体育館の耐震性評価と補強法に関する研究

テーマ

1

小課題番号

1.3

体育館の耐震性評価と補強法に関する研究

体育館 耐震診断 ブレース 置屋根 支承部 山下哲郎^＊

１．はじめに

震災時に避難所となる体育 館は、地震で損傷を生 じるとそれが非構造材であ っても 避難所には使えな い。現在、体育館の耐震診 断 では耐震性を構造体の 耐力と変形性能の積である耐震性指標

I

s値で表現す る ¹⁾が、応答変形や加速度 は算定しないため地震後 の損傷（避難所としての使 用可能性）を評価できな い。また空間構造特有の

3

次元的振動特性も考慮さ れていない（ このような診 断法の問題点を

2012

建築 学会

PD

で整理²⁾）。

さらに

2011

年東北地方太平洋沖地震では、置屋根 構造の体育館において鉄骨屋根と

RC

躯体を接合す る支承部の被害が多発した³⁾⁴⁾。支承部は設計 や耐震 診断の盲点であったが、置 屋根構造の 耐震性に関す る研究がほぼ皆無であったこともその原因である。

従って当小課題では 、東北 地方太平洋沖地震以前 は新潟県中越地震で深刻な 被害が生じた鉄骨造体育 館桁行方向のブレース構造 を、以降は置屋根構造の 支承部を主な研究対象とし て以下の研究を実施した。

1)

実大実験による山形鋼

X

型 ブレースの変形性能 の評価(2008-2010)^2,5,6) 。

2) S

造体育館の桁行方向耐震 性指標

Is

値と告 示波 に 対 す る 弾 塑性 応 答 の相 関と 、 桁 行 方 向を 簡 易 質 点 モ デ ル に置 換 し 限界 耐力 計 算 で 応 答 を 推 定 する方法の提示(2010-2011)^2,7) 。

3)

梁 間 方 向 の ラー メ ン の有 限要 素 解 析 に よる 弾 塑 性挙動の検証

(2014-)

⁸⁾。

4)

置 屋 根 支 承 部の ア ン カー ボル ト と モ ル タル 層 の 損 傷 に 注 目 した 地 震 被害 再現 実 験 お よ び耐 力 の 評価

(2012)

^9,10) 。

5)

置屋根構造スライド支承の可動性を調べる実験

(2013-2014)

¹¹⁾

ここでは

1)2)4)5)の要旨 を報告する。

２．体育館のブレース構造の変形性能と弾塑性応答

2.1

山形鋼

X

型ブレースの 変形性能

(2008-2010)

鉄骨造体育館の桁行方向 の耐震要素として 高い頻 度で使用される山形鋼（ア ングル） Ｘ型ブレースの 変形性能とエネルギー吸収 能力を実大実験により検

証した。実験装置と試験体概要を図

1

に示す。ブレ ー ス 断 面 は シ ン グ ル ア ン グ ル

(L-60x5、L-75x6)と ダ

ブルアングル

(2L-60x5、2L-75x6)である。

振幅漸増加力に対する荷重変形曲線を図

2

に示す。

横軸は層間変形角、縦軸は 引張側ブレースのみ有効 として算定した降伏耐力で 無次元化した水平 荷重で ある。シングルアングルは 良好な変形性能を示す一 方、ダブルアングルは繰り 返しに伴 う劣化が顕著で 層間変形角

