水平２方向変形を受けるせん断パネルダンパーの力学挙動

1． はじめに反力フレーム

近年，地震入力エネルギーを制振部材に吸収させることにより，主架構(柱,梁)の損傷を抑制する制東京工業大学

山本 優子

水平トラス梁(直交2組4本)

鉛直ジャッキ(直交 2 組 4 本)振構造が広く普及している．制振部材は，基本的には面内挙動の把握が重要であり，これまでに数多くハット治具の研究が行われている．しかし，実際の建物は3 次元的に挙動するため , 面外方向や水平 2 方向の1)など試験体
載荷台
Z

パーを対象とした水平2方向の繰り返し載荷実験を行い，面外方向の挙動だけでなく，水平2方向の挙パーはパネルウェブとフランジからなる断面を指す．パネルウェブは板厚6mmの低降伏点鋼を用い,表と裏で直交するように縦あるいは横方向の座屈補剛材を配して一辺の幅厚比が 36 の正方形のサブパネルを構成する.使用鋼材の材料試験結果を表1に示す .
2.3 計測計画
計測項目は，荷重，変位，ひずみである．荷重は水平トラス梁に取り付けられた2分力計ロードセルにて計測する．計測の概要を図3に示す．変位はす
べて載荷台からの相対変位として，せん断パネルダ
ンパー4隅の表裏に取り付けたターゲットの8点の面内・面外方向の水平変位および鉛直変位を計測した．面内・面外方向のせん断変形角 は ,水平変形をせん断パネルダンパー高さ(h0:660mm)で除した変リニアスライダー

図 1 セットアップ
220 220220200水平スチフナ54 54

フランジ

ブラケットウェブ

50

ベースプレート
900

Z545

220 220

パネルウェブ

1090

220545

座屈補剛材

300

Z

X(面内）

Y(面外）

図 2 試験体の概要
表1 使用鋼材の材料試験結果
sysut
Y.R.
(mm) (N/mm2) (N/mm2) (%)
LYP225619828876
SS400
627043362SM490A
1941355475部位

鋼種

パネルウェブ
座屈補剛材
フランジ

ブラケットウェブ
SM490A
水平スチフナ

1636250871eu(%)
44404142t : 板厚 , y : 降伏点 , u : 引張強さ ,Y.R.: 降伏比 , u : 破断伸び
l2=660xu1(3)XXyu1(3)
yu2(4)

xb1(3)
yb1(3)

Z(鉛直）
Y(面外）
X(面内）

zb1(3)

l1=679yb2(4)
zb2(4)

xu2(4)

xb2(4)

面内方向の変形角 X

200

2.2 試験体
試験体の概要を図 2 に示す．せん断パネルダンX(面内）

h0=660動を検討する.
2. 実験計画
2.1. 実験計画
セットアップを図 1 に示す．実験装置は反力フ
レーム，ハット治具，十字梁,載荷台からなる．載荷台は下部をリニアスライダーにより支持し，水平方向に直交する2台の水平ジャッキを取り付けている.試験体は，上部を十字梁に，下部を載荷台に固定し，水平ジャッキにより水平2方向の変形を与える．実験中は，試験体の高さを一定に保つために鉛直ジャッキの変位を一定に保持し，試験体に逆対称曲げを作用させる．

水平ジャッキ(水平2方向)YY50挙動に関する検討も要求されるようになってきている 2),3) など．本研究では，間柱型のせん断パネルダン十字梁

19 100面外方向の変形角 Y

図 3 計測の概要

形角から，せん断パネルダンパー下部の鉛直方向の変位計より得られる回転成分 を除去したものである．
2.4 載荷方法
変位軌跡を図4に示す．本実験のパラメータは面内・面外方向の変位軌跡とし，面内方向のみ，面外方向のみ，水平2方向載荷の3種類を用意する．面

3種類

もしくは
面外載荷0.5， 1， 2 ‚1

面内載荷内方向のみ，面外方向のみは，対応する水平ジャッキのストロークを制御することで所定の変形角を与える．一方の水平2方向載荷では，2台の水平ジャッキのストロークを同時に楕円状(12角形)を描くようX(面内)Y(面外)水平1方向載荷に制御することで，層間変形角Rを与える．水平2方向載荷としては，面内：面外=1:0.5，1:1，1:2の

