお、手順(a)長周期成分の除去範囲は、ここでは 4 秒以上としている。

図 8 SF-NS_Kobe の変位計と加速度の積分の比較

図 7〜10 には 4 体の試験体それぞれについて、変位計、残留変形を考慮した加速度の積分、残留変形を考慮しない場合の積分の比較として、慣性力-層間変形関係及び層間変形時刻歴を示す。ここでは、Kobe の地震波は 90%の 1 回目の加振、THU の地震波は 170%の 1 回目の加振を対象にして、骨組試験体の北側構面の計測記録を用いて計算した。表 5 には、これらから計算される最大層間変形、塑性率、累積塑性変形倍率の値を比較して示す。
図 7、8 は Kobe の地震波で、非構造部材が無い場合（SF_Kobe）と有る場合（SF-NS_Kobe）の結果である。変位計の結果と残留変形の考慮、非考慮の計算結果を比較すると、残留変形の考慮、非考慮に関わらず変位計の値を概ね追跡できているが、表 5 に示すように最大層間変形については、積分/変位計の値は、残留変形を考慮する方が 0.91〜0.96、非考慮が 0.80〜0.81 であり、残留変形を考図 9 SF_THU の変位計と加速度の積分の比較慮する方が変位計の値により近い。

図 10 SF-NS_THU の変位計と加速度の積分の比較
図 7 SF_Kobe の変位計と加速度の積分の比較表 5 層の最大層間変形及び塑性率等の比較

順➃として、既往の実験結果 2),7),12)などに基づいて建物各層の梁端部の損傷状況を評価する。

図 9、10 は THU の地震波の結果である。文献 2)の結果と同様に地震動の継続時間が長い THU による加振では、図 9 の時刻歴に示
すように、残留変形を考慮した場合、途中で振動中心がずれている。一方で、図 10 ではそのような大きなずれは生じていない。応図 11 梁端部の損傷状況を評価するための計算手順

答変形の正負の片寄りが比較的小さく継続時間が長い地震動では、このような振動中心のずれが生じる可能性があり、図 6 に示した
残留変形時刻歴を計算過程での微妙な計算誤差が影響していると➁ 疲労曲線式を用いた梁端部の損傷度の計算方法考えられる。このような地震動の場合、残留変形を考慮しない積分

文献 11)で示される疲労曲線式の実験式による梁破断の評価が、の方が実際の応答変形との対応が良い場合があると考えられる。

一般的な中低層鉄骨建物の接合部形式である通しダイヤフラム形

これらの実験結果から、一般的に行われている長周期成分を除式の梁端部についても、地震動特性によらず適用可能であること去した加速度を 2 階積分して得られる応答変形の推定方法は、非が、既往の振動台実験で示されている 1)。また、質点系モデルを用

構造部材の有無にかかわらず、鉄骨造骨組の弾塑性領域での応答

いた検証方法として、建物各層の損傷から各層の梁端部の損傷度

変形を十分な精度で推定できることが確認できた。また、本稿で提を簡略的に計算する方法が文献 11)に示されている。これは、地案した残留変形を考慮した加速度の積分方法については、考慮す

震応答解析から得られた超高層鉄骨造建物の層の損傷と梁端部のることによって、最大応答変形をより精度よく推定できると考え損傷の関係に基づくもの 13),14)であるが、一般的な中低層鉄骨造建られるが、継続時間の長い地震動に対しては、適用に注意が必要と物にも適用できると考えられることから、ここで提案する損傷検なることがわかった。

知手法では、中低層鉄骨造建物に対して、文献 11)で示された疲労曲線式と梁端部の損傷度の計算方法を用いている。以下に、建物各

Ⅲ E-ディフェンス実大 3 層建物の振動台実験データを用いた損傷検知手法の検証

10)

層の最大塑性率と累積塑性変形倍率

傷が大きい梁端部の損傷度 を計算する方法を記す。これは、図１）地震時の鉄骨造建築物の梁端部の損傷検知手法の提案 10)11 に示す計算手順の③、④の計算である。

➀ 梁端部の損傷状況を評価する計算方法

1)建物各層の塑性率

本研究課題において、地震時の鉄骨造建築物の梁端部の損傷状から、各層で最も損と各層の累積塑性変形倍率式で各層の等価な繰返し回数を計算する。

況を評価するための計算手法を検討した。その計算手順を図 11 に示す。まず、手順➀として、図 6 に示した加速度記録の積分方法に基づいて、建築物の各層に設置した地震計の加速度記録を積分し、層間変形時刻歴を作成する。また、加速度記録に質量を乗じた慣性力時刻歴も作成する。手順➁として、これらから各層の慣性力-層間変形関係を作成し、設計時の剛性や保有水平耐力を用いて、各層の最大塑性率と累積塑性変形倍率を計算する。次に手順➂として、各層の最大塑性率と累積塑性変形倍率の値から、文献 11)に示される方法により、各層において最も大きな損傷となる梁端部の最大塑性率等を推定し、鉄骨梁端部の疲労曲線式 11)を用いて損傷度を計算する。以上の手順により算出された損傷度 の値から、手

