広島工業大学紀要研究編
第 41 巻（2007）pp. 109-116

論

文

ブレース付き鋼構造骨組の地震応答性状に関する振動台実験高松 隆夫＊・玉井 宏章＊・岡部 政和＊＊

（平成18年10月30日受理）

Shaking Table Tests for Earthquake Response Characteristics of Steel Braced Structure
Takao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI and Masakazu OKABE(Received Oct. 30, 2006)

Abstract
Static experiments on steel frames with non-compression braces have been carried out. Thebrace is employed as an earthquake resisting element, and therefore the function of the noncompression brace must be efficient in dynamic loading tests. Shaking table tests on the steelframe with the non-compression braces were conducted to clarify the function of the braces.
The following conclusions were drawn from the experimental results. 1) In the case of steel
framed structure with conrentional braces, the braces buckled. And the response magnification
factor of acceleration after brace buckling was twice higher than befor buckling. 2) In the caseof steel framed structure with non-compression braces, the braces did not buckle. Therefore theresponse magnification factor of acceleration did not change during dynamic loading.
Key Words: non-compression brace, existing-type brace, shaking table experiment, response
magnification factor

１．序

このような背景から，著者等は在来型ブレースと同等の論

断面寸法を有し座屈を生じることのない新しいブレースと2000 年鳥取県西部地震および 2001 年芸予地震における鉄骨造建物の被害として，体育館のブレースの座屈や破断して，ノンコンプレションブレースと名付けたブレースの開発・研究を行っている４）５）。

が挙げられる１）。特に，ブレースの座屈により非構造部材

本ブレースは，ブレース端部に楔機構を設置することで，１）圧縮変形時に曲げ座屈や局部座屈を起こさない；への損傷も確認されている。
このような被害が発生した場合，建物の管理者から立入

２）繰返し変形時に履歴特性がスリップ型とならずエネル禁止や使用中止の措置が講じられることが多く，その結果，ギー吸収が十分期待できる；３）降伏耐力や降伏後剛性を体育館が避難所としての役割を果たせないことになる。

容易に設定できる；４）エネルギー吸収能力も容易に把握

一方，座屈現象を起こさせないブレースとして座屈拘束しうる；という４つの性能を有している。これらの性能に，近年，様々な性能検証が行われついては，静的載荷実験及び前報６） で動的載荷実験におている。しかし，このブレースは軸方向力を負担する心材いても想定通り性能を発揮することは検証してある。しかと座屈を拘束するコンクリート等の座屈補剛材で構成されしながら，前報では入力地震波の卓越振動数をブレース付ており，在来型ブレースと比べて断面寸法が大きくなるこ架構の共振振動数近傍としたため，座屈を起こさない本ブと等の問題点がある。

レースでは常に共振現象を起こす結果となった。

ブレースが開発され

２）３）

＊＊＊

広島工業大学工学部建築工学科＊＊＊

広島工業大学工学研究科建設工学専攻― 109 ―

高松隆夫・玉井宏章・岡部政和

そのため，今報では入力地震波をブレースが設置していを 1,152kg とした。なお，ブレースは，振動方向の対角線ない架構の共振振動数近傍とすることで，在来型ブレース上に対で設置した。ブレースの初期導入軸力に関しては無付架構はブレースが座屈した事で固有振動数が低下し，入軸力とし，ナットを手で締める程度に留めた。

力地震波の卓越振動数近傍となり共振を起こし座屈後からブレースは，長さ 1,030mm の丸鋼棒（M ９，SS400）を加速度応答倍率が上昇することを確認し，本ブレース付架使用し，長さ１／３の位置にブレース軸耐力を調整するた構は座屈を起こさないために常に共振を起こさないことをめの塑性化部位（Fuse：PL-2.05 × 3，SS400）をボルト接確認する。そのことで，本ブレースは在来型ブレースに比合した。架構諸量を Table １に示す。
また，楔，テーパー付座金のテーパー角度は 30°とし，べ耐震要素として有効であることを検証する。

