JP2007040709A

JP2007040709A - 評価方法及び評価装置

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Publication number: JP2007040709A
Application number: JP2005221961A
Authority: JP
Inventors: Akira Imamura; 晃今村; Yasushi Nukui; 泰貫井; Yasuhiro Michimasa; 泰弘道正
Original assignee: Tokyo Electric Power Co Inc
Current assignee: Tokyo Electric Power Company Holdings Inc
Priority date: 2005-07-29
Filing date: 2005-07-29
Publication date: 2007-02-15
Anticipated expiration: 2025-07-29
Also published as: JP4655805B2

Abstract

【課題】被災の程度を精度良く評価する。
【解決手段】フレームと、前記フレームに取り付けられた外装材とを有する構造体の被災時の変形量の評価方法であって、（Ａ）前記外装材を取り付けていない状態における、前記フレームの変形量と、変形後の前記フレームの剛性と、の関係を示す第１関係を求め、（Ｂ）前記外装材を取り付けている状態における、前記フレームの変形量と、前記フレームに取り付けられた前記外装材の剛性と、の関係を示す第２関係を求め、（Ｃ）前記第１関係と前記第２関係とに基づいて、前記構造体の振動特性と変形量との関係を示す第３関係を算出し、（Ｄ）被災後に前記構造体の振動特性を計測し、（Ｅ）計測された前記構造体の前記振動特性と前記第３関係とに基づいて、前記構造体の被災時の変形量を評価する。
【選択図】図２１

Description

本発明は、構造体の被災の程度を評価するための評価方法及び評価装置に関する。

地震により被災した建物の損傷状態を評価する方法が、これまで種々提案されている。

第１の評価方法として、被災した建物の残留変位を計測することによって、建物の損傷状態を評価する方法がある。但し、被災後の残留変位に基づく損傷状態の評価方法では、被災時に最大変位後に揺り戻しにより残留変位が小さくなった場合に、最大変位による損傷状態を評価できない。この場合、実際には損傷が大きいにもかかわらず、建物の損傷状態が過小評価されるおそれがある。

第２の評価方法として、建物に予め変位センサ等を取り付け、被災時の最大変位を計測する評価方法がある。但し、この評価方法では、被災前に変位センサ等を予め取り付ける必要がある。また、被災時に変位センサを起動する必要があり、装置の保守にコストがかかってしまう。

そこで、被災した建物の固有振動数や固有周期を計測し、計測された振動特性に基づいて建物の損傷状態を評価する方法も行われている（例えば、特許文献１参照）。
特開２００３−３２２５８５号公報

ところで、鉄骨ラーメン構造の建物において、構造材である鉄骨フレームに、非構造材である外装材が取り付けられることがある。但し、このように非構造材が構造材に取り付けられるような場合であっても、建物の強度設計などでは、構造材のみに基づいて計算が行われる。このため、従来の損傷状態の評価方法でも、外装材が建物の構造性能に及ぼす影響は考慮されていなかった。
本発明は、外装材による影響を考慮して、建物等の構造体の損傷状態の評価を行うことを目的とする。

上記目的を達成するための主たる発明は、フレームと、前記フレームに取り付けられた外装材とを有する構造体の被災時の変形量の評価方法であって、
前記外装材を取り付けていない状態における、前記フレームの変形量と、変形後の前記フレームの剛性と、の関係を示す第１関係を求め、
前記外装材を取り付けている状態における、前記フレームの変形量と、前記フレームに取り付けられた前記外装材の剛性と、の関係を示す第２関係を求め、
前記第１関係と前記第２関係とに基づいて、前記構造体の振動特性と変形量との関係を示す第３関係を算出し、
被災後に前記構造体の振動特性を計測し、
計測された前記構造体の前記振動特性と前記第３関係とに基づいて、前記構造体の被災時の変形量を評価する
ことを特徴とする評価方法である。

本発明の他の特徴については、本明細書及び添付図面の記載により明らかにする。

（１）開示の概要
本明細書及び添付図面の記載により、少なくとも、以下の事項が明らかとなる。

フレームと、前記フレームに取り付けられた外装材とを有する構造体の被災時の変形量の評価方法であって、
前記外装材を取り付けていない状態における、前記フレームの変形量と、変形後の前記フレームの剛性と、の関係を示す第１関係を求め、
前記外装材を取り付けている状態における、前記フレームの変形量と、前記フレームに取り付けられた前記外装材の剛性と、の関係を示す第２関係を求め、
前記第１関係と前記第２関係とに基づいて、前記構造体の振動特性と変形量との関係を示す第３関係を算出し、
被災後に前記構造体の振動特性を計測し、
計測された前記構造体の前記振動特性と前記第３関係とに基づいて、前記構造体の被災時の変形量を評価する
ことを特徴とする評価方法。
このような評価方法によれば、建物の損傷状態の評価を正確に行うことができる。

