粘性ダンパーの基本性能と限界性能および制振効果に関する研究
東京工業大学 西島 正人
１．１ はじめにー力, Cd＝粘性係数, α＝指数係数, Kd＝内部剛性,粘性ダンパーは変形の大小に関わらず、エネル
ud＝粘性要素変形, um＝ダンパーストロークであギーを吸収できる優れた制振装置である。そのたる。なお、添え字｢0｣は最大値を意味する。
Fd
め地震動だけでなく、風揺れに対してなど適用範(a)(b)
Cd, αKd
囲は広い。また、本研究対象の米国メーカー製のum, FdKd ud0um
テイラーダンパーは、そもそも軍事用に開発され(Maxwell 体)た高い信頼性と、世界で多数の採用実績 7)がある。
udum
しかし近年、特に小さな変形ほど、メーカーが提示する規格値による解析では、実挙動が再現で
図 2 (a)ダンパーモデル, (b)Fd-um 関係8)きないとの指摘がある 。従来の仕様規定から、
２．２ 実験概要
性能規定へ移行しつつある現在、建物の要求性能
粘性ダンパーの基本性能を検討するため、振幅は今後より一層多様化すると考えられ、小変形もと振動数を組合せた正弦波載荷(載荷振動数 f =含めたダンパーの実性能の把握が重要である。
0.1, 0.25, 0.5, 1, 2, 3 Hz の 6 種×目標ダンパースト
また、極めて大規模な東北地方太平洋沖地震を
ローク um0 = ±0.5, 1, 3, 6, 12, 24, 36 mm の 7 種の受けて、今後設計で考慮すべき地震動レベルはま
全 41 種)を実施した。試験体は小中大のダンパーすます増大していくと考えられる。制振設計にお容量(それぞれ 500 kN, 1000 kN, 2000 kN )ごとに各いても、より大きな外乱を考慮するためには、制2 本ずつで、規格値 Cd = 49, 98, 196 kN(s/mm)αで振部材自体の限界性能の把握が重要である。しかある。また、全容量共通でダンパーストローク＝し、既往の研究では大振幅・高速度での破壊実験±100 mm、規格値α＝0.38, 規格値 Kd＝∞である。
9)が実施されたのみであり 、文献 1 で想定される
なお、これまでもこのような正弦波載荷は実施
過熱による破壊性状を明らかとした研究もない。 されてきたが 4)、温度計測がなく、載荷による温以上を背景に、本研究では実大の粘性ダンパー
度上昇の影響を含んでいたため、シリンダー表面を試験体とした実験から、小変形を含めた実性能温度を複数点計測し、温度を管理・調節した。
を把握し、4 種の限界状態を想定した実験から、
２．３ 同定法の提案限界性能を明らかとする。そして、解明された限実験データからα, Cd, Kd を得る同定法は複数界性能が、建物の制振効果へ与える影響を論じる。 提案されているが 3), 5)、どれも全正弦波載荷を精２ 基本性能
度良く再現できず、同定値の精度が低いことを確
２．１ 粘性ダンパー概要認した。そこで文献 3 の方法を改善することで全本研究で対象とする粘性ダンパーは、封入した正弦波載荷を図 3 のように精度良く再現できる新粘性体の流動抵抗力をダンパー力として利用す
たな同定法を提案する。
る流動抵抗式である(図 1)。
この方式は外力のエネ
0.5 mm
6 mm
24 mm
Fd (kN)Fd (kN)Fd (kN)
ルギーを粘性体の熱に変え、大気中へ消散するた
0.25 Hz
め、疲労が生じない。
フィメイル メイル
クレビス クレビス シリンダー

ブレース

ブラケット

um(mm)Fd (kN)

ピン シール 材 粘性体

ピストンヘッド

ピストンロッドum(mm)Fd (kN)um(mm)Fd (kN)2 Hz

図 1 粘性ダンパーの構成

粘性ダンパーは非線形の粘性要素とバネ要素の直列体を用いてモデル化され、その荷重変形関係は、荷重を速度の指数乗としたモデルで精度良く表される(図 2)。ここで、図 2 中の Fd＝ダンパ実験
解析um(mm)um(mm)um(mm)