から(1)

(1)
2)標準的なスパン長の建物では、各層の梁部材の等価な繰返し回数の最大値は、層の等価な繰返し回数の 1.8 倍とする。

この 1.8 は、層の損傷から部材の損傷を推定するための文献 14)の地震応答解析から、層の等価な繰返し数回数と当該層の最も損傷が大きな梁部材の等価な繰返し数回数の比として得られた値である。
3)梁端の最大塑性率
塑性率

は、部材の最大塑性率

と層の最大

14)

の関係式である（2）、(3)式 を用いて計算する。
(2)

損傷等は見られなかったため 18)、以降では鷹取波の結果を示す。

(3)

鷹取波の増幅倍率は、40%、60%、80%、100%の 4 ケースである。な
ここで、標準的なスパン長の建物ではα=0.8。

お、鷹取波 100%の加振時におけるレーザー変位計の記録の一部の

11)4)(4)式の疲労曲線式 を用いて、梁部材の最大塑性率
繰返し回数

での

を計算する。

区間で、計測範囲を超えていたため、この区間については、スプラ
イン補間した。鷹取波 40%加振時の固有振動数は 1.25Hz である。
以降の計算では、試験体の階高と各層重量は、文献 16)に示されて(4)いる値を用いた。各層の保有水平耐力は、文献 15)に示された図から読み取った。また、各層の初期剛性は、振幅の小さい加振データ

ここで、 は疲労曲線の勾配で 1/3、 はスカラップ梁の実験式の値で 5。

は梁部材の材料強度による影響の調整係数で、を用いて荷重-変形関係から算出した。

＝

325/(使用鋼材の F 値)。
5)梁端部の損傷度 は(5)式で計算される。
(5)
計算された損傷度 の値による損傷の評価については、損傷度が１を超える場合は、当該層で、損傷が最も大きな梁端部が破断する可能性があることを意味する。また、１以下の場合には、既往の梁端部の亀裂の有無などの損傷
実験結果 2),7),12)などを参考にして、図 12 対象試験体の立面

状況を評価する。
２）E-ディフェンス実大 3 層建物への適用による提案手法の検証➀ 試験体の概要 15),16)

表 6 主要な梁と柱部材の断面
階
R
3
2

大梁
H-350×175×7×11(SS400)
H-400×200×8×13(SS400)
H-450×200×9×14(SS400)

層
3
2
1

柱
□-350×9(BCR295)□-350×12(BCR295)

上記で示した損傷検知手法を、実大 3 層の鉄骨造建築物を対象とした振動台実験データ 17)に適用し、提案する方法の妥当性を検証する。振動台実験は、防災科学技術研究所・兵庫耐震工学研究セ➁ 積分による推定波形と梁端部の損傷度 D の計算
この振動台実験データに、本研究で提案する加速度の積分方法

ンターの実大三次元震動破壊実験施設（E-ディフェンス）においてと梁端部の損傷度の計算方法を適用する。鷹取波の 4 ケース全て実施された。
試験体は、3 階建て鉄骨造建築物の実大モデルである。

に適用したが、ここでは鷹取波 80%と鷹取波 100%の結果を示す。

柱スパンは、長手 X 方向が 6.0m の 2 スパン、直交方向が 5.0m のa) 鷹取波 80%の結果

2 スパンからなる。実験では X 方向を加振方向としているが、加振各階で計測された加速度記録から、図 6 で示した積分方法の計

直交方向の軸組については、試験体のねじれ防止のため、ブレース

算手順(a)〜(e)によって、各層の層間変形を求めるが、第 1 層を構造としている。この実験では、加振方向の中央通りのみを対象と例として計算手順(a)〜(e)に対する結果を図 13(a)〜(e)にそれぞしており、中央通りは通常のラーメン構造となっている。試験体のれ示す。

立面図を図 12 に示す。

(a)は、長周期成分（ここでは 5 秒以上の成分）をカットした加試験体は、1 層柱以上の上部構造とそれより下の基礎部で構成さ

速度の 2 階積分による層間変形時刻歴である。(b)は、慣性力時刻れる。基礎部は中央通りが RC 造の基礎梁で、両端通りが鋼製 H 形

歴で、緑線が当該層の保有水平耐力の 2/3 のラインであり、正負断面基礎梁である。柱梁接合部は通しダイヤフラム方式としてお両方について、絶対値がこの値以上となる時刻が残留変形を考慮

り、梁端部はスカラップ工法（35R）を採用している。主要柱・梁すべき範囲である。(c)は、(a)の層間変形時刻歴から、(b)で特定部材の断面寸法等を表 6 に示す。