1/100

程度で破 断した。シングルアング ルでは写真

1

のように座屈部で断面が扁平化し、な めらかに湾曲してひずみの 集中が生じない一方で、

ダブルアングルでは座屈後 特につづり材付近で極端 な局部座屈が生じ、ひずみ が集中する（写真

2）こ

とが原因である。

図

3

は塑性率と等価粘性減衰の関係を示したもので、

曲 線 は 限 界 耐 力 計 算 ¹²⁾に お け る ブ レ ー ス 構 造 の 等 価粘性減衰である。シングルアングルブレースは小

＊ ：工学院大学建築学部 建築学科教授

変位計 変位計

反力壁 ブレース試験体

柱H-350x175x7x11

梁H-350x175x7x11 加力ジャッキ

3,719

3,700

図 1 実験装置全容

-1.50 -1.00 -0.50 0.00 0.50 1.00 1.50

-0.04Q/Qyo -0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04

γ(rad) L-60x60x5 Cyclic

-1.50 -1.00 -0.50 0.00 0.50 1.00 1.50

-0.04 -0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 Q/Qyo

γ(rad) L-75x75x6 Cyclic

-1.50 -1.00 -0.50 0.00 0.50 1.00 1.50

-0.02Q/Qyo -0.01 0.00 0.01 0.02

γ(rad) 2L-60x60x5 Cyclic

-2.00 -1.50 -1.00 -0.50 0.00 0.50 1.00 1.50 2.00

-0.02Q/Qyo -0.01 0.00 0.01 0.02

γ(rad) 2L-75x75x6 Cyclic

図２ 荷重～層間変形角関係

テーマ

1

小課題番号

1.3

振幅領域で完全スリップ型 より 良好なエネルギー吸 収性能を有する。以上、シングルアングルの

X

型ブ レースは耐震要素として優 れているが、ダブルアン グルは変形性能に難があることを示した。

2.2 体 育 館 桁 行 方 向 ブ レ ー ス 構 造 の 弾 塑 性 応 答 の

評価

(2010-2011)

ここでは、実在する補強後 の

S

造体育館の桁行方 向（ブレース構造）の時刻 歴解析により、耐震性指 標

I

s1)と 告 示 波 に 対 す る 弾 塑 性 応 答 の 関 連 を 試 算 す るとともに、簡易質点モデ ルによる限界耐力計算で 弾塑性応答が精度よく推定可能なことを示した。

解析対象を図

4

に示す。実在する鉄骨造体育館の 耐震補強後の立体解析モデ ルを作成 し、さらに軸組 のブレースを実際より

1

構面増加したモデルと、ブ レ ー ス （

JIS

建 築 用 タ ー ン バ ッ ク ル 付 ブ レ ー ス） に １サイズ下の断面を用いた モデルを追加 して耐震性 指標のバリエーションを増 加する。入力地震動は

4

種類の観測波位相を使用した告示波

4

波である。桁 行 方 向 振 動 モ ー ド

(4

次 付 近)に 対 し て 初 期 剛 性 比 例

減衰

2%を与える。

診断基準1)で算定した

I

s値 と時刻歴解析で得た最 大層間変形角

R

およびブレースの塑性率μ（いずれ も

4

波平均）の関係を図

5

に示す。グラフから、耐 震判定指標¹⁾と等しい

I

s

=0.7

では最大層間変形角が

1/25、塑性率が 9

程度に達すること、外装材

ALC

版

を軽微な損傷にとどまる層間変形角

1/100

以下とす

るには

I

s

=1.5

程度が必要な ことがわかる 。

次に体育館の桁行方向を図

6

のように質点系モデ ルに置換する¹³⁾。各層の復 元力特性 はバイリニアス リップ型とし、弾性剛性と 降伏耐力はブレースのみ

で算定する。

2

次剛性は初期の

1/50

とする⁵⁾。 図

7

に質点系モデルに限界耐力計算を適用して求 めた層間変形角と

3

次元モデルの時刻歴解析の比較 を示す。増分解析の外力分布には

Ai

分布を用いた。

質点系モデルの限界耐力計 算でも損傷集中を含む ブ レース構造の弾塑性応答が 精度よく推定 可能である。

写真 1 シングルアングルの座屈

写真２ ダブルアングルの座屈

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20

1 3 5 7 9 11 13

heq

μ L-60x60x5 L-75x75x6 Limit strength calculation

図 3 塑性率と等価粘性減衰

Z1 Z2

3300

Z3

5000

Z4

4050

12350

Y2Y1 2400 Y3

3700 Y4

3700 Y5

3700 Y6

3700 Y7

3700 Y8

3700 Y9

2400

27000

X1 X2

4075 X3

4075407540754075X4X5X6X7 407540754075X8X9

32600

モ デ ルA(梁 間 方 向:27m, 桁 行 方 向:32.6m)

Z1

Z1 0

Z2

3670

Z3

3630

Z4

1980

9280

Y1 Y2

3000 Y3

3000 Y4

3000 Y5

3000 Y6

3000 Y7

3000 18000

X1 4000 X2

4250 X3 4250 X4

4250 X5 4250 X6

4250 X7 4250 X8

42504000X9X10

37750

モ デ ルC(梁 間 方 向:18m, 桁 行 方 向:37.75m)

