CFT造周辺柱を有する3層転倒降伏耐震壁の弾塑性性状 [ PDF
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(2) 間柱には H - 1 0 0 × 1 0 0 × 6 × 8 を使用している．. 返し載荷に切り替え，層間変形角 R = 1 . 2 5 / 1 0 0 r a d .. 3 W C O - 2 , 3 , 4 試験体：柱芯距離は 1 6 0 0 m m ，高さは. と R = 1 . 5 0 / 1 0 0 r a d . の載荷実験を行い，各変位振幅. 3 2 4 4 m m ，中央開口幅が 4 0 0 m m である．繋梁には H -. で 3 回ずつ，合計 6 回の繰返し載荷を行った．総合. 1 7 5 × 1 7 5 × 7 . 5 × 1 1 を使用しており，1 , 3 層の中. 計 2 9 回の繰返し載荷を行っている． 2. 間柱には H - 1 0 0 × 1 0 0 × 6 × 8 を使用している．. 東 北 NS波. 繰 返 し. T a ft波. 1.5. 3WSO 試験体：柱芯距離は 1600mm，高さは 3244mm，. 1. 平均層間変形角. 繋梁を中央ではなく片側に設置し開口幅が 4 5 0 m m と している．繋梁には H - 1 7 5 × 1 7 5 × 7 . 5 × 1 1 を使. 0.5. 0. - 0 .5. 用しており，1 , 3 層の中間柱には H - 1 0 0 × 1 0 0 × 6. -1. × 8 を使用している．. - 1 .5. 3 . 解析モデル. -2 0. 10. 20. 30. 40. 50. 60. サ イクル. 試験体を図 3 に示す線材モデルに置換して解析. 図 5 3 W C O - 4 載荷プログラム. を 行 う ．こ の モ デ ル に よ り 試 験 体 の 挙 動 を 模 擬 す. 本稿では鋼材の構成則における履歴則をパラ. ることを試みる．解析には線材要素を用いた有限. メ ー タ と し て ２ 種 類 の 解 析 を 行 っ た ．制 振 壁 の 耐. 要素法による 2 次元骨組解析プログラム( 材料非線. 力を決定する繋ぎ梁ウェブの鋼材のバウシンガー. 形性，幾何学的非線形性を考慮) を用いる 6 ）．部材. 効果に関するパラメータである，R , ψの値を変数. は フ ァ イ バ ー モ デ ル に よ り 評 価 す る ．材 料 の 構 成. として調整を行っている . 調整した解析パラメー. 則は鋼材は大井・秋山モデル 5 ） とし，コンクリー. タを表１に示す .. トは耐力劣化のない p o p o v i c s モデル 8 ） とした（図. 表 2 解析パラメータ R ψ typeA 1.25 0.8 typeB 1.75 0. 4 ）．壁板はせん断剛性を等価ブレースにより置換 した． 載荷プログラムは 3WCO-1,2,3,3WSO 試験体につい て は 正 負 交 番 漸 増 振 幅 繰 返 し 載 荷 で ，層 間 変 形 角. 鋼材の構成則は図 4 に示した大井・秋山モデルを. R=0.25/100rad. から R=2.0/100rad. まで変位振幅増. 使用しており、解析におけるスケルトンカーブ、及 び履歴曲線の基本関数は ,Menegotto & Pinto モデ. 分を 0 . 2 5 / 1 0 0 r a d . とし、各変位振幅で 3 回，合計. ル（以下 M & P モデル）に用いられているものを採用. 2 4 回の繰返し載荷を行った．漸増振幅繰り返し載. している . M & P モデルの基本関数を以下の式に示す．. 荷についてはこれまでに確立されている解析手法. {(1 − p ) ε } / (1 + ε ). によって精度良く推定することができる．. σ = pε +. 