した残留変形を考慮する時刻部分を抽出してつなぎ合わせた時刻

振動台の加振は、想定南海トラフ波-1、鷹取波、想定南海トラフ歴である。(d)は、(c)の残留変形時刻歴に対し長周期成分（5 秒以

波-2 の順で行われた。想定南海トラフ波-1 においては、梁端部の上の成分）のみ抽出した時刻歴である。(e)は、(a)と(d)の時刻歴を足し合わせたものであり、これが残留変形を考慮した第 1 層のは梁端部下フランジに亀裂が発生しており、2 層と 3 層の梁端部に層間変形時刻歴となる。この事例では、慣性力が保有水平耐力のは亀裂は確認されていない。表 7 に示すとおり、1 層の 値(累積)2/3 を超える箇所が数カ所あるが、（c）の波形の長周期成分のみを

は 0.5 程度であり、2 層の 値(累積)は 0.2 程度である。梁端接抽出すると、(d)のように残留変形が非常に小さくなっているのが合部の亀裂に着目した静的加力実験 12)では、 値が 0.05〜0.1 以

わかる。
（f）は、加速度積分した結果とレーザー変位計による結果

上で亀裂が確認され、筆者らが実施した振動台実験 2)では、 値を比較したものであるが、両者はほぼ一致していることがわかる。

(累積)が 0.2 程度以上で亀裂が確認されている。これらの限られた実験データの範囲であるが、 値(累積)が 0.1〜0.4 程度の範囲
で梁端部に亀裂が発生する可能性が高いと考えられる。

図 14(a) 慣性力-層間変形関係の比較(鷹取波 80%第 1 層)

図 14(b) 慣性力-層間変形関係の比較(鷹取波 80%21 層)
図 13 加速度記録の積分計算の例(鷹取波 80%第１層)
図 14(a)〜(c)に、鷹取波 80%の加振について、上記の手順で作成された各層の慣性力-層間変形関係をレーザー変位計の結果と比較して示す。図中の赤線は保有水平耐力と保有水平耐力到達時の変形により描いたものである。慣性力-層間変形関係は、変位計と加速度の積分は概ね同様の履歴性状を示している。
表 7 には、図 11 に示した手順に基づいて、保有水平耐力と保有

図 14(c) 慣性力-層間変形関係の比較(鷹取波 80%第 3 層)

水平耐力到達時の変形を用いて計算される各層の最大塑性率

表 7 各層で計算された損傷度 と損傷状況(鷹取波 80%)

、履歴吸収エネルギーを用いて計算した累積塑性変形倍率

使用記録

最大塑性率

倍率

、それらの値に基づいて計算した梁端部の損傷度 であり、最後に、加振後の試験体の梁端部の損傷状況を示す。表中で、単に1層値と示されているのが、当該地震動のみによる損傷度 の値であり、 値(累積)と示されているのが、当該地震動以前の加振による 値も足し合わせた値である。
レーザー変位計による値と加速度積分による値を比較すると、1層、2 層では、最大塑性率、累積塑性変形倍率及びそれらを用いて計算した損傷度 は比較的精度よく推定されており、 値の差は0.1 程度である。加振後の試験体の損傷状況は、1 層(2 階梁端部)

2層
3層

累積塑性変形値

値(累積)

レーザー変位計

2.01

4.43

0.33

0.47

加速度積分

2.41

3.88

0.46

0.57

レーザー変位計

1.78

3.85

0.22

0.31

加速度積分

1.65

2.99

0.14

0.20

レーザー変位計

1.56

2.57

0.11

0.16

加速度積分

1.43

1.41

0.05

0.08

損傷状況

亀裂発生

亀裂なし
亀裂なし

b) 鷹取波 100%の結果
鷹取波 100%の実験結果について、鷹取波 80%と同様に、図 6 で示した積分方法の計算手順(a)〜(e)によって計算した結果を図15(a)〜(e)に示し、レーザー変位計による記録との比較を図 15(f)図 16(a)〜(c)に、鷹取波 100%の加振について、1〜3 層それぞれに示す。(f)の図から、加速度積分とレーザー変位計はほぼ一致しの慣性力-層間変形関係をレーザー変位計の結果と比較して示す。

ていることがわかる。また、このケースでも残留変形は比較的小さ

慣性力-層間変形関係は、変位計と加速度の積分は概ね同様の履歴

いながらも加速度積分により残留変形を追跡できている。

性状を示している。
表 7 と同様に、図 16 の各層の慣性力-層間変形関係から、各層の最大塑性率と累積塑性変形倍率、それらの値に基づいて計算した梁端部の損傷度 、加振後の梁端部の損傷状況を表 8に示す。最大塑性率と累積塑性変形倍率のレーザー変位計による値に対する加速度積分による値は、比較的精度よく推定できている。それらから計算される 値は、レーザー変位計による値に対して加速度積分による値は 0.53〜1.1 倍程度である。大きな塑性化を伴う試験体等における本手法の積分精度は、多少の誤差はあり、 値の計算結果としては、0.53〜1.1 倍の範囲となった。また、 値は、1、2 層では、8〜27 程度のかなり大きな値となっている。加振後の試験体の損傷状況は、1 層(2 階梁端部)と 2層(3 階梁端部)は、梁端部下フランジに破断が発生しており、3 層の梁端部には亀裂が確認されていない。
1 層と 2 層の加速度積分による 値がかなり大きな値となって
図 15 加速度記録の積分計算の例(鷹取波 100%第１層)