Z1 Z2

3425

Z3

3176

Z4

2860

9461

Y1 Y2 Y3 7300 Y4 7000 Y5 7000

7300 28600

X1

50005000X25000X35000X45000X55000X65000X74600X8X9 39600

モ デ ルD(梁 間 方 向:28.6m, 桁 行 方 向:39.6m) モ デ ルB(梁 間 方 向:20m, 桁 行 方 向:40.5m)

Z1 Z2

3300

Z3

3900

Z4

2000

9200

Y1 Y2

5000 Y3

5000 Y4

5000 Y5

5000 20000

X1 00X1X2 4500 X2

4500 X3 4500 X4

4500 X5 4500 X6

4500 X7 4500 X8

4500 X9 4500 X10

40500

図 4 解析する鉄骨造体育館

0 2 4 6 8 10 12 14

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 モデル モデル+1 モデル-1 モデル=0.7 モデル=1.2 塑性率

Isi 0

0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 モデル モデル+1 モデル-1 モデル=0.7 モデル=1.2 層間変形角

Isi

図 5 Is値と層間変形角、塑 性率の関係

K

₄

P

_y4

K

₃

P

_y3

K

₂

P

_y2

K

₁

P

_y1 図 6 質点モデル作成方法

0 1 2 3 4 5 6

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 立体三次元（応答解析）

多質点系（限界耐力）

2質点系（限界耐力）

層間変形角 層

(モ デ ルA)

0 1 2 3 4 5 6

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 立体三次元（応答解析）

多質点系（限界耐力）

2質点系（限界耐力）

層間変形角 層

(モ デ ルD) 0

1 2 3 4 5

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 立体三次元（応答解析）

多質点系（限界耐力）

2質点系（限界耐力）

層間変形角 層

(モ デ ルC) 0 1 2 3 4

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 立体三次元（応答解析）

多質点系（限界耐力）

2質点系（限界耐力）

層間変形角 層

(モ デ ルB)

図 7 弾塑性応答（時刻歴

vs

限界耐力計算）

テーマ

1

小課題番号

1.3

３．置屋根支承部の破壊形式と耐力

3.1

東 北 地 方 太 平 洋 沖 地 震 の 被 害 再 現 と 耐 力 評 価

(2012)

（１）実験概要

鉄骨置屋根支承部の被害（ アンカーボルトの変形、

破断とモルタル層粉砕）^3,4)再現と耐力の評価を目的 として、支承部を模した実 大試験体に屋根の自重に 相当する鉛直荷重と地震力 を模した繰り返し水平荷 重を与える実験を実施した 。置屋根には可動式のス ライド支承と露出柱脚と同 様の半剛支承が使用され るが、スライド支承の実験 は著者の知る限り前例が なく、半剛支承においても モルタル層に顕著な損傷 を生じるまでアンカーボル トにせん断 変形を与えた 実験はほとんどない。

試験装置全容を図

8

に示す。アンカーボルトを埋 め込んだ鉄筋コンクリート ボックスの上に支承部を 再現して鉛直荷重を与えつ つ、水平加力用ジャッキ で繰り返し荷重を加える。図 9に試験体ベースプレ ートの詳細、表

1

に試験条件を示す。変数は水平加 力芯からベースプレート底面までの距離

e

s、ベース モルタル厚さ

h、鉛直荷重 P

Vである。

スライ ド支 承で は置 屋根支 承部の 一般 的な ディテ ールを再現する。ベースプ レートのルーズホール長 さ（可動域）は アンカー芯 位置で±50mm で ある。