図 4 変位軌跡

3パターンを用意する．
次いで，載荷プログラムの一例を図5に示す．実3.0
2.0

R［%］面内の変形角

フェーズ I

Mp

Y(tw 224［tw/2< ≦ B/2 のとき］

Mp

X

Mp

Y

d w 2 tw4wy

Mp
Mp

Ywy2

d w2 tw40py2)
fy2t f (B2 4wy…(1)fy(d w t f ) t ft f 3 (d w t f ) 216 2［B/2< のとき］
X(d w t f ) t ft f (B2 4) dw

Q

R［%］面外の変形角Y1.51.0［0< ≦ tw/2 のとき］
2フェーズ IIY

2軸曲げとせん断力を受ける試験体の降伏耐力を検討する．まず，2軸曲げによる全塑性曲げ耐力Mpを考える．対象とする断面は,より大きな曲げモーメントが作用するブラケット断面とする . 本論文
では，面内方向の曲げモーメントを XM(Y 軸まわり)，面外方向の曲げモーメントをYM(X軸まわり)とする . 全塑性曲げ耐力 Mp については，2 軸曲げ作用時における中立軸位置を図 6(a)のように考える．図 6(b)は図 6(a)のときの断面の応力度分布である.X軸から中立軸までの距離をパラメータ とし , それぞれ全塑性曲げ耐力は(1)～(6)式で与えられる．

wyRX2.5. 試験体の降伏耐力
2.5.1 2 軸曲げ連成d w22X

step

負各 2サイクルの漸増振幅載荷(フェーズⅠ)と，XR=±3.0％の一定振幅載荷(フェーズⅡ)を行う．

MpQX

験は面内方向の層間変形角XRを基準として行う.すなわち，XR =0.1，0.3，0.6，1.0，1.5，2.0，3.0% の正X

水平2方向載荷fy2

fy2(d w t f ) t f B)

fy…(2)

stepRY

フェーズ I

フェーズ II

図 5 載荷プログラム(面内：面外 =1：0.5 の例）
nY
(面外）

Y(面外）

引張X
(面内）

X(面内）

圧縮
yntfn(a)中立軸位置ndwtf

B(b)応力度分布

図6 全塑性曲げモーメントにおける応力度分布

2.5.2 降伏せん断耐力
せん断耐力については, 面内方向ではパネルウェブのせん断降伏により，面外方向ではフランジのせん断降伏により決まるものとする．すなわち，面内方向の降伏せん断耐力XQy は，パネルウェブの降伏せん断応力度にパネルウェブの断面積Apw を乗じたものである．同様に，面外方向の降伏せん断耐力YQyは，フランジの降伏せん断応力度にフランジの断面…(3)積Af を乗じたものである．
3. 実験結果と考察…(4)

3.1 試験体の損傷状況と実験経過
まず，試験体の損傷状況と実験経過をみる.試験

…(5)
…(6)

これら全塑性曲げ耐力に対応するせん断力 XQp，Q は，境界条件を両端固定として得る .
Y p

体の損傷状況を表2に,代表する損傷状況を図7に示す．面内方向載荷のみの損傷状況は，せん断変形がパネルウェブに集中し，中段のサブパネルにせん断座屈が確認された(図7左)．載荷は±3.0%を50サイクルまで行い，最終的にはサブパネルに亀裂がみられた．一方，面外方向載荷のみでは試験体全体が曲表 2 試験体の損傷状況
X g= 3.0%

パラメータ

面内方向のみ弾性サイクル 剛性数[回] [kN/%]
50

2282

面内耐力[kN]～ Xg= 2.0%
Xg= 3.0%～max
minmaxmin595-615692-712

累積塑性
変形倍率

1789
82

ベースプレートとフランジ溶接部の亀裂

1773

せん断変形，中段のサブパネルのせん断座屈，中段のサブパネルでの亀裂

面外方向のみ面内：面外=1：0.5

面内

面内：面外
=1：1

面内

面内：面外
=1：2

面内

面外

2138

50-597705-703

207
2305

50

50
608-598682-693

244

面外
面外

595

2128

20

1691
188

621-595

707-677

290

853
224

フランジ全幅破断
面内のみ

1:2

破壊状況
せん断変形，中段のサブパネルのせん断座屈，中段のサブパネルでの亀裂

フランジ

せん断変形，中段のサブパネルのせん断座屈
ベースプレートとフランジ溶接部の亀裂
せん断変形，中段のサブパネル1つのせん断座屈せん断座屈
ベースプレートとフランジ溶接部の亀裂，フランジ全幅破断