かかる評価方法であって、被災後の前記構造体に前記振動特性を計測するためのセンサを取り付け、前記センサの出力に基づいて前記構造体の前記振動特性を計測した後、前記センサを取り外すことが望ましい。
これにより、被災時にセンサ等を起動する必要がないので、センサの保守等も必要ない。

かかる評価方法であって、
前記外装材を取り付けていない状態の前記フレームに対して所定方向に荷重をかけて変形させ、変形後に除荷して前記フレームの剛性を計測し、この計測結果に基づいて前記第１関係を求め、
前記外装材を取り付けた前記フレームに対して所定方向に荷重をかけて変形させ、変形後に除荷して前記外装材を取り付けた前記フレームの剛性を計測し、この計測結果と前記フレームの剛性の計測結果とに基づいて前記第２関係を求める
ことが望ましい。
これにより、前記第２関係の汎用性を広げることができる。

かかる評価方法であって、常時微振動を利用して前記構造体の前記振動特性を計測することが望ましい。
構造体の常時微振動にはその構造体の特性が含まれるため、構造体の常時微振動を計測すれば、その計測結果に基づいてその構造体の振動特性を計測することができる。

フレームと、前記フレームに取り付けられた外装材とを有する構造体の被災時の変形量を評価する評価装置であって、
前記外装材を取り付けていない状態における、前記フレームの変形量と、変形後の前記フレームの剛性と、の関係を示す第１関係を求め、
前記外装材を取り付けている状態における、前記フレームの変形量と、前記フレームに取り付けられた前記外装材の剛性と、の関係を示す第２関係を求め、
前記第１関係と前記第２関係とに基づいて、前記構造体の振動特性と変形量との関係を示す第３関係を算出し、
被災後に前記構造体の振動特性の計測結果を取得し、
計測された前記構造体の前記振動特性の前記計測結果と前記第３関係とに基づいて、前記構造体の被災時の変形量を評価する
ことを特徴とする評価装置。
このような評価装置によれば、建物の損傷状態の評価を正確に行うことができる。

（２）外装材の影響を考慮する必要性
まず、本実施形態の評価方法を説明する前に、鉄骨フレームに及ぼす外装材の影響について説明する。そして、以下の説明により、建物の損傷状態を評価する際に、外装材を考慮する必要性があることが理解できるであろう。

（２−１）実験結果について
（２−１−１）試験体について
図１は、鉄骨フレームのみからなる試験体Ｆの実験状況の説明図である。図中には、試験体Ｆの形状・寸法が示されている。
試験体Ｆは、２つの柱１０１と、上部梁１０２と、下部梁１０３とを備えている。試験体Ｆを構成する柱及び梁には、それぞれＨ形鋼が使用されている。柱は弱軸使い、柱梁接合部は内ダイアフラム形式の剛接としてある。素材の引張試験結果により算定したフレームの降伏荷重は３５２ｋＮであり、柱降伏先行型である。
試験体Ｆの上部には、加力装置１２０が設けられている。加力装置１２０の加力梁１２１は、倒れ止め１２２によって、試験体Ｆの面外方向への移動を拘束している。そして、加力梁１２１には、不図示のジャッキにより水平方向の力Ｑが加えられる。加力梁１２１には２つの上部支持機構１２３が取り付けられており、柱１０１は、加力装置１２０から上部支持機構１２３を介して水平加力を受ける。なお、試験体Ｆの柱１０１の下部は、床１４１に固定された下部支持機構１４２に載置されている。

図２は、試験体Ｓの説明図である。本図では、加力装置１２０や下部支持機構１４２等は図示せず、試験体のみを示している。なお、試験体Ｐの鉄骨フレームの構成は、前述の試験体Ｆの構成と同様なので、説明を省略する。
試験体Ｓでは、外装材として鋼板２０１が鉄骨フレームに取り付けられている。各鋼板は板厚１．０ｍｍ、幅３００ｍｍであり、複数の鋼板２０１が鉄骨フレームに水平方向に連装されている。柱１０１には、６００ｍｍ間隔で４個の胴縁２１１が配置されている。各胴縁２１１は、チャンネル材から構成され、柱１０１のフランジ表面に取り付けたブラケットにボルト止めされている。鋼板２０１と取付金物はビスで固定され、取付金物の二股に分かれた部分が胴縁フランジに嵌め込まれている。