摩擦係数を十分大きくするために，楔とテーパー付き座金

２．試 験 概 要2.1の接触面を発錆させた。なお，ブレース端部に間隙を生じた際に楔が確実に貫入するように，圧縮コイルバネ（唱和架構

架 構 の 全 体 図 お よ び ブ レ ー ス 端 部 の 詳 細 図 を Fig.1，

発条製，バネ定数 1.62 〜 1.86N/mm）を楔上部に設置した。

Fig.2（ a ），（ b ）に示す。また，ブレースの詳細図と塑性化部位（Fuse）の詳細図，楔およびテーパー付座金の詳細

2.2６）

図は前報

楔機構

本ブレース架構に地震水平力が作用すると，ブレースはに示してある。

架 構 は， 柱（PL-140 × 9，SS400） と 梁（H-100 × 100

引張り方向に対しては効率よく引張抵抗し，ブレースが塑×６× 8，SS400）を溶接により剛接合した１層１スパンの性変形して地震入力エネルギーを吸収する。一方，ブレー架構を２組並列させ，H 形鋼梁下フランジを PL-85 × 1,000

スは圧縮する方向に対してはブレース端部がローラー支持× 15，SS400 と PL-150 × 1,000 × 15，SS400 により連結しの状態となっているため，ブレース端部が離間し，ブレーた立体骨組である。そして，架構に錘（PL-200 × 1,000 ×

スには圧縮力が作用せず，座屈を起こさない。尚，ブレー25）を 26 枚（約 1,000kg）積載し，質点としての質量；mス端部が移動することで生じた間隙に，予め設置してある

Fig.1

ノンコンプレションブレース付架構（a）在来型ブレース（b）ノンコンプレションブレース
Fig.2

ブレース端部詳細図― 110 ―

ブレース付き鋼構造骨組の地震応答性状に関する振動台実験

初期状態

材端部移動
Fig.3

楔貫入後楔の動作機構

Table1 架構諸量
質量
降伏耐力
純鉄骨架構

ブレース

1,152（kg）
10,936（N）

fy

弾性剛性 Kf

728（N/mm）

水平降伏変位

10.9（mm）

降伏耐力

2,862（N）

by（１本）

弾性剛性 Kb

6,943（N/mm）

累積塑性変形量（水平方向）

15.0（mm）

ラーメンとブレースの剛性比（Kb / Kf）

8.23

注）純鉄骨架構とは、ブレースが設置していない架構である。
又、弾性剛性は SWEEP 試験より求めた。

Fig.4

楔がバネの復元力により貫入するため，ブレースには緩み

楔及びテーパー付座金の平衡図……………………………………（2）が生じない。
従って，本ブレースは座屈を生じないことから，細長楔に滑り生じないためには，次式が成立する必要がある。

比の大きなブレースを利用でき，比較的長いスパンの架構………………………………………（3）に対してもブレースの断面を過大にすることなく適用でき

式（1），（2），（3）より次式が表される。

る。楔が貫入していく様子を Fig.3 に示す。
2.3…………………………………（4）

楔及び座金のテーパー角度

楔とテーパー付座金との静止摩擦係数の最小値が，0.701

ブレースに引張力が作用する時，引張力を伝達し，ブレーであるので，楔のテーパー角（ ）が 35°以下の形状であスを効率よく塑性化させるためには，楔とテーパー付座金

れば，ブレースからの圧縮力の大小にかかわらず，滑ることの間に滑りを生じさせてはならない。Fig.4 に示すようとはない。に，水平面上に置かれた楔にブレースからの圧縮力がテーパー付座金を介して作用し，摩擦力と釣り合って静止して2.4いる状態を考える。

加振装置

加振装置を Photo. １に示す。本実験の加振装置は，水座金の摩擦面の外向き法線とブレースからの作用力：P

平垂直同時２軸振動試験機（島津製作所 EHV- ５x/ ４z 形）とのなす角を とすると，摩擦面に垂直な力：N と平行な力：を使用した。又，加振は，振動台加速度： b をフィードバッ