いることから、これらの層の梁端部の破断は十分に予想できると言える。なお、3 層の梁端部の 値が 0.8 以上で、亀裂が生じていないことについては、今後の課題である。
表 8 各層で計算された損傷度 と損傷状況(鷹取波 100%)使用記録

図 16(a) 慣性力-層間変形関係の比較(鷹取波 100%第 1 層)

1層

2層
3層

最大塑性率 累積塑性変形
倍率

値

値
(累積)

レーザー変位計

5.54

19.0

23.7

24.2

加速度積分

5.83

18.3

26.6

27.2

レーザー変位計

4.34

16.5

10.1

10.4

加速度積分

4.12

14.5

7.58

7.78

レーザー変位計

2.77

9.16

1.58

1.74

加速度積分

2.4

7.05

0.83

0.91

損傷状況
梁フランジ
破断
梁フランジ
破断
亀裂なし

③ 梁端部の損傷度 D と損傷状況の関係
図 11 に示すとおり、本研究で提案する損傷検知手法は、建物各図 16(b) 慣性力-層間変形関係の比較(鷹取波 100%第 2 層)階の梁端部の損傷度 を計算し、その値によって梁端部の損傷状況を推定するものである。そこで、ここで示した E-ディフェンス
の振動台実験データを用いた検討を含め、既往の実験等 2),7),12)の結果を調査し、スカラップを有する梁端部の損傷度 と損傷状態の関係を整理した。
表 9 に、これらの実験結果に基づいて定めたスカラップを有す
る梁端部の損傷度 の値に対応する構造に関する被災度区分 19)と

図 16(c) 慣性力-層間変形関係の比較(鷹取波 100%第 3 層)損傷状況との関係を示す。 値が 0 の場合、構造部材は概ね弾性

挙動の範囲内であり、構造的な被害はほとんどないと考えられ、こ必要になるため、各階の加速度の情報が必要になり、限られた階のれを被災度区分の 0s（無被害、軽微）に区分した。0＜ ＜0.2 の加速度記録を用いた全階応答推定法が必要となる。本研究で提案

範囲は、梁端部は降伏しているが亀裂は生じていない状況と考えする損傷検知手法でも、各層の応答変形履歴に基づく塑性率と累られ、これを被災度区分のⅠs（小破）に区分した。構造的には継積塑性変形倍率を用いて、各層の梁端部の損傷度を推定するが、そ続使用が可能な状況である。0.2≦ ＜1.0 の範囲は、梁端部に亀のためには各層の加速度応答が必要である。限られた階の加速度

裂が生じているか、または、それが進展し、亀裂が貫通（部分的に記録を用いた全階応答推定法としては、簡易的な手法として線形破断）している状態であり、被災度区分のⅡs、Ⅲs（小破〜中破）

補間する方法が適用されているが、ここでは、より精度の高い補間に区分した。1.0≦ ＜1.5 の範囲は、該当する階の一部の梁端部方法として設計時の情報に基づいた刺激関数を用いた補間方法 20)

でフランジが破断している可能性があり、被災度区分のⅣs（中破）を適用する。この手法では、1 階を除いた建物上部の地震計の設置に区分した。1.5≦ の範囲は、該当する階の数カ所で、梁端部が箇所（階）数に対応するモード（例えば、3 箇所設置の場合は 1〜

破断している可能性があり、被災度区分のⅤs（大破）に区分した。

3 次モード）の刺激関数の合成により、加速度センサが設置されてまた、表の右欄に、それぞれの損傷度における建物管理者の対応ないる階の記録から設置されていない階の加速度を推定するものでどを参考として示した。この表に基づいて、本提案手法に基づいてある。使用する刺激関数は建物の各層の重量と剛性を用いて算出計算される建物 X、Y 方向の各層の損傷度 から、各層の被災度区するが、各層の重量と剛性については、基本的に設計時の値を用い分と被害状況が判定される。

る。

E-ディフェンス実大 3 層鉄骨造建物の振動台実験データを用いたここでの検討から、本研究で提案した鉄骨造建築物の地震後の損傷検知手法は、地震時の建物各層の梁端部の亀裂発生や破断の有無を判定する上で有効な手段になり得ると考えられる。
表 9 鉄骨造事務所建物の損傷度と被災度区分等の関係