図 3 実験と解析(同定値)の Fd - um 関係の比較

その方法は、α, Cd, Kd を変数として、式(1)の構成則から、Runge-Kutta 法によって Fda を求め、式(2)の R が最小となる最小 2 乗法から求める方法である。なお、式中の Fda＝解析ダンパー力、i＝ス
テップ数、N＝データ数である。

 F t  Fda t  sgn Fda t  da   um t Kd
 Cd 1

(1)

R   Fd ,i  Fda,i  , Cd , K d 2N(2)i 1

２．３ 実性能の把握
2.2 節の同定法で得たα, Cd, Kd から粘性ダンパーの実性能を検証する。図 4 に中容量ダンパーの同定値α, Kd と ud0 の関係を示す。ここで、シンボルは実験値を意味し、破線は全体の傾向が判別しやすいようにシンボルを結んでいるだけである。また、全容量で以下の傾向は同様であった。
まず、αは小振幅では、低振動数ほど 0 に近い摩擦ダンパーの挙動となり、高振動数になるに従って、αが 1 以上の線形粘性ダンパーの挙動となることがわかる。また、大振幅では、振動数に依存するものの一定値に落ちつく傾向がある。
次に、Kd は小振幅では低振動数ほど大きくなる傾向があるが、大振幅では振動数に関わらず、一定値に落ち着く傾向がある。特に 1～3Hz に限定
すると、概ね一定値(Kd=188 kN/mm)であり、規格値の∞では過大評価であることがわかる。
(a)

(b)

αKd(kN/mm)
規格値(α=0.38)

uｄ0(mm)

評価値(Kd=188 kN/mm)

uｄ0(mm)

図 4 中容量ダンパーの(a)α-ud0 関係, (b)Kd-ud0 関係

最後に、これまで Cd はαに依存した単位(kN･(s/mm)α)であることを考慮せず、異なるαをもつ
Cd から、ダンパー性能の評価が試みられていた 4)。
しかし、αが異なる Cd では実性能の評価が困難な
Cd’/Cd(規格値)
ため、式(3)から規格値αのときの Cd に変換す
規格値 C からる 2)。さらに、Cd’を各期待される性能容量の規格値 Cd で除し、50 mm/sその性能を把握する。
u d 0
式中のα’=0.38(規格値),(mm/s)
Cd’= α が規格値のとき
図 5 Cd- u 関係(全容量)の Cd である。
  Cd  Cd  ud 0 
式(3)図 5 に、Cd’ / Cd(規格値)と u d 0 の関係を示す。同図から、50 mm/s 以下の小速度では、規格値で期待される性能が発揮できていないことが分かる。
２．４ 設計で用いるパラメータ
次に 2.3 節を踏まえ、粘性ダンパー設計時に各パラメータをどう設定することが妥当か述べる。
まず、Kd は∞ではなく、一定値とすることが妥当である。近年は Kd=∞としてきたテイラー社でも、この値は不適当として、Kd と支持材剛性 Kbの直列バネの剛性を、ダンパー容量/(ダンパーストローク×0.06)という簡易式で評価している。これを受けて、今回の同定結果から、Kd は簡易式中の 0.06 を、0.04～0.05 とし、Kb は支持材のディティールにあわせて評価することを提案する。
次にαは、制振設計者が調節することは現実的でないため、メーカー規格値を用い、50 mm/s 以下の小速度では Cd を低減して設計することが妥
当である。
また、Kd をここで述べた一定値、αを規格値、規格値αのときの Cd (=Cd’)を用いて、1 サイクルあたりのエネルギー吸収量 Ed を解析から評価す
ると、実験 Ed と比べて、誤差は平均 4 %であり、上記の提案が妥当であるといえる。ただし、α, Cdは振幅・振動数に依存した煩雑な傾向があるため(2.3 節)、ランダム波載荷の解析には、より実状に適合したパラメータのモデル化が必要であった。
３ 限界性能３．１ 実験概要
粘性ダンパーの限界性能を検討するため、以下の 4 種の限界状態を想定した実験を実施した。
・ストローク以上の引張を受けたとき(引張試験)
・ストローク以上の圧縮を受けたとき(圧縮試験)
・高速の振動を受けたとき(高速試験)
・長時間の振動を受けたとき(長時間試験)
引張・圧縮試験は図 6 上のダンパー実験セットアップで、高速・長時間試験は図 6 下に示す入力
変位を 2 倍に増幅する装置を用いた実験セットアップで実験を行った。
アクチュエータ
ダンパーd