面内のみ

800 X Q [kN ]

面外のみ
X

X
X

X

Qy

8 00

Y

Q [kN ]

Y

R [% ]YY

6.0

R [% ]

6 .0

せん断変形角 X

エンドプレート

X

Qy

せん断変形角
層間変形角R

層間変形角 XR

図7 代表的な試験体損傷状況

げ変形し，フランジとベースプレートの溶接部に亀裂が生じた．これに対し，水平2方向載荷では，全ての試験体でせん断パネルでのせん断変形，中段のサブパネルにせん断座屈がみられた．また，面内：
面外=1:1，1:2ではフランジとベースプレートの溶接部に亀裂が生じ，面内：面外 =1:2 ではベースプ
レート付近でフランジの全幅にわたって破断が進展した(図 7 右)．
3.2 せん断パネルダンパーの挙動
3.2.1 荷重変形角関係(フェーズⅠ:漸増振幅載荷）
次いで，フェーズⅠにおけるせん断パネルダンパーの変形性能についてみる . 履歴性状について，荷重-変形角関係を図8に示す．縦軸はせん断力Q，横軸はせん断変形角 および層間変形角 R である．
ここで，面内方向の降伏せん断耐力を破線で示す.
面内方向のせん断パネルダンパーの挙動は，変位軌跡によらず,最大耐力と弾性剛性にほとんど差がない.また，降伏耐力はパネルウェブのせん断降伏で決まっており，安定した紡錘型の履歴性状を描いている.ブラケットを含む全体挙動と比べると，膨らんだ履歴性状を示しており，ダンパーの寄与が大きいことが分かる.
一方，面外方向のせん断パネルの挙動は，面内：面外=1:0.5，1:1では，ほぼ弾性挙動に留まっているのに対し , 面外のみ，1:2 では，弾塑性挙動を示している.また,ブラケットを含む全体挙動と比べると，曲げモーメント分布の反曲点に近いため，せん断パネルの寄与が小さいことが分かる.
3.2.2 ダンパーの変形割合(フェーズⅠ:漸増振幅載荷）
ここで，層間変形に対するせん断パネルダンパー

1:0.5

800 X Q [kN ]

800
X

X

Y

R [% ]X

Q [k N ]

Qy
Y

Y

6.0
X

6 .0

Qy

1:1

800 X Q [kN ]

800
X

X

Y

R [% ]X

Q [k N ]

Qy
Y

Y

Qy

1:2

800 X Q [kN ]

800
X

X

X

Y

Q [k N ]Qy

R [% ]YY

R [% ]
6 .0

6.0
X

R [% ]
6 .0

6.0
X

R [% ]

Qy

図 8 荷重 - 変形角関係(フェーズⅠ)
ダンパー変形角

6.0

X[%]

6.0

ダンパー変形角X[%]層間変形角

層間変形角

R [%]

XX

R [%]

6.0

6.0

面内のみ1:2

図9 面内方向のせん断変形角-層間変形角関係

6.0

ダンパー変形角
Y[%]

6.0

層間変形角

R [%]

Y

6.0

面外のみ

ダンパー変形角
Y[%]

層間変形角

R [%]

Y

6.0

1:2

図10 面外方向のせん断変形角-層間変形角関係

の変形割合を検討する.まず，面内方向のダンパーの層間変形に対する変形割合を図9に示す．縦軸をダンパーの変形角 X ，横軸を層間変形角 XR とし，ベースプレートを除いた試験体高さ h1(h1:990mm）
をダンパー高さhDで除した比を破線で併せて示す.
面内のみ，面内：面外=1:2どちらも破線に対応した履歴を示しており，幾何学的条件に応じた変形をダンパーに集中させられていることが分かる.
同様に面外方向についてもダンパーの層間変形に対する変形割合を図10に示す.面外方向についてはダンパーの変形はほとんど生じておらず，フェーズⅠの履歴性状については，変位軌跡の違いによる面内挙動への影響は見られなかった．
3.2.3 最大耐力の比較（フェーズⅡ:一定振幅載荷）
一定振幅載荷時における繰り返し変形性能を図1.0