２）解析モデルを用いた建物各層の加速度応答等の推定➀ 解析対象建物と解析方法
上記の刺激関数の合成を用いた補間方法により、文献 21)に示される 52 階建て超高層鉄骨造建物（建物 I）の質点系の解析モデルを用いて、この解析モデルの時刻歴応答解析から得られる各層の加速度時刻歴を使って、限定層の加速度時刻歴データから全層の加速度時刻歴の推定を行う。時刻歴応答解析の入力地震波は東北
地方太平洋沖地震時にこの建物で記録されたものを使用する 21)。
ここでは、応答解析結果の梁端部の損傷度が 1.0 前後の値になることを目標として、この地震記録の入力地震動を 2.5 倍にして解析を行う。時刻歴応答解析に際しては、各層の重量と復元力特性を使用し、減衰定数は 1 次 2%、高次は剛性比例型とした。各層の塑性率と累積塑性変形倍率を計算する際には、塑性率の基点を用いた。
この建物には、1、18、38、52F の 4 箇所に、実際に地震計が設置されているので、これらの地震計の記録を使用して全層の加速度を推定することを想定し、応答解析から得られる 1、18、38、52F

Ⅳ 建物各層の加速度応答等の推定方法の検討
１）実用化に向けた課題
地震時の建物の損傷検知を行うにあたり、全ての階に加速度センサを設置できるのが理想であるが、コスト面の問題等で全ての階に加速度センサが設置できない場合が多い。建物の被災度等を評価する際には、一般的には層間変形角などの建物の層の特性がの加速度時刻歴波形を使用して、全層の加速度を推定し、それを用いて塑性率や累積塑性変形倍率、梁端部の損傷度 を計算する。
また、それとの比較として、観測点数を合計 6 箇所とし、高さ方向に概ね均等に地震計が設置された場合として、1、10、20、32、44、52F に地震計が設置されていると想定した場合についても、同様に計算を行う。
刺激関数を用いた補間方法の計算に際しては、各層の初期剛性が必要になるが、解析モデルの復元力特性の第一剛性とした。推定

震計の記録から全階の梁端部の損傷度 が十分な精度で推定できされた各層の加速度記録を2 階積分して応答変位時刻歴を算出し、ると考えられる。

各層の層間変形角や塑性率、累積塑性変形倍率、梁端部の損傷度値を計算する。応答変位を算出する際には、図 6 で示した方法
により、残留変位を考慮しない場合とする場合の両方を行った。積分の際には、0.04Hz のハイパスフィルタを施している。
➁ 解析結果
対象建物の短辺方向と長辺方向について、上記の検討をおこなったが、以下では長辺方向の結果のみを示す。
1、18、38、52F の 4 箇所の加速度応答時刻歴を用いて推定された全層の加速度分布を図 17(a)に示す。この推定加速度と応答解析による加速度に若干のずれが見られるが、ずれは小さくほぼ同様

図 17(a) 4 点の加速度記録から推定した加速度な値が得られている。これらの各層の推定加速度を使って、図 6 に示した方法により、残留変形を考慮した場合としない場合について応答変位時刻歴を算出し、各層の塑性率、累積塑性変形倍率、梁端部の損傷度 を計算した。また、上述の応答解析による各層の加速度を使って、同様の計算を行った。これらを時刻歴解析から直接得られる結果（図の黒線）と比較して、図 17(b) 塑性率、(c) 累積塑性変形倍率、(d) 梁端部の損傷度 にそれぞれ示す。
塑性率及び累積塑性変形倍率に関して、20 層以下においてずれが見られるが、塑性率及び累積塑性変形倍率のずれとしてはそれ

図 17(b) 4 点から推定した加速度の積分による塑性率ほど大きいものではない。これらから計算される梁端部の損傷度値に関しても下層階にずれは見られるが、全体的な傾向は概ね捉えることができている。建物が塑性化する場合には、弾性時の刺激関数を仮定して推定するためずれが生じると考えられるが、全体としてはそれほど大きなずれではなく、概ね傾向を捉えることができている。
次に、1、10、20、32、44、52F の 6 箇所の加速度応答時刻歴を用いて推定された全層の加速度分布を図 18(a)に示す。推定加速度と応答解析による加速度は、ずれもほとんどなく、同様の値が得ら

図 17(c) 4 点から推定した加速度の積分による累積塑性変形倍率れている。図 18(b)〜(d)には、図 17 と同様に、(b)塑性率、(c)累積塑性変形倍率、(d) 梁端部の損傷度 を比較した図をそれぞれ示す。
図 17 の 4 点の加速度応答時刻歴を用いた結果と比較すると、
塑性率、累積塑性変形倍率、梁端部の損傷度 について、20 層以下で見られたずれがかなり小さくなっていて、地震応答解析の結果を精度よく推定できていることがわかる。
これらの解析から、本稿で示した 50 層程度の建物であっても、適当な間隔で 6 箇所ほどの地震計が設置されていれば、建物全層の梁端部の損傷度 を精度よく推定できることがわかった。これらのことから、文献 20)で示された方法によって、限られた階の地