既存フレーム

アクチュエータ

ダンパー
拡張フレーム増幅機構d0

図 6 実験セットアップ

また、以下では図 7 に示すように各部を呼称し、各計測箇所での変形を図中の記号のように定義した。なお、試験体は長時間試験では中容量ダンパー、それ以外は小容量ダンパーとした。また、各実験結果は表 1 にまとめる通りである。
ua

usp1

upin1umuc

usc ub1ub2 usc upin2

usp221

ピン接合部 1 ねじ接合部 3 ねじ接合部 1 ピン接合部 2
加力側

反力
側
ねじ接合部 2

シール材
スプライス
接合部 1

図 7 各部の名称と変形の定義

スプライス
接合部 2

表 1 各破壊実験での破壊モード
試験種別
破壊モード
引張
ねじ接合部2で脆性破壊した。
圧縮
ねじ接合部2の破壊後、ねじ接合部1で塑性ヒンジが発生した。
高速
破壊されなかった(ダンパーストロークで最大82 kine)。
長時間シール材が露出し、粘性体が漏れ出す状態となった。

３．２ ストローク以上の引張を受けたとき
図 8 にストローク以上の引張を受けて荷重が生じた時点からのロードセルの荷重 FLC と付加系変形 ua の関係を示す。以下では、(ua(mm), FLC(kN) )を用いて、変形と荷重の値を示し、降伏時、最大耐力時の変形と荷重をδy, Py、δu, Pu と定義する。
図 8 に示すように剛性変化がほとんど生じない
うちに、(9.7, 1115)=(δu, Pu)で、ねじ接合部 2 に破壊が生じ分断されて、荷重支持能力を失った。文
献 6 の方法で、δy, Py を求めると弾性と評価され、塑性率μ=δu/δy=1 である。以上から、引張に対して粘性ダンパーは弾性のまま、脆性的に破壊し、最大耐力はダンパー容量の 2.2 倍だった。

重を支持できた。なお、圧縮試験ではδy=-8.0 mm,Py =-1460 kN でμ=2.7 であり、以上から、粘性ダンパーは引張より圧縮に対して、じん性のある部材であることがわかる。また、最大耐力はダンパー容量の 3.7 倍であった。
３．４ 高速の振動を受けたとき正弦波載荷(3 波)を、f=3.5 Hz に固定し、um0 を±9 mm から順に 6 mm ずつ増やして、アクチュエータの載荷限界速度の 50 kine となる um0=±39mm まで計 6 回載荷した。この力 Fd と変形 um の関係を図 10 に示す。同図の凡例に 9 点移動平均した um の最大速度を示した。また、破壊の判定方
法は、本載荷前の確認載荷(f=1 Hz , um0＝±6 mm)と、本載荷後、シリンダー表面温度が充分低下した後に実施した確認載荷との履歴の比較に拠った。今回の高速試験では、図 10(b)に示すように、本載荷前と全載荷後の確認載荷で変化がないことから、破壊していないと判定する。すなわち、粘性ダンパーは 82 kine 程度の高速度では破壊されなかった。
(a)

(b)

Fd (kN)Fd (kN)um(mm)

um(mm)FLC(kN)
ねじ接合部 2 で破壊(9.7 mm, 1115 kN)

ua(mm)
ねじ接合部 2で完全に分断(10.1 mm, 1103 kN)

ua(mm)