ル ー ズ ホ ー ル の 上 に ワ ッ シ ャ ー （ 座 金 ） プ レ ー ト

（100mm角）を使用し、ア ンカーボルトに

70Nm

の 初期トルクを導入する¹⁴⁾。ベースプレート裏面には ステンレスシートを断続溶 接し、その下に テフロン シートを圧着した板厚

9mm

のプレートを敷く（図

9

下）。両者の間の公称摩擦係数は

0.06

である。

ア ン カ ー ボ ル ト は 転 造 ね じ

ABR400

規 格 の

M22

を使用する。表

2

に機械的性質を示す。ベースモル タ ル に は 早 強 無 収縮 モ ル タル を 圧 入 す る 。

RC

ボ ッ クスは側方破壊しないよう 十分な端あき距離と帯筋 を配置した。表

3

にコンクリートとモルタルの材料 強度を示す。

荷重はジャッキに装着した ロードセルで計測する。

鉛直加力用ジャッキ圧力弁 の不調により、回転量の 大きい半剛支承と

S608

で は鉛直荷重の変動が非常 に大きくなった。なお半剛の

F608

試験体について は鉛直加力を省略した。

（２）スライド支承の実験結果

スライド支承

3

体の水平(黒線：PH

)、鉛直荷重 (点

線：

P

V

)と式 (1)の δ

の関係 を図

11

に示す。可動域を

越えた振幅も与え、アンカ ーボルトとモルタルの損 傷を観察した。加力芯が低い

S275

試験体では、支 承が安定して摺動した（写真

3）が、水平荷重はテ

Linear Slider

Pin

Base mortar Base plate t=40mm(SS400)

Ball socket

Load cell

PC bar for fix Plate with teflon

Load cell Oil Jack

Oil Jack

700

Anchor bolt M22

Reinforced concrete box

Eccentricity

440 (20D)

▼ Force line

e

s Disp.gauge C

Disp.gauge Disp.gauge

Disp.gauge E

図 8 実験装置全容

図 9 試験体ベースプレート詳細 Stainless steel

Anchor bolt

Washer plate

Loose hole

Teflon pad

5050

27

270

270 270

270

400

450

150

150 450

400

200

370

Base plate in slide bearing (Top surface)

(Back surface) Steel plate with Teflon pad Base plate in semi-fixed bearing

Teflon pad Stainless steel

2.3

2.3 40 9

Disp.gauge

Disp.gauge

Disp.gauge A

Disp.gauge B

表１ 試験条件

Eccentricity (e_s) Thickness of

base mortar (h) Vertical load (P_V)

mm mm kN

S275-50-100 275 50 100

S275-50-200 275 50 200

S608-50-100 608 50 100

F275-50-100 275 50 100

F275-100-100 275 100 100

F608-50-100 608 50 100

F608-100-100 608 100 100

Bearing name Type

Semi-Fixed Slide

Steel SNR400B

Yield strength N/mm² 303 Tensile strength N/mm² 431

Elongation % 32

Yield ratio 0.7

表 2 アンカーボルトの 機械的性質

Concrete Mortar Compressive strengthN/mm² 31.0 54.2 Splitting strength N/mm² 3.1 3.4

Test age days 21 17

表 3 コンクリートとモルタル の材料強度

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1

小課題番号

1.3

フ ロ ンパ ッ ドの 公称 摩擦 係数 と 鉛直 荷 重

P

V の 積 を 大幅に上回った。アンカー ボルト 張力によりベース プレート上面とワッシャー プレートの間に生じた摩 擦が原因と推定される。

加力芯の高い

S608

試験体 では、 摺動途中で引っ 掛かりが生じ、回転が生じ て最後には テフロンシー ト接触部が離間した（写真

4）。この時鉛直荷重も急

上昇し、加力ジャッキより 油漏れが生じたため加力 を停止した。以上の実験よ りベースプレートとワッ シャープレートの摩擦がス ライド支承の 可動性に大 きく影響を及ぼすことが判明した。

（３）半剛支承の実験結果

半剛支承

4

体の水平(PH黒線

)、鉛直荷重(P

V点線

)

と モ ル タ ル 層 の 見 か け の せ ん 断 変 形 角

γ(=δ/h)