3 W C O - 4 試験体の載荷プログラム（図 5 ）は既往の. ε = (ε − ε r ) / (ε 0 − ε r. 研究から得られた，1 2 層建物の地震波（東北大学. σ = (σ − σ r ) / (σ 0 − σ r. N S , T a f t ）に対する応答で最大層間変形角 1 . 0 /. R = R 0 − a 1ξ / ( a 2 + ξ ). 100rad. 時の平均層間変形角を 1.0/100rad. まで増. R. 1/ R. （1 ）. ). （2 ）. ). （3 ） （4 ）. ただし , ε：歪、ε ｒ：反転時の応力 , ε 0 ：B i -. 幅 し た 地 震 応 答 波 を 模 擬 し て ，載 荷 プ ロ グ ラ ム を. l i n e a r での折れ点の歪 , σ：応力 , σｒ：反転時の. 作成した．注目すべき振幅を厳選し，東北大 N S 波. 応力，σ 0 ：B i - l i n e a r での折れ点の応力 , ｐ：二次. 応答が 1 1 サイクル，T a f t 波応答が 1 2 サイクルのラ. 剛性比 , R 0 : 初期載荷での曲線形状係数 , a 1 , a 2 ：曲線. ン ダ ム 載 荷 に 加 え て ，そ の 後 正 負 交 番 漸 増 振 幅 繰. 形状係数を与えるパラメータ , ξ：反転点から経験. σ. a part of skeleton curve. p・E1. σ. ● ● ●. ∆εp Ψ∆ε p. skeleton curve. 鋼材の応力 - 歪関係 大 井・ 秋 山 モ デ ル. ε. (ε0，σ0). (εr，σr). ● ● ●. ●● ●●●. ● ●. E1 0. cσB. ● ● ● ●. ●●● ●●. ● ●. 図 3 線材骨組みモデル. σ. unloading and Bauschinger curve. ε. コンクリートの応力 - 歪関係 p o p o v i c s モデル. 0. εco εr / 2. 図 4 材料の構成則 43-2. εr. ε. 図 6 B i - l i n e a r モデル.
(3) 点までの塑性変形量．. きるが ,3WCO-4 試験体のように , 実際の地震を想定し. 係数 R は曲線の形状を決定する係数で , B i - l i n -. た不規則な載荷を行った場合 , 解析した値と実験値と. e a r での折れ点座標( ε 0 ，σ 0 ）と曲線との相対距. の間に乖離が見られる．解析 B では , 図 7・右列のよう. 離を調整するものである（図 6 ）. M & P モデルでは履. に解析値で実験値をよく評価出来きている .. 歴曲線の曲率を経験最大塑性歪の大きさに応じて 決 定 で き ，鋼 材 の バ ウ シ ン ガ ー 効 果 を 精 度 良 く 近 似することができる．一般に係数 R の値が小さいほ ど 曲 率 は 小 さ く な り ，係 数 ψ の 値 が 大 き い ほ ど 履 歴曲線は膨らみを持つ．. また，過去の研究において 3 層１スパンの試験体 8 体 を従来型の解析 A の構成則を用いて解析を行っていた が，これらも解析 B の構成則を使い , 再度解析し実験 値と比較した．ここでは割愛するが，いずれも精度よ く評価出来ている．. 4 . 実験結果と解析結果の比較 実験により得られた荷重 - 変形関係を解析に よってどの程度の精度で評価できるかを検証する． 実験中の試験体の変位は，変位計により測定した． また，第 1 層壁鋼板のせん断変形の測定を目的とし. 次に柱脚の負担せん断力について検討する． 実験値と解析 A , B それぞれの結果を図 8 に示す． 