図３は、試験体Ｐの説明図である。
試験体Ｐでは、外装材としてＰＣ版３０１が鉄骨フレームに取り付けられている。試験体ＰのＰＣ版３０１は、幅２０００ｍｍであり、４箇所のファスナー（２個の上部ファスナー３１１及び２個の下部ファスナー３１２）で鉄骨フレームに取り付けられている。上部ファスナー３１１は、胴縁３２１を介して、柱１０１に取り付けられている。下部ファスナー３１２は、スラブに緊結されている状態を模擬するために、ブラケット３２２を介して、下部梁１０３に取り付けられている。

図４は、試験体Ｒの説明図である。
試験体Ｒでは、外装材としてＲＣ壁４０１が鉄骨フレームに取り付けられている。ＲＣ壁４０１は、柱１０１に溶接されたひげ筋４１１により、柱１０１に定着されている。また、ＲＣ壁４０１の下部では、頭付スタッド４１２を介し、下部梁１０３から柱−梁接合部パネルへと接続されている。これは、ＲＣ壁がスラブと一体化している状態を模擬したものである。

なお、各部材の機械的性質は、図５及び図６の表に示す通りである。

（２−１−２）加力実験について
図７は、鉄骨フレームの変位とひずみの計測の説明図である。層間変形角を計測するため、柱１０１と上部梁１０２との接合部に、水平変位を計測する変位計が設けられている。また、柱及び梁のそれぞれには、モーメント分布を計測するために、材軸方向の４箇所にひずみゲージが貼付されている。なお、外装材を取り付けた試験体に対しても、同様に鉄骨フレームにひずみゲージが貼付されている
そして、各試験体に対して、加力実験を行った。加力装置１２０は、層間変形角ｒを制御しながら、試験体に対して水平力Ｑを加える。本実験では、層間変形角ｒが１→２→４→５→６→８→１０→１５→２０→３０→４０→５０（×１／１０００ｒａｄ）の順になるように、各サイクルについて２回ずつ変形させるように、水平力Ｑが繰り返し加えられる。

次に、実験結果について説明する。図８Ａは、試験体Ｆにおける水平力Ｑと層間変形角ｒとの関係を示すグラフである。図８Ｂは、試験体Ｓにおける水平力Ｑと層間変形角ｒとの関係を示すグラフである。図８Ｃは、試験体Ｐにおける水平力Ｑと層間変形角ｒとの関係を示すグラフである。図８Ｄは、試験体Ｒにおける水平力Ｑと層間変形角ｒとの関係を示すグラフである。図８Ｂ〜図８Ｄでは、比較のため、図８Ａのグラフも併記されている。また、図９は、試験体の初期剛性を示す表である。

試験体Ｆでは、ｒ＝１０／１０００（ｒａｄ）において降伏せん断耐力Ｑｙ＝３５２ｋＮに達し、ループが若干膨らんだ。ｒ＝１５／１０００において、剛性が低下したが、ｒ＝３０／１０００までは耐力低下は見られず、安定した紡錘形のループを描いた。ｒ＝３０／１０００のときに、梁端フランジに局部座屈が観測された（グラフ中の△印の時点）。ｒ＝３０／１０００を超え、４０／１０００に達する過程で耐力が最大になった。最終ループのｒ＝５０／１０００では、耐力が最大耐力の８３％まで低下した。

試験体Ｓでは、ｒ＝４／１０００のサイクル以降で鋼板２０１の取付金物と胴縁２１１との間ですべりが発生し、それ以後のサイクルが進む毎に鉛直方向のずれが大きくなった。試験体Ｓの初期剛性や耐力は、試験体Ｆの初期剛性や耐力と違いが少なかった。鋼板２０１の耐力負担は少なく、鋼板に座屈は生じなかった。