図 17(d) 4 点から推定した加速度の積分による梁端部損傷度本研究で実施した鉄骨造骨組の振動台実験、E-ディフェンス実
大 3 層建物の振動台実験データを用いた提案手法の検証、及び、
建物全階の損傷を推定する方法の検討から、ここで提案する鉄骨造建築物の地震時の損傷検知手法は、十分に実用化できるものと考えられる。そこで、実在する建物にこの手法を適用して、実用上の問題等がないか検討を行うこととした。
地震時において、建物の管理者はできるだけ早く建物の損傷状況を把握する必要があり、もし損傷が大きい可能性がある場合に
図 18(a) 6 点の加速度記録から推定した加速度

は、建物利用者等を避難させることも必要となる。そこで、地震後に、地震計の記録から建物各層の梁端部損傷度 を計算し、表 9に基づいて被災度区分の判定を行い、その情報を PC 画面上に表示
するシステムを構築した。PC 画面での被災状況の表示例を、図 19に示す。これは、22 層の建物の表示例であり、この地震では、X、Y 方向の全層が緑色で被災度区分０s（無被害、軽微）であることがわかる。また、主要な階の加速度時刻歴も表示している。

図 18(b) 6 点から推定した加速度の積分による塑性率

図 19 PC 画面での建物の被災状況の表示

図 18(c) 6 点から推定した加速度の積分による累積塑性変形倍率

２）実在の建物への地震計の設置と地震観測本研究で提案した鉄骨造建築物の地震時損傷検知手法とその結果を PC 画面上で表示する被災状況表示システムについて、実用上の問題がないか検討するために、実在の 2 棟の鉄骨造事務所ビル（7 階建て鉄骨造、20 階建て超高層鉄骨造）に地震計を設置するとともに、被災状況表示システムを導入した。なお、これら 2 棟
は、いずれも、建築研究所で既に強震観測 22)を実施している建物である。
7 階建て鉄骨造事務所ビルを写真 2(中央の建物)に示す。この建物は、建築研究所の強震観測として、1 階、2 階、7 階に地震計が

図 18(d) 6 点から推定した加速度の積分による梁端部損傷度設置され、強震観測が行われている建物であるが、今回、１階からR 階までの全ての階に写真 3 に示す無線式の地震計を新たに設置

Ⅴ 実際の建物への適用による実用化技術の検討と地震観測し、建物全階の加速度記録を計測できるようにした。また、建物の

１）被災状況表示システムの導入

管理者がいる事務室には、写真 4 に示すように、被災状況表示システムが入ったノート型の PC を設置した。このような無線式の地

建物の中間層（2〜5 層）では、設計上の層剛性よりも観測記録の震計は、特別な配線工事や設置工事の必要がなく、設置も、建物使層剛性が少し高い程度であるが、最下層と上層（6、7 層）では、用者の邪魔にならない場所の床に、両面テープで固定しているも観測記録の層剛性がかなり高いことがわかる。また、4 層、5 層にのであり、2 時間程度で全ての階の設置が終了した。一方、現状で

おいて、この地震では、第 1 ヒンジ発生の耐力の 6 割程度の応答

この無線式の地震計では、観測されたデータを制御 PC に回収するであり、これらの地震記録から計算された建物の梁端部の損傷度際に、かなりの時間が必要であり、この点の改善が望まれる。

は 0 となり、無被害の判定となった。本稿には示していないが、直設置したこれらの地震計によって、2021 年 10 月 7 日に関東地方行する Y 方向の応答は、X 方向に比べてかなり小さいが、観測記録で発生した震度 5 強の地震を観測することができた。その際の、の層剛性と設計上の層剛性が比較的よく合っていた。X 方向の第 1

被災状況表示システムの表示画面を図 20 に示す。建物 X、Y 方向

層と高層部で層剛性がかなり高くなる理由として、外装材等の非の全ての階で梁端部の損傷度 は 0 であり、0s(無被害、軽微)の構造部材の影響などが考えられるが、この理由を明らかにするた

被災度区分であったことがわかる。

めには、さらなる検討が必要である。また、より多くの建物についても同様の観測を行うことが重要と考えられる。

写真 3 無線式地震計

写真 2 7 階建て事務所ビル
写真 4 被災状況表示システム(PC)図 20 7 階建て事務所ビルの被災状況表示システムの画面（2021.10.7 関東地方震度 5 強の地震）

この地震で建物の揺れが大きかった X 方向について、１階からR 階までの地震計で観測された加速度記録から計算した建物の 1層〜7 層までの慣性力-層間変形関係を図 21 に示す。図中の赤線が図 21 各層の慣性力-層間変形関係（2021.10.7 の地震）