の 関 係を図

12

に示す。鉛直加力ジャッキ圧力弁の不調に

より、鉛直荷重の変動が大きい。

写真

5

に荷重変形曲線と併せて

F275-50-100

試験 体の破壊挙動を示す。まず

γ=0.1

付近でアンカーボ ル ト 外側 に軽 微 な亀 裂が 生じ た （写 真

5(a)）。γ=0.2

では亀裂が拡大して外側の モルタルがアンカーボル トの変形により押し出され（写真

5(b)）、γ=0.5

では 押 し 出 さ れ た モ ル タ ル が 回 転 よ り 圧 壊 し （ 写 真

5(c)(d)）、最終的には地震被 害と同様 のモルタル粉砕

が観察された（写真

5(e)）。

学会指針15)の露出柱脚の 最大せん断耐力

Q

suを、

実験結果（図

12

の■点）と比較すると、若干危険側 ではあるがよく一致する（ 図

13）。しかしながら最

大耐力到達時にモルタル層 には顕著な損傷が生じて いる場合があり、地震後に 体育館を 継続使用する場 合はモルタル層の損傷を考 慮した許容耐力を設定す る 必 要 が ある 。 図

14

に 初期 の 荷 重 変形 曲 線 （

P

H

-γ

関係）と降伏せん断耐力

Q

sy（黒の破線）¹⁵⁾の関係を 図 11 スライド支承の荷重変形曲線

-300 -200 -100 0 100 200 300

-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80

Load(kN)

δ(mm) S-275-50-200

PH PV

-300 -200 -100 0 100 200 300

-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80

Load(kN)

δ(mm) S275-50-100

PH PV

-300 -200 -100 0 100 200 300

-30 -20 -10 0 10 20 30

Load(kN)

δ(mm) S608-50-100

写真 3 スライド支承の摺 動(δ=30mm)

写真 4 スライド途中 の引っ掛かりと回転

図 12 半剛支承の荷重変形曲線(PH

-γ)

-0.3 -0.2 -0.1 0 0.1 0.2 0.3 Load(kN)

γ(rad) F608-50-0

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2 0.3

Load(kN)

γ(rad) F608-100-0

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-0.6 -0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.6 Load(kN)

γ(rad) F275-50-100

PH PV

-300 -200 -100 0 100 200 300 400

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

Load(kN)

γ(rad) F275-100-100

PH PV

(b) γ=0.2

(d) γ=0.5(2nd) (c) γ=0.5(1st)

(e) Final state

(b) (c) (e) (a) (d)

写真 5 モルタル層の破壊挙動(F275-50-100)

(a) γ=0.1

テーマ

1

小課題番号

1.3

示す。荷重レベルが

Q

sy以 下の範囲では どの試験体

も初期の剛性をほぼ維持しており、

Q

syをモルタル層 に顕著な損傷を生じない許 容耐力と考えることが可 能である。

3.2 スライド支承の可動性 実験(2013-2014)

（１）実験概要

当研究は、

2012

年の実験や被害例で見られたよう な、スライド支承が引っ掛 かる条件 を定量化するこ とを目的とする。実験では アンカーボルト軸力を直 接計測するため

RC

ボック スの代わりに 鉄骨架台を 使用した。表

4

に実験条件を示す。図

15

に試験体の 水 平 荷 重

P

H～ 変 位

δ

曲 線 を 示 す 。 加 力 芯 の 低 い

e

s

=271mm

の 試 験 体 は 安 定 し て 摺 動 し た も の の 摺 動 時の

P

Hの値はテフロンシ ート摩擦係数と

P

Vの積よ り大幅に高い。一方加力芯の高い

e

s

=603mm

の試験 体は摺動しつつも大きく回 転し、引張側アンカーボ ルトが塑性化した。

（２）可動性に関する考察

図

16

の力学モデルに基づき摺動時の水平荷重

P

HF

を式

(3)で仮定する。

(3)

μ

SL：テフ ロンパッドの摩擦 係数、μW：ワッシャープ レートとベースプレート上面間の摩擦係数であり、

4



V S N



W



S N



SL

HF

P T T T T

P       

-200 -100 0 100 200

-0.15 -0.10 -0.05 0.00 0.05 0.10 0.15 Load(kN)

γ(rad) F275-50-100

-300 -200 -100 0 100 200 300

-0.15 -0.1 -0.05 0 0.05 0.1 0.15 Load(kN)

γ(rad) F275-100-100

-150 -100 -50 0 50 100 150

-0.15 -0.1 -0.05 0 0.05 0.1 0.15 Load(kN)

γ(rad) F608-50-0

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200

-0.1 -0.05 0 0.05 0.1

Load(kN)