試験体Ｐでは、ｒ＝６／１０００においてＰＣ版の下部ファスナー３１２付近で斜めのひび割れが生じ、ｒ＝２０／１０００においてひび割れの進展が見られた。試験体Ｐでは、試験体Ｆよりも、初期剛性が高く、耐力も上回った。下部アンカーボルトに生じた曲げひずみはｒ＝１５／１０００の２サイクル目以降で急激に大きくなった。一方、上部アンカーボルトの曲げひずみは下部と比較して小さかった。ファスナー部のずれ変形は、上部では少なかったが、下部では鉛直方向及び水平方向とも多かった。このことは、下部ファスナー付近のコンクリートが破壊されたことと良く対応している。また、ｒ＝１５／１０００のサイクル以降で胴縁３２１を取り付けるガセットプレートが面外方向及びねじり方向の両方向に変形し、ボルト接合部にすべりが生じた。以上の結果から、ＰＣ版の耐力は下部ファスナー３１２の耐力で決定されたと考えられる。また、ＰＣ版とのフレームとの変形追随性能は、胴縁接合部の変形により決定していると考えられる。

試験体Ｒでは、ｒ＝４／１０００において上部１段目のひげ筋４１１が破断し、ＲＣ壁にせん断ひび割れが生じた。また、ｒ＝１０／１０００において、ひげ筋４１１が全て破断し、スタッド周辺でひび割れが発生した。試験体Ｒの初期剛性は、試験体Ｆと比べて３．５倍であり、耐力も上回っていた。ひげ筋４１１の曲げひずみは、上部ほど早期の層間変形で増大し、ＲＣ壁上部に位置するものではｒ＝４〜５／１０００、中央部に位置するものではｒ＝８／１０００、下部に位置するものではｒ＝１０／１０００以降で増大した。このため、小変形時には、主に上部のひげ筋４１１を介して柱１０１のせん断力がＲＣ壁に伝達され、上部のひげ筋が破断した後ではその下部のひげ筋を介してせん断力が伝達されていると考えられる。
鉄骨フレームとＲＣ壁４０１との面内方向のずれは、ｒ＝４／１０００のサイクルで急激に増大した。これは、柱１０１とＲＣ壁４０１との付着が切れたためである。面外方向のずれについては、ｒ＝８／１０００の時に、柱１０１のフランジとＲＣ壁４０１上部との間に隙間が観察され、さらに変形を繰り返す毎にこの隙間は大きくなった。また、ｒ＝１５／１０００の２サイクル目では、ＲＣ壁が柱１０１から完全に分離したことが目視された。

次に、鉄骨フレームに貼付したひずみゲージの計測結果に基づいて、鉄骨フレームの負担せん断力を算出した。図１０は、層間変形角ｒが５／１０００及び８／１０００の時の各試験体に対する載荷荷重とフレーム負担分のせん断力との関係を示す表である。また、図１１は、各外装材の負担せん断力と層間変形角との関係を示すグラフである。なお、外装材の負担せん断力は、載荷荷重からフレーム負担せん断力を引いた値としている。

鋼板の負担せん断力は、層間変形角ｒ＝２／１０００のループで最大となった。但し、鋼板の負担せん断力は、最大でも２０ｋＮであり、他の外装材と比較すると小さい。このことから、試験体Ｓの鋼板２０１は、加力装置から与えられたせん断力Ｑをほとんど負担していないことが分かる。

ＰＣ版の負担せん断力は、正負両方向ともに層間変形角ｒ＝３０／１０００のループで最大となった。ｒ＝４０／１０００以降では、同振幅の２サイクル目では耐力の低下が見られた。この原因は、下部アンカーボルト周辺のコンクリートの破壊が進行したことと、梁フランジの局部座屈の影響とが考えられる。なお、試験体Ｐでは、ｒ＝５／１０００及びｒ＝８／１０００の場合とも、フレームの負担割合の変化が少なく、つまり、ＰＣ版の負担割合の変化が少ない。

ＲＣ壁の負担せん断力は、柱１０１のフランジとＲＣ壁との間の付着が切れたｒ＝４／１０００の１サイクル目で最大となり、それ以降、ひげ筋の破断とともに減少した。そして、試験体Ｒでは、ｒ＝５／１０００の場合とｒ＝８／１０００の場合とでは、フレームの負担割合が２５％から５７％へと増大し、つまり、ＲＣ壁の負担割合が減少した。

以上の実験結果から、外装材の材質や取り付け方に応じて、外装材の負担せん断力が異なることが理解される。また、外装材の材質や取り付け方に応じて、層間変形角に対する外装材の負担せん断力の変化が異なることも理解される。