観測記録の慣性力-層間変形関係であり、黒実線は構造計算書から得られる設計上の層せん断力-層間変形関係（トリリニア）である。

20 階建て超高層鉄骨造事務所ビルを写真 5 に示す。この建物では、もともと B1F、8F、19F に地震計が設置されていた 23)。20 層の・本研究で提案した残留変形を考慮した積分方法は、最大応答変建物で観測点が 3 箇所（B1F、8F、19F）の場合、この 3 箇所から全形をより精度よく推定できるが、継続時間の長い地震動に対してて層の加速度応答を適切な精度で推定するのは困難と考えられる。

は、適用に注意が必要となることがわかった。

そこで、図 22 に示すように、今回、4F と 14F に、これまでの地震

2) E-ディフェンスの実験データを用いた提案手法の検証

計と同様の地震計を追加で設置した。これにより、Ⅳ章で示した方・地震時の鉄骨造建築物の梁端部の損傷検知手法として、加速度法によって、B1F を含めた 5 箇所の観測点から、適切な精度で全ての積分による応答変形時刻歴と梁端部の疲労曲線式を用いて梁端の階の加速度応答の推定と梁端損傷度 の計算が可能になると考部の損傷度 を計算して評価する手法を提案した。この手法は、えられる。
図19 で示した被災状況の表示例は、
この建物において、地震時の鉄骨造建物の各層の梁端部の亀裂発生や破断の有無を判2022 年 3 月 16 日に発生した地震の観測記録から計算された被災定する上で有効な手段になり得ることが確認できた。

状況の表示画面である。現状で、部材に損傷が生じるようなレベル

・E-ディフェンスのデータの検討も含め、既往の実験結果に基づの地震は観測されていないが、この建物においても適切に観測がいて梁端部の損傷度 の値と被災度区分等との関係を検討し、対行われ、建物各層の損傷の計算を行うことができると考えられる。

応表を提示した。
3) 建物各層の加速度応答等の推定方法の検討
・実際には全ての階に加速度センサを設置するのは困難であるため、既往研究で提案されている刺激関数の合成によって、限定層の加速度時刻歴データから全層の加速度時刻歴を推定する方法の妥
当性を検討した。
・実在の 52 階建ての超高層建物の解析モデルを用いて検討した結果、1F を含めて高さ方向に 6 箇所ほどの地震計が設置されていれば、建物全層の加速度が推定でき、それらから計算される梁端部の損傷度 の精度も問題ないことが確認された。
4) 実際の建物への適用による実用化技術の検討
・建物管理者が地震後に建物の各階の被災状況を容易に確認できるようにするために、被災状況表示システム（PC）を作成した。
・実際の適用上の問題点などを検討するため、実在する 2 棟の建物（7 階建て鉄骨造、20 階建て超高層鉄骨造）に地震計と被災状況

Ⅵ まとめ
本研究では、鉄骨造建築物の地震時における損傷部位とその状態を即座に検知し判定する手法について、振動台実験や E-ディフ

表示システム（PC）を設置し、観測を行っている。現在までに、観測された地震動に対しては、適切に建物の損傷状態が計算され、表示されている。

ェンスの実験データを用いて検討し、提案した。また、提案した手法を実在の建物に適用して、実用化する上での問題点がないか検討した。これらの検討内容と結果の概要を以下にまとめて示す。

謝辞
本研究は、建築研究所、東京工業大学、大阪大学、東京大学、

1) 地震時の鉄骨造建物の応答変位推定方法に関する検討

京都大学、一般社団法人日本鋼構造協会の 6 者で共同研究を締結

・地震計の加速度記録の積分による鉄骨造骨組の地震時の応答変して実施した。また、一般社団法人日本鉄鋼連盟による「鋼構造位時刻歴の推定方法に関して、1 層 1 スパン鉄骨造骨組の振動台実研究・教育助成事業」の助成金を受けている。強震観測の実施に験等によって、加速度記録の積分による応答変形推定の精度や残あたっては建物管理者・関係者の方々に多大なご協力をいただい

留変形を考慮して計算することの影響等について検討した。

た。ここに記して関係各位に感謝申し上げます。

・一般的な加速度記録の積分による応答変形の推定方法は、鉄骨造骨組の弾塑性領域での応答変形を十分な精度で推定でき、実用参考文献化する上で問題ないことが確認できた。

1) 廣嶋哲、長谷川隆、森田高市、伊山潤、金城陽介：梁端破断を

伴う鉄骨造 2 スパン骨組の地震応答性状に関する振動台実験、裂に着目した繰り返し変形性能、日本建築学会関東支部研究報

構造工学論文集 Vol.65B、2019.3

告集、pp.457-460、2018.3

2) 金城陽介、長谷川隆、廣嶋哲：梁端破断を伴う鉄骨造 2 層骨組13) 鈴木芳隆、石田隆司、阿部雅史、小鹿紀英、長谷川隆：部材疲の地震応答に関する振動台実験、日本建築学会技術報告集、