S は，それぞれ次式で表される。

ク制御する加速度制御とした。

，……………（1）2.5

摩擦面の静止摩擦係数をμとすると，静止摩擦力：F は次式で表される。

計測方法

計測には加速度計（A.T），ひずみゲージ（W.S.G），変位 計（D.T） を 使 用 し た。 各 セ ン サ ー の 取 付 け 位 置 をFig.5 に示す。

― 111 ―

高松隆夫・玉井宏章・岡部政和

Photo.1

加振装置

Fig.6

計測記号

Fig.5 計測点位置

加速度の計測は，振動台中心位置と錘上部の中心位置及である。

び錘上部の中心から 375mm 離れた位置の振動方向の加速度：

b，c及びsについて行った。質点に作用する層せん断力：Q は，質点の質量：m と表裏構面における柱の断面両端のひずみの平均値から，各断面の曲げモーメントは，次式で算定できる。

c との積として算定する。

…………………………………（5）………………………………（7）
ここで は，変位の測定は，層間変位： とブレース材端部に設置し…………………………………（8）た楔の貫入変位： SL, SR について行った。

ここに，E は柱のヤング係数，D は柱の断面せい，I は各変位量は，表裏の構面における２本の変位計からの計測値を平均して求めた。

柱の断面２次モーメントである。

応力の計測は，フレームの負担する層せん断力：Qf ，フレームの左下−右上及び右下−左上対角方向ブレースの軸なお，Fig.6 として各計測点における記号を簡略的に示す。

力：TL ，TR について行った。

TL ，TR は表裏構面における２本のブレース軸部の軸ひず2.6みの平均値と軸剛性から算定し，Qf は表裏各構面について，柱 16 ヶ所に貼付したひずみ値の値から次式により算加振プログラム

試験を行う架構は在来型ブレース付架構，ノンコンプレションブレース付架構の２種類である。
補助実験として，水平打撃力を与え，自由振動させる定した。

インパルス試験，及び，振動数を１Hz につき 10 秒づつ加振し合計 210 秒間，つまり１〜 20Hz まで変化させていく………（6）SWEEP 試験を行った。本実験は，地震波加振実験『宮城は左側柱及び右側柱におけ県沖地震開北橋第１種地盤（1978）』を行った。なお，振動る上下２点の曲げモーメント，Ia ，Ib は，左側及び右側柱に台中心の加速度を在来型ブレース付架構及びノンコンプレおける曲げモーメント計測間距離ションブレース付架構共に約 800gal として加振を入力した。

ここに，― 112 ―

ブレース付き鋼構造骨組の地震応答性状に関する振動台実験

Fig.7 宮城県沖地震開北橋第１種地盤の卓越振動数

Fig.9

共振曲線

各架構についての実験結果を Fig.9 に比較して示す。
以下に，SWEEP 試験により得られた知見を示す。
（a）在来型ブレース付架構及びノンコンプレションブレー
ス付架構は，ブレースが設置してあるため固有振動数（a） 在来型ブレースが高くなった。
（b）在来型ブレースの固有振動数は 11Hz であり，加速度応答倍率は約 6.8 倍となった。
（c） ノンコンプレションブレース付架構の固有振動数は13Hz であり，加速度応答倍率は約 4.6 倍となった。

（b） ノンコンプレションブレース

3.3

Fig.8 インパルス試験結果

地震波加振実験

在来型ブレース付架構及びノンコンプレションブレース付架構の２体についての地震波加振実験を行った。
Fig.10（a），（b）は振動台加速度：

尚，Fig.7 にフーリエスペクトル解析による通常の宮城県沖地震開北橋第１種地盤の卓越振動数を示す。

c

加速度応答倍率

３．実験結果及び考察
3.1の応答時刻歴，Fig.11（a），（b）はbと錘中心加速度：bとcにおけるの時刻歴を，それぞれ，示す。なお，

Fig.11（a），（b）の加速度応答倍率は，５秒間隔での平均とした。Fig.12（a），（b）は Stage. １区間における層せん

インパルス試験

インパルス試験の実験結果を Fig.8 に，在来型ブレース断力：Q と層間変位： の関係とブレースが負担する層せ付架構とノンコンプレションブレース付架構を，それぞれ，ん断力：Qb と層間変位： の関係を比較した図，Fig.13（a）,示す。