図 10 高速試験での(a)本載荷と(b)確認載荷除荷
スプライス ピンの降伏
すべり後 (-13.5, -1690)(-16.5, -1490)
耐力低下(δy, Py)

ねじ接合部 2で破壊
スプライス (-15.1, -1700)
最大耐力
すべり前LC(-21.6, -1870) (-16.0, -1760)

F (kN)

図 8 FLC-ua 関係(引張試験)

図 9 FLC-ua 関係(圧縮試験)

３．３ ストローク以上の圧縮を受けたとき
図 9 にストローク以上の圧縮を受けて、荷重が生じた時点からの FLC と ua の関係を示す。
以下に、圧縮試験での破壊の進行状況をまとめる。
1) (-13.5, -1690)でピン接合部 1 のピンが降伏した。
2) (-15.1, -1700)でねじ接合部 2 が破壊した。
3) (-16.0, -1760)でスプライス接合部 1, 2 ですべり。
4) (-21.6, -1870)で最大耐力に達した。
5) ねじ接合部 1 が塑性ヒンジとなり耐力低下。
6) (-23.9, -1380)まで載荷し、以降除荷した。
ここで、ねじ接合部 2 の破壊後、再度荷重を支持できたのはメイルクレビスがブレースの厚みの縁に接触したためである。また、スプライス接合部 1, 2 でのすべり後も支圧支持となり、再度荷３．５ 長時間の振動を受けたとき
長周期地震動を考慮して、f=0.25 Hz , um0＝±20mm の載荷(40 階程度の超高層建築(固有周期 Tf=4s)で 1/170 程度の層間変形角θを想定)を、ダンパーの破壊が確認されるまで計 4 回実施した。載荷内容と載荷後の損傷状況、確認載荷の結果は表 2にまとめる通りである。
図 11(a)に本載荷の 1 例として No.2 の力 Fd と変形 um の関係を示し、図 11(b)に本載荷前と全載荷後の確認載荷での Fd-um 関係を示す。また、図 12に No.2 の載荷回数と各サイクルの最大ダンパー
力 Fd0, i と 1 波目の最大ダンパー力 Fd0, 1 の比、表面温度(シリンダー中心とピストンロッド(図 13(a)))の 2 軸グラフを示す。
これまで流動抵抗式の粘性ダンパーは、長時間の載荷による Fd の低下が小さいと示されていたが 7)、図 11(a), 図 12 に示すように、50 波(3 分 20秒間)で 0.8 倍、150 波(10 分間)で 0.6 倍、450 波(30分間)で 0.4 倍の著しい低下が確認された。また、長時間載荷での破壊性状はシール材の露出や、粘性体漏れ(図 13)が生じるだけで安定しており、No.2 までは目視での異常は見られず、No.3 ではシール材の露出にも関わらず、確認載荷に問題がなかったことから、その耐久性は非常に高い。
最後に、図 11(b)に示すように全載荷終了後のFd-um 関係は粘性体の漏れに起因するガタが生じていることから、破壊したと判定する。
表 2 長時間試験内容
No. 載荷時間
123410分間
30分間
1時間
3時間

(a)

載荷回数
載荷後の損傷(破壊)状況
確認載荷
連続 累計
150 150
異常なし
問題なし
450 600
異常なし
問題なし
900 1500
シール材が露出
問題なし
F-u2700 4200 シール材の露出が進行。粘性体漏れ d m 関係にガタ

Fd (kN)(b) Fd (kN)um(mm)

um(mm)