労曲線を用いた長周期地震動に対する鉄骨造超高層建物の耐No.62、pp.147-152、2020.2

震安全性評価方法の検討、構造工学論文集、Vol.61B、pp.439-

3) 長谷川隆、中川博人、廣嶋哲：鉄骨部分骨組の振動台実験に基445、2015.3

づく梁端部の損傷検知手法に関する研究 その 2 加速度の積

14) 石田隆司、長谷川隆、小鹿紀英、鈴木芳隆、阿部雅史:質点系分による梁端部の損傷の推定、日本建築学会大会学術講演梗概

モデルを用いた超高層鉄骨造建物の梁端損傷度の評価と推定

集、構造Ⅲ、pp.881-882、2017.8

精度向上策の検討、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp.729-

4) 長谷川隆、中川博人、廣嶋哲：梁端破断を伴う鉄骨造 2 スパン

730、2015.9

骨組の地震応答に関する振動台実験 その 4 加速度の積分に

15) 兵庫県、独立行政法人防災科学技術研究所、国立大学法人神よる梁端部の損傷の推定、日本建築学会大会学術講演梗概集、戸大学：地震によって損傷を受けた鉄骨建築物の耐震安全対構造Ⅲ、pp.1047-1048、2018.9

策に関する実験研究、2014.3、

5) 長谷川隆、中川博人、金城陽介：梁端破断を伴う鉄骨造 2 層骨組の地震応答に関する振動台実験 その 3 加速度の積分による梁端部の損傷の推定、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1227-1228、2019.9

https://web.pref.hyogo.lg.jp/kk37/e-defenseh25.html(参照 2020.4)
16) 難波尚、藤谷秀雄、多賀謙蔵、谷明勲、向井洋一、山邊友一郎、梶原浩一、谷和夫、山下拓三、白髪誠一、福岡大祐、森川

6) 伊山潤、廣嶋哲、長谷川隆、森田高市、中川博人：地震時にお翔平：複数回の強震動により累積損傷を受ける実大 3 層鋼骨ける鉄骨造骨組の梁端部の損傷評価に関する振動台実験 その組の E ディフェンス加振実験 : その 1 試験体概要、日本建1 実験計画と荷重変形関係、日本建築学会大会学術講演梗概集、築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.975-976、2014.9

構造Ⅲ、pp.1185-1186、2021.9
7) 廣嶋哲、長谷川隆、森田高市、中川博人、伊山潤、岩田善裕、
沖佑典：地震時における鉄骨造骨組の梁端部の損傷評価に関す
る振動台実験 その 2 損傷経過と疲労性能評価、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1187-1188、2021.9
8) 長谷川隆、中川博人、森田高市、廣嶋哲：地震時における鉄骨造骨組の梁端部の損傷評価に関する振動台実験 その 3 加速度の積分による損傷の推定、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1189-1190、2021.9

17) 国 立 研 究 開 発 法 人 防 災 科 学 技 術 研 究 所 ：「 ASEBI 」
https://www.edgrid.jp より課題名「地震によって損傷を受けた鉄骨建築物の耐震安全対策に関する実験研究」
18) 森川翔平、難波尚、多賀謙蔵、白髪誠一、福岡大祐、梶原浩
一：複数回の強震動により累積損傷を受ける実大 3 層鋼骨組の E ディフェンス加振実験:その 3 加振実験、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.979-980、2014.9
19) 2015 年改訂版 震災建築物の被災度区分判定基準および復旧技術指針 鉄骨造建築物、（一社）日本建築防災協会、2016.3

9) 小林拓未、石田孝徳、島田侑子、山田哲：エネルギーの釣合

20) 斎藤知生：「建物モデルのベイズ更新を用いた地震応答推定といに基づいた残留変形の評価法 その 1 評価法の提案、日本

確率的被災度評価」、日本建築学会構造系論文集、No.683、建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅱ、pp.749-750、2016.8

pp.63-70、2013.01

10) 森田高市、長谷川隆、中川博人:振動台実験データに基づく加21) 平成 23 年(2011 年)東北地方太平洋沖地震において観測され速度積分と疲労曲線による鉄骨造建築物の損傷検知手法の検た強震記録に基づく建築物の地震時挙動の分析、建築研究資討、日本建築学会技術報告集、第 26 巻、第 64 号、pp.957-

料、No.138、(独)建築研究所、2012.9

961、2020.10

22) BRI Strong Motion Observation:http://smo.kenken.go.jp/

11) 国立研究開発法人建築研究所：超高層鉄骨造建築物の繰り返し

23) 中川博人、鹿嶋俊英：千葉市にある鉄骨造高層建物の強震観変形による梁端部破断の検証方法 その 2、長周期地震動対策

測、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅱ、pp.901-902、に関わる技術資料・データ公開特設ページ、2017.4

2021.912) 三木徳人、岩田善裕、長谷川隆、山田哲：鉄骨梁端接合部の亀