（b）は Stage. ３区間における Q -以下に，インパルス試験により得られた知見を示す。
（a） 減衰定数は次式７）関係と Qb関係を比較した図を，それぞれ，示す。また，Fig.14（a）
，（b）
，（c）

から，それぞれ，在来型ブレース付架構は 0.077，ノンコンプレションブレース付架構

はブレースの軸方向力：T と伸び： の関係，Fig.15 は楔貫入量時刻歴（ -t）を，それぞれ，示す。

は 0.083 となった。

以下に，ブレース付架構の地震波加振実験により得られた結果を比較・検討することで得られた知見を示す。

…………………………（9）（a）Fig.10（a）から，在来型ブレース付架構の場合，振m ： 周期，Xn ： tn における振幅，Xn+m ： tn+m における振幅

動台の最大加速度は約 800gal であり，それに対応する錘中心位置での加速度は約 2,000gal であった。

3.2（b）Fig.10（b）から，ノンコンプレションブレース付架SWEEP 試験SWEEP 試験は，１Hz につき 10 秒間としているが，振構の場合，振動台の最大加速度は約 840gal であり，動数が変化した直後の波形は不安定なため，振動数の変化それに対応する錘中心位置での加速度は約 1,000gal

より５秒経過後からの波形を各振動数の加速度とする。

であった。
― 113 ―

高松隆夫・玉井宏章・岡部政和（a） 在来型ブレース付架構（b） ノンコンプレションブレース付架構
Fig.10（a） 在来型ブレース付架構
Fig.11

加速度応答時刻歴（b） ノンコンプレションブレース付架構
加速度応答倍率時刻歴（a） 在来型ブレース付架構
Fig.12（b） ノンコンプレションブレース付架構
及び関係の比較図（Stage. １区間）（a） 在来型ブレース付架構
Fig.13（b） ノンコンプレションブレース付架構
及び関係の比較図（Stage. ３区間）

― 114 ―

ブレース付き鋼構造骨組の地震応答性状に関する振動台実験（a） 在来型ブレース付架構（Stage. １区間）（b） 在来型ブレース付架構（Stage. ２区間）
Fig.14（c） ノンコンプレションブレース付架構（9 〜 12s）

ブレース軸力をブレースが負担していることが判明した。
（f）Fig.13（a）から，在来型ブレース付架構はブレースが座屈した後の Stage. ３区間ではの傾きとの傾きが一致しないことが判明した。しかし，Fig.13（b）から，ノンコンプレションブレース付架構はブレースが塑性伸びを起こしても，楔機構が正常に機能したため架構自体の剛性は低下せず，常に架構に作用する層せん断力：Q はその大半をブレースが負担していることが判明した。
（g）Fig.14（a）から，在来型ブレース付架構は座屈する

Fig.15 楔貫入量時刻歴前の Stage. １区間においてはブレースは圧縮力及び引張力に対して効率よく抵抗していることが判明し（c）Fig.11（a）から，在来型ブレース付架構の場合，Stage. １た。しかし，Fig.14（b）から，ブレースが座屈を起区間の平均的な加速度応答倍率は約 3.9 倍となった。

こすと，圧縮力及び引張力ともほとんど抵抗しないことが判明した。

そして，ブレースが座屈した後の Stage. ３区間の平均的な加速度応答倍率は約 8.6 倍となった。この結果（h）Fig.14（c）から，ノンコンプレションブレース付架は，在来型ブレース付架構の場合は，ブレースが座構は引張力は作用しているが，圧縮力は作用してい屈する前は固有振動数が 11Hz と高く振動台の卓越振ないことが判明した。

動数と一致しないが，座屈することで固有振動数が下（i）Fig.15 から楔貫入変位は，時間の進行に伴って大きくがり振動台の卓越振動数近傍となったために座屈前となり楔はスリップバックを起こすことなく単調に貫入比べ座屈後がよく揺れたと考えられる。なお，25 〜した。なお，貫入時に変位が増減を繰り返しているが，30s 間での加速度応答倍率が上昇している。これは，これはブレースの引張力が失われた時にブレースの弦27.03s の倍率が約 840 倍となり他の時間での倍率に比振動に起因して生じたものであり，圧縮力が作用してべ余りにも大きくなったためである。