γ(rad) F608-100-0

図 14 降伏せん断耐力

Q

sy(破線)と 初期の荷重変形曲線

0 50 100 150 200 250 300

0 50 100 150 200 250 300

Qsu(kN)

P_H(experiment) (kN) Q_suvs Experiment Experiment

F275-50-100 F275-100-100 F608-50-100

F608-100-100 =Qfu

=Qbu

図 13 最大せん断耐力

Q

suと実験結果 比較

Ec c e ntric ityVe rtic a l loa d P re te nsion

Expe rime nt e P_V T_o

mm kN kN

M22-271-0-T25 0 25

M22-271-100-T1 100 1

M22-271-100-T25 100 25

M22-604-100-T15 100 15

M22-604-100-T0 100 0

M22-604-100-T1 100 1

271 M22

604 Anc hor

bolt

表 4 実験条件

図 15 荷重変位（ベースプレート水平変位）曲線

テ フ ロ ン パ ッ ド 中 心▷

◁

ベ ー ス プ レ ー ト 中 心

P

V

P

V

+T

S

+T

N

d

b

d

c

μ

W

T

S

T

S

μ

W

T

N

T μ

W

(P

V

+T

S

+T

N

)

N

M=P

H

・ e

S

P

H

図 16 スライド支承が受ける力

テーマ

1

小課題番号

1.3

か所のワ ッシ ャープ レート で共通と する 。

P

V、

T

S、

T

Nの計測値を式(4)に代入し 、最小二乗法により

μ

SL

と

μ

Wを同定した（表

5）。 μ

SLは公称値の

0.06

近傍で あるが

μ

Wは

0.3

付近と高く 、摺動に及ぼす影響が大 きいことがわかる。しかし ながら 実際の支承では防 錆塗装のため

μ

Wの値は異 なる可能性がある。

次にテフロンパッド中心 から回転中心までの距離

d

cをモーメントの釣合より 算定する。

(4)

記号は図

16

参照。計測値を代入して

d

cを計算した 例を図

17

に示す。安定して摺動した

e=271mm

試験 体では回転中心はテフロン パッド上にあるが、大き な回転を生じた

M22-603-100-15

と

M22-603-100-1

で は回転中心が急激に外側に 移動し、テフロンパッド の縁を中心に回転が進行し ている。従ってテフロン パッドの大きさも可動性に 影響すると考えられる。

現在、顕著な回転を生じる 条件 の定量化を目的に更 に実験結果を分析中である。

４．まとめ

以上のように、東北地方太平洋沖地震以前は主に 桁行方向ブレースの変形性 能と弾塑性応答に 関する 研究、以降は同地震で被害 の多発した置屋根構造支 承部の地震時挙動を実験で 解明する 研究を実施した。

置屋根構造については未解 明の事項が多く 、当研究 の成果をもとに研究を継続 する予定である。また当 研究の成果は、現在日本建 築学会で編集中の「ラチ スシェル屋根構造設計指針（仮称）」の耐震診断・改 修の章に反映される予定である。

謝 辞

在 籍 時 に 当研 究 の実 験 、解 析 を実 施 し た 工学 院 大学 大 学 院 生 、学 部 生に 深 謝 を表 す 。また 支 承 部 の実 験 に用 い たア ン カ － ボ ルト は フル サ ト工 業株 式 会 社 より 提 供 を 受 け た 。

参 考 文 献

1) 文 部 科 学 省：屋 内 運 動 場 等 の 耐 震 性 能 診 断 基 準（ 18 年 度 版 ）, 2006

2) 山 下 哲 郎：耐 震 診 断 と 改 修 の 現 状 , 大 空 間 施 設 の 総 合 的 耐 震 性 能 を 考 え る ― 東 日 本 大 震 災 を 経 験 し て ― 、 2012 年 度 日 本 建 築 学 会 構 造 部 門 PD（ シ ェ ル ・ 空 間 構 造 ） 資 料 , pp.26-39, 2012.9