負担せん断力の実験値は，1 層壁鋼板に取り付けた ひ ず み ゲ ー ジ の 値 を 用 い ，左 右 壁 の せ ん 断 変 形 角. て，鋼板に生じるひずみをひずみゲージにより測. 風上 風下. 定した． 400. 実験結果と解析 A 及び解析 B の荷重変形関係の比 較を図 7 に示す．図は縦軸に水平力を，横軸に層間 変形角を取り，実験値を実線で，解析値を点線で示. せん断力（ｋN）. みを掲載する．. 400. CO4 実験値. 300. 300. 200. 200. せん断力（ｋN）. 紙面の都合により、3 W C O - 4 試験体の解析結果の. 100. 0. -100. -300. -400. 上段に T a f t 波、下段に東北波を模擬した載荷プ. 0. 10. taft波. 20. 30. 繰り返し. 40. 50. -400. 60. 図8. 30. 繰り返し. 40. 50. 60. CO4 解析B. 300. 左上：実験値. 漸増振幅繰り返し載荷された場合の挙動を予測で. 右上：解析 A. 200. せん断力（ｋN）. 重 - 変形関係の値をプロットしている．解析 A では. 100. 0. -100. -200. 右下：解析 B. -300 600. 3WCO-4 東北 A. 3WCO-4 東北 B. 400. 400. 200. 200. 水平力（ｋN). 0.4. -400. 東北実験値 解析値 -0.8. -0.4. 0. 0.4. 0.8. 東北実験値 解析値 -600 -1.2. 1.2. -0.8. 層間変形角（％）. -0.4. 0. 0.4. 0.8. 1.2. 層間変形角（％）. 600. 0.3. 0.2. 0.2. 0. -200. -400. 600. 3WCO-4 taft A. 3WCO-4 taft B. 0.1. 0. -0.1. 200. 200. 水平力（ｋN). 400. 0. -200. 0. 0.4. 層間変形角（％）. 0.8. 60. -0.2. -0.3. -0.4 -1.5. -1. -0.5. 0. 0.5. 1. 1.5. 2. -2. -1.5. -1. -0.5. 0. 0.5. 1. 1.5. 2. 層間変形角（％）. CO4 解析B. 0.3. 0. 図9 柱の軸方向変形 左上：実験値. taft実験値 解析値. 1.2. 50. 0. 0.4. -400. -0.4. 繰り返し. 40. CO4 解析A. 層間変形角（％）. taft実験値 解析値 -0.8. 30. -0.1. -0.3. -0.4. -200. -400. taft波. 20. 0.1. -0.2. -2. 400. 10. 0.4. CO4 実験値. 0.3. 軸方向変形（％）. -200. 東北波 0. サイクル. -600 -1.2. -0.8. -0.4. 0. 0.4. 0.8. 右上：解析 A. 1.2. 層間変形角（％）. 右下：解析 B. 図 7 荷重 - 変形関係. 0.2. 軸方向変形（％）. 0. -400. 軸方向変形（％）. 水平力（ｋN). taft波. 20. 400. 柱脚の負担せん断力. 水平力（ｋN). 10. サイクル. 図 7 ・左列に解析 A によるそれぞれの試験体の荷. -600 -1.2. 東北波 0. サイクル. の比較結果を表示している．. -600 -1.2. 0. -100. -300. 東北波. ログラムの結果を，左列に解析 A ，右列に解析 B と. 600. 100. -200. -200. している．. CO4 解析A. 0.1. 0. -0.1. -0.2. -0.3. -0.4 -2. 左列：A 右列：B. -1.5. -1. -0.5. 0. 0.5. 層間変形角（％）. 43-3. 1. 1.5. 2.