押し戻された現象ではない。

（d）Fig.11（b）から，ノンコンプレションブレース付架構の場合，Stage. １区間の平均的な加速度応答倍率は４．結論

約 3.0 倍となった。そして，ブレースが塑性伸びした

本論文では，入力地震波の卓越振動数をブレースが設置後の Stage. ３区間の平均的な加速度応答倍率は約 3.4していない架構の固有振動数近傍にすることで，在来型ブ倍となった。
この結果から，ノンコンプレションブレー

レース付架構及びノンコンプレションブレース付架構の地

ス付架構の場合，ブレースは塑性伸びを生じるが座屈震応答性状にどのような違いが生じるかを確認するためにを起こさない。そのため，架構の固有振動数も 13Hz振動台を用いて地震波加振実験を行った。

から低下せず常に共振現象を起こさないと言える。

実験により得られた知見を以下に，要約して示す。

（e）Fig.12（a），（b）から，在来型ブレース付架構及びノ（a）在来型ブレース付架構の場合，ブレースが座屈する前ンコンプレションブレース付架構共に，Stage. １区間と後では振動台と錘中心での加速度応答倍率が約２倍においては架構に作用する層せん断力：Q はその大半違う。この結果は，ブレースが座屈したことで架構の― 115 ―高松隆夫・玉井宏章・岡部政和

固有振動数が低下し，入力地震波の卓越振動数近傍と参 考 文 献なったためと考えられる。
（b） ノンコンプレションブレース付架構の場合，ブレー１）（社）日本鋼構造協会：2000 年鳥取県西部地震およスが座屈を起こさないため振動台と錘中心での加速

び 2001 年芸予地震鋼構造被害調査報告書 [ 建築編 ]，度応答倍率に在来型ブレース付架構程の変化は見ら

pp.45-50，pp.57-58，2002. ３.

れなかった。この結果は，ノンコンプレションブレー

２）長尾直治，高橋茂治：角鋼管を鉄筋コンクリートで被スでは座屈現象を生じないために，架構の固有振動覆したアンボンドブレースの弾性性状，その２ 解析数が低下せず，常に共振現象を起こさないからと考考察，構造系論文集，No.422，p.45，1991. ４.

えられる。

３）中村庄滋，矢部喜堂，真瀬伸治，堀富博，石川二巳穂，

謝宮本秀樹：極低降伏点鋼を用いたアンボンドブレース

辞

ダンパーに関する研究，その３アンボンドブレースダ
ンパーを有する建物の試設計，日本建築学会大会学術

本研究は，広島工業大学「高性能構造システム開発研究センター」（代表者講演梗概集，c−１，構造，pp.411- 412，1995. ８.

高松隆夫教授）のプロジェクト研究の一環として実施されました。また，研究実施にあたり，平成 15 年度科学研究補助金（研究代表者

４）高松隆夫，玉井宏章，子持明宏：ノンコンプレション
ブレースの履歴性状とエネルギー吸収性能について，玉井宏章，課

題番号 15510152）で賄われた。ここに記して感謝の意を

鋼構造年次論文報告集，第 11 巻，pp.129-136，2003.11.

表します。最後に本研究を行うにあたり，2006 年度広島

５）玉井宏章，高松隆夫，松尾彰：ノンコンプレションブ

工業大学学部生，神笠耕治君，品川隆士君，長嶺孔介君，レースの耐震性能向上について，日本建築学会構造系

森保功一君から協力を得た。ここに記して謝意を表す。

論文集，第 595 号，pp.131-138，2005. ９.
６）高松隆夫，玉井宏章，古賀稔章：ノンコンプレション
ブレースの振動性状に関する振動台実験，広島工業大学紀要，研究編，第 40 巻，pp.183-192，2006. ２.
７）柴田明徳：最新建築学シリーズ９最新耐震構造解析，
森北出版，pp.14-16，1981.

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