Q/XQmax

面内のみ

X

1:2

1:1

1.0
1:0.5

Q

Q/YQmax

1:0.5

Y

1:1

面外のみ

X

0.5

1:2

0.5
n［サイクル］
10203040Q

Y50n［サイクル］
1020304050(b) 面外方向(a) 面内方向

図 11 各サイクル最大・最小耐力の比較(フェーズⅡ)
全塑性2軸曲げ耐力
600
上から 1.0Af ，0.8Af ，0.5Af ，0.2Af ，0.0Af

Q[kN]

YQ[kN]

X

-3500

面内挙動

3500

せん断耐力

11に示す．縦軸は各サイクルの最大耐力Qを全サ
面内:面外=1:2
面外挙動
面内3.0%実験結果
イクルの最大耐力で除した値，横軸はサイクル数-600
図12 実験結果とフランジ幅を低減した降伏曲面である．最大耐力は，面内：面外=1:0.5，1:1では，いずれの方向も50サイクルまで最大耐力の9割以の相互作用は小さいと言える .
上を維持している.一方，1:2ではフランジの片側
4. まとめにおいて溶接部に亀裂進展が生じたため(図7右)，水平 2 方向変形を受ける間柱型のせん断パネル
10 サイクル目から急激に面外方向耐力が低下しダンパーの面外方向および水平 2 方向の挙動を把た．しかしながら，面内方向の最大耐力は 9 割以握するために実験を行った . 得られた結果を以下上を維持していることが分かる．にまとめる .
3.3 面内・面外の相互作用［1］せん断パネルダンパーの耐力は , 面内方向に
ここで，フランジの断面減少が耐力に及ぼすついてはパネルウェブのせん断降伏によって決ま影響を検討する . 一定振幅載荷時における面り，面外方向についてはブラケットの曲げ降伏に内：面外=1:2の実験結果を降伏曲面と併せて図よって決まった .
12 に示す．縦軸と横軸はそれぞれ面外・面内方 ［2］水平 2 方向載荷では，ブラケット部のフラン向のせん断力 YQ と XQ を表す . 降伏曲面はパネジが全幅にわたって破断するような面内：面外
ルウェブの降伏せん断耐力と，(1)~(6) 式のブラ=1：2の厳しい条件下でも，面内方向の耐力，剛性ケット断面の2軸の全塑性曲げ耐力である.2軸は，1方向載荷と同等の性状を示し，安定した復元曲げについては，フランジの幅を 1.0，0.8，0.5， 力特性を得られた .
0.2，0.0 倍と低減した曲線もそれぞれ示してい ［3］ブラケットウェブのみで十分に面内方向の耐力る . 実験結果をみると，亀裂進展に伴う面外方を確保できれば，面内・面外の相互作用の影響が小向耐力の低下は，フランジの断面積の減少を考さく，面内方向の性能を確保できることを示した.
参考文献
慮した 2 軸の全塑性曲げ耐力とよく対応してい1)玉井宏章ほか：せん断パネルダンパーの最適スチフナ曲る . 一方，面内方向についてはいずれの場合もげ剛性比について，日本建築学会構造系論文集，第79 巻，せん断降伏により耐力が決定しており，フラン
第 706 号，pp.1983-1990，2014.12
ジの亀裂進展に伴う断面積減少の影響を受けて
2) 大出大輔ほか：面外変形が高力ボルト摩擦接合滑りダンパーの性能に及ぼす影響，鋼構造年次論文報告集，第25巻，いない . したがって，このようにブラケットウェブで十分に面内方向の耐力が確保されていれば，ブラケットのフランジがほぼ全幅に渡って破断するような損傷が生じても , 面内・面外

pp.919-924，2017.11
3)小﨑均ほか：二方向地震動入力を受ける座屈拘束ブレース付鉄骨架構のブレース構面外応答，構造 工学論文集，Vol.61B，pp.401-408，2015.3