(4) の比によって，水平力を割り振り算出した．図は縦軸. 1)地震時応答に近い状態での制振壁の挙動においては. に柱のせん断力，横軸に載荷サイクルを取っており，各. 従来型の解析 A では実験値よりやや大きな耐力を与え. サイクルにおける風上，風下柱の負担せん断力の最大. る．この原因は鋼材構成則における履歴則にあると思. 値をプロットしたもので，風下柱のせん断力を実線で，. われるが、M&P モデルのパラメータを解析 B のように調. 風上柱のせん断力を点線で示している．解析 A,B 共に. 整することで，変形の大小に関わらず実験値をより高. 実験結果の特徴をよく捉えており，風上及び，風下柱. い精度で評価出来きる .. の負担せん断力をよく評価出来ている．柱脚の負担せ. 2 ）柱脚の負担せん断力及び，柱の軸方向変形，エ. ん断力に関しては解析 A と解析 B で大きな変化は見ら. ネルギー吸収能力については，解析 A 及び，解析 B. れなかった．. 共 に 実 験 値 を 良 く 評 価 出 来 て お り ，二 つ の 解 析 を. 次 に 柱 の 軸 方 向 変 形 に つ い て 検 討 を 行 う ．実 験. 比較した場合も大きな違いは見られなかった．. 値と解析 A , B それぞれの結果を図 9 に示す．図では 縦軸に柱の軸方向変形を，横軸に層間変形角を. ＜参考文献＞. 取っており，風下柱の軸方向変形を実線で，風上柱. 1 ) 崎野健治 , 福原健介 , 松林寛樹：各種周辺柱を有. の軸方向変形を点線で示している．解析 A , B 共に実. する 3 層制振壁の弾塑性挙動に関する実験的研究. 験値をよく評価出来ている．また、柱脚の負担せん. その 1 ∼その 2 ，日本建築学会研究報告九州支部，. 断力と同様に柱の軸方向変形についても解析 A と. 48 号、pp.445-452,2009.3. 解析 B で大きな違いは認められなかった．. 2 ) 崎野健治 , 中原浩之 , 中嶋圭一郎：C F T 周辺柱を. 次にエネルギー吸収能力について検討を行う．. 有する 3 層転倒降伏制振壁の弾塑性性状 , 日本建築. 等価粘性減衰定数は図 1 0 に示すように各変位振幅. 学会研究報告九州支部 ,48 号 ,pp.309-312,2009.3. の履歴ループ面積( W ) を三角形の面積( △ O A B + △. 3 ) 崎野健治，中原浩之，福原健介，真木貴士，山本. O C D ) と 2 πの積で除して求めている。実験値と解析. 能之：各種周辺柱を有する 3 層転倒降伏耐振壁の弾. A , B それぞれの比較結果を図 1 1 に示す．図では縦. 塑性挙動 その 1 ∼その 2 ，日本建築学会大会学術. 軸に等価粘性減衰定数，横軸にサイクル数を取り，. 講演梗概集 C-1 分冊，pp1249-1254 ，2009. 実験値を実線で，解 析 値 を 点 線 で 表 し て い る . い. 4 ) 崎野健治，増田真吾：片持壁構造に関する研究 ,. ずれの解析においても実験値の特徴を良く捉えて. 日本建築学会研究報告九州支部，4 7 号 , p p . 3 5 7 -. いる .. 360,2007.3. 5 ．結論. 5 ) 孟令樺，大井謙一，高梨晃一：鉄骨骨組地震応答 解析のための耐力劣化を伴う簡易部材ﾓ ﾃ ﾞ ﾙ ，構造系. Q (kN). 図 1 0 ：左. A. W. D. -2 R (×10 rad). O. B. 6)Kawano, A, Griffith M. C., Joshi, H.R. and. 等価粘性減衰定数. Warner, R.F, : Analysis of the Behavior and. 左 下： 解 析 A. Collapse of Concrete Frames Subjected to severe. 右 下： 解 析 B. Ground Motion, Research Report No.R163, De-. C. W 1 heq= 2π 面積（△OAB+△OCD）. partment of Civil and Environmental Engineer-. 実験 解析. ing, The University of Adelaide，Australia,. 0.5. 0.5. CO4 解析B. CO4 解析A. 等価粘性減衰係数 heq. 論文報告集 ,NO.437,P.115,1992.7. 図11. 0.4. 0.4. 0.3. 0.3. 0.2. 0.2. 0.1. 0.1. 1998. 11 7)Menegotto,M.and Pinto,P.E. :Method of Analisis. 東北波. 0 0. 5. 10. taft波 15. サイクル. 20. 繰り返し 25. 30. for Cyclically Loaded R.C. Plane Flames Including Changes in Geometry and Non-Elastic Behavior of Elements under Combined Normal Force 東北波. 0 0. 5. 10. taft波 15. 20. and Bending, Universita di Roma,Italia,1973. 繰り返 し 25. 30. サイクル. 8)Popovics,: A Numerical Approach to the Com-. 本研究で提案する C F T 造周辺柱を有する制振壁 5. plete Streee-Strain Curves for Concrete,Cement. 体について実験と解析を行った結果以下の結論を. and Concrete Research, 3(5), 1973. 得た . 43-4.
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