3) 建 築 研 究 振 興 協 会 ほ か：東 日 本 大 震 災 に お け る 鉄 骨 置 屋 根 構 造 の 被 害 調 査 報 告 、 2012.3

4) 日 本 大 震 災 空 間 構 造 調 査 報 告 Ｗ Ｇ , 東 日 本 大 震 災 合 同 調 査 報 告 書 編 集 委 員 会 ： 東 日 本 大 震 災 合 同 調 査 報 告 建 築 編 ３ 鉄 骨 造 建 築 物 シ ェ ル ・ 空 間 構 造 , 日 本 建 築 学 会 , 2014.9

5) Tetsuo Yamashita ： Seismic Performance of X-Braces of Steel Equal-leg Angle, 15th WCEE, Lisbon, 2012, No.3260 (in USB), 2012.9

6) 山 下 哲 郎：体 育 館 に お け る ブ レ ー ス 構 造 の 耐 震 性 に 関 す る 取 組 み , 日 本 建 築 学 会 セ ミ ナ ー「 学 校 体 育 館 の 耐 震 診 断・改 修 方 法 の 課 題 と 取 り 組 み 」 資 料 , pp.21-32, 2010.12 7) 米 田 良 祐 ，山 下 哲 郎：鉄 骨 造 学 校 体 育 館 の 桁 行 方 向 ブ レ ー ス

構 造 の 弾 塑 性 応 答 変 形 推 定 , 日 本 建 築 学 会 技 術 報 告 集 , No.42 pp.501-506, 2013.6

8) 万 丈 俊 吾 ・ 山 下 哲 郎 ： 学 校 体 育 館 梁 間 方 向 H 形 鋼 ラ ー メ ン の 塑 性 化 挙 動 , 2014 年 度 日 本 建 築 学 会 大 会 （ 近 畿 ）（ 学 術 講 演 梗 概 集 B-1 pp.835-836), 2014 年 9 月

9) 山 下 哲 郎：置 屋 根 支 承 部 の 実 験 , 建 築 研 究 開 発 コ ン ソ ー シ ア ム 鉄 骨 置 屋 根 構 造 の 耐 震 性 能 に 関 す る 研 究 会 資 料 、「 鉄 骨 置 屋 根 構 造 の 被 害 分 析 お よ び 耐 震 診 断 の 進 め 方 」, 100-110, 2013 年 9 月

10) 山 下 哲 郎 , 白 鳥 和 希：鉄 骨 置 屋 根 支 承 部 の 地 震 時 破 壊 挙 動 と 耐 力 に 関 す る 研 究 (そ の １ ) 実 験 概 要 と ス ラ イ ド 支 承 の 実 験 結 果 , 日 本 建 築 学 会 技 術 報 告 集 (投 稿 中 )

11) 山 下 哲 郎 、和 田 直 記 、白 鳥 和 希：鉄 骨 置 屋 根 構 造 ス ラ イ ド 支 承 部 の 可 動 性 に 関 す る 研 究 そ の 1 実 験 概 要 、 そ の 2 可 動 性 に 関 す る 考 察 、 日 本 建 築 学 会 大 会 梗 概 集 、 構 造 Ⅰ 、 pp.879-882、 2014.9

12) 国 土 交 通 省 ： 2007 年 度 版 建 築 物 の 構 造 関 係 技 術 基 準 解 説 書 , 2007

13) 長 屋 敦 士 , 柴 田 良 一 , 中 澤 祥 二 , 大 家 貴 徳 , 加 藤 史 郎：桁 行 き 方 向 に 地 震 動 を 受 け る 体 育 館 の リ ス ク ア ナ リ シ ス ： そ の 1： 等 価 質 点 モ デ ル 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 , B-1 分 冊 , pp.745-746, 2009

14) 日 本 鋼 構 造 協 会：建 築 構 造 用 ア ン カ ー ボ ル ト を 用 い た 露 出 柱 脚 設 計 施 工 指 針 ・ 同 解 説 、 2009.10

15) 日 本 建 築 学 会 ： 鋼 構 造 接 合 部 設 計 指 針 , 2011

 

V N S

BH V b N S

c

T T P

P d T T d M











  

図 17 回転中心の位置と支承回転 角

表 5 摩擦係数 Experiment μ_SL μ W

M22-271-0-T25 0.07 0.32 M22-271-100-T1 0.10 0.40 M22-271-100-T25 0.06 0.30 M22-604-100-T15 0.07 0.28 M22-604-100-T0 0.07 - M22-604-100-T1 0.07 0.32