図 11 長時間実験での(a)本載荷と(b)確認載荷を示す。同図中の白丸から、30 分間もの長時間の震動でダンパー性能が 0.4 倍となっても、加速度応答は変化がなく、変位応答も 1.18 倍程度である。
よって、ダンパー性能が著しく低下しても、制振効果が急激に低減するわけでないことが分かる。
４．２ ダンパーが破壊される地震動レベル
3 章で述べたように、長時間の載荷を除けば、3.1, 2 節で述べたようにストローク以上の変形を受けたとき、ダンパーが破壊される(これまで想定してきた超高層建築ではθ≒1/30)。また、対象のθと骨格曲線が交わる点に、相似形となる特性がある制振性能曲線が交わる倍率が対象の地震動レベルとなるので、4.1 節の地震動レベルの約 4.7倍でダンパーが破壊されることがわかる(図14右)。
この評価では線形スペクトルを用いたため、実際は架構の塑性化から周期はやや長くなるものの、減衰が大きくなり、変位はやや小さくなると考えられるので、安全側の評価である。
SA (m/s2) 52 1.5 10.5

表面
温度(℃)

Fd 0 , i
Fd 0 ,10.2

Kb*/Kf =1.5

応答スペクトル(Lv.2, 2 種地盤, h=2 %)応答スペクトル(Lv.2, 2 種地盤, h=2 %)システムの3

1 0.5

Tf =4 s
1/170

載荷回数 (cyc.)SA (m/s2)

Kb*/Kf0.2

骨格曲線Kd’’/Kf

黒線の交点は設計値
そこから右へ順に50 回, 150 回, 450 回
振動継続時の応答値

×4.7

θ
(rad.)

θ
Tf =4 s1/170(rad.)1/30

図 12 載荷回数と Fd0, i / Fd0, 1、表面温度の関係(a)

ピストンロッド
温度計測位置(b)

露出が進行

シール材の露出

粘性体漏れ

図 13 各載荷での損傷状況

４ 制振効果への影響
４．１ ダンパー性能が低下したとき
本節では設計用応答スペクトルと制振性能曲線を用いることで、時刻歴解析のような特解ではなく、より一般的な傾向について論じる。
まず、3.5 節で想定した超高層建築が長周期地震動を受けて、ダンパー性能が低下した場合を考察する。長周期地震動による応答レベルを設計用応答スペクトル(レベル 2(極稀), 2 種地盤, 地域係
数 Z=1.0, h=2 %)として、制振性能曲線に基づいて
θ =1/170 となるよう設計した場合(Kd’’/Kf=0.5,Kb*/Kf=1.5)を考える。なお、高さ H=160 m(階高 4 m×40 層) として、応答変位 Sd から等価高さHeq=2/3H を除してθを求めた。また、Kf=架構剛性, Kb*=等価支持材剛性である。
図 14 左にこのときの応答加速度 SA とθの関係

図 14 SA-θ関係(左=性能低下の影響、右=ダンパー破壊時)

５ まとめ
実験と高精度な同定法から基本性能を明らかにし、設計時の要点をまとめた。また、種々の実験から限界性能を検討し、それらを踏まえて、制振効果に及ぼす影響を論じた。
【参考文献】
1) 日本免震構造協会 (JSSI)：パッシブ制振構造設計・施工マ
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3) 有馬義人，他：4 種制振ダンパーの実大動的加振実験，日本建築学会学術講演梗概集，pp.863-864, 2008.7
4) 関川久範：粘性ダンパー、オイルダンパーを用いた実大 5層建物の実験に基づく構造および設備機器の応答に関する考察，2010 年度東京工業大学修士論文
5) 山際創：粘性･オイルダンパーをもつ実大 5 層建物の実験結果に関する解析的考察, 2011 年度東京工業大学修士論文
6) 笠井和彦，徐養会：アングルを用いたボルト半剛接の繰り返し弾塑性挙動に関するパラメータ実験研究，日本建築学
会構造系論文集，第 560 号, pp.169-179, 2002.10
7) 明友エァマチック株式会社：免震・制振用テイラーフルー
ド粘性ダンパーカタログ
8) D. Konstantinidis, J. M. Kelly, N. Makris: In-Situ Monitoring ofthe Force Output of Fluid Dampers: Experimental Investigation;
PEER 2011/103, 2011.49) H. K. Miyamoto, et al.: Limit States and Failure Mechanisms ofViscous Dampers and the Implications for Large Earthquakes,
Earthquake Engng Struct. Dyn, 2010