（２−２）解析結果について
（２−２−１）解析モデルについて
次に、有限要素法による解析に基づいて、外装材の影響を検討する。
図１２は、解析モデルの説明図である。
試験体Ｆでは、鉄骨フレームをＢＥＡＭ要素としてモデル化した。なお、鉄骨フレームをこのようにモデル化するのは、試験体Ｓ、試験体Ｐ及び試験体Ｒでも同様である。
試験体Ｓでは、胴縁２１１をＢＥＡＭ要素でモデル化している。また、この胴縁２１１と柱１０１との間にもＢＥＡＭ要素を配置している。また、鋼板２０１は、シェル要素によりモデル化されている。鋼板２０１を胴縁２１１に取り付ける取付金物は、非線形ばね要素にてモデル化している。
試験体Ｐでは、ＰＣ版３０１は、鉄筋を考慮した非線形積層シェル要素でモデル化されている。また、胴縁３２１をＢＥＡＭ要素でモデル化している。そして、胴縁３２１と柱１０１との間にもＢＥＡＭ要素を配置している。また、胴縁３２１とＰＣ版３０１との間では、上部ファスナー３１１として２個のＢＥＡＭ要素が配置されている。また、下部梁１０３とＰＣ版３０１との間でも、下部ファスナー及びブラケット３２２として２個のＢＥＡＭ要素が配置されている。
試験体Ｒでは、ＲＣ壁４０１は非線形積層シェル要素でモデル化されている。そして、ＲＣ壁４０１とフレームとはＢＥＡＭ要素で接続している。なお、柱１０１とＲＣ壁４０１との間では、ひげ筋４１１の耐力を設定したインターフェイス要素を配置している。

図１３は、実験結果を単調載荷に置き換えた結果と解析結果とを示すグラフである。初期剛性は解析結果の方が若干大きい値を示すが、層間変形角ｒ＝２０／１０００〜３０／１０００の間では解析結果は実験結果にほぼ追従した値を示している。

図１４は、解析結果における各部材の負担せん断力を示すグラフである。図中のｆのグラフは、フレームの負担分のせん断力を示す。また、図中のＳ−ｆ、Ｐ−ｆ及びＲ−ｆのグラフは、それぞれ鋼板２０１、ＰＣ版３０１及びＲＣ壁４０１の負担分のせん断力を示す。なお、図中のＦのグラフは、フレーム単体（試験体Ｆ）の解析結果を示す。

試験体ＲではＲＣ壁４０１の負担せん断力は実験結果とは異なりほぼ一定で推移しているものの、試験体Ｓの鋼板２０１の負担せん断力や試験体ＰのＰＣ版の負担せん断力は、ほぼ実験結果に対応している。

以上の解析結果からも、外装材の材質や取り付け方に応じて、外装材の負担せん断力が異なることが理解される。また、外装材の材質や取り付け方に応じて、層間変形角に対する外装材の負担せん断力の変化が異なることも理解される。

（２−３）既存の建物における外装材の影響について
次に、既存の建物を対象として、外装材の影響を検討する。
図１５は、対象建物の平面図である。図１６は、対象建物の軸組を示す説明図である。この対象建物は、地上１階建てのブレース付の鉄骨造であり、南側にはボックス状のＲＣ造遮風壁があり、外周にＲＣ造の腰壁が配置されている。なお、建物規模は、ＥＷ方向に２４．５ｍ、ＮＳ方向に２２．０ｍであり、最高高さ９．７５ｍである。

図１７は、解析モデルの斜視図である。図１８は、解析モデルの伝達力の説明図である。
本解析では、柱及び梁は軸力・曲げモーメント・せん断力を考慮する部材とし、ブレースは軸力のみを考慮する部材とする。柱は、Ｎ−Ｍ関係を考慮したバイリニア型の部材（降伏点で係数が変化する部材）とする。梁もバイリニア型の部材とする。ブレースは、引張方向と圧縮方向とで係数の異なる非対称バイリニア型の部材とした。また、屋根剛性を考慮し、腰壁（高さ２．０ｍ）、遮風壁と柱・梁との間の接触部分にばね要素を設けた。

図１９は、静的弾塑性解析の結果を示すグラフである。ここでは、ＥＷ方向に荷重を与えた場合の解析結果を示している。実線は、フレーム単体の場合の荷重と変位との関係を示している。また、点線は、ＲＣ壁の影響を反映した結果を示している。この解析結果から、構造体全体の初期剛性がＲＣ壁の影響により増大していることが理解できる。

図２０は、固有周期の解析結果を示す表である。また、この表には、既存の建物における常時微振動の固有周期も併記している。フレームのみの解析結果と比較して、ＲＣ壁を考慮した解析結果の方が、実際の固有周期と対応していることが理解できる。

以上の説明から、試験体の場合だけでなく建物の場合にも、また、静的な場合だけでなく動的な場合にも、外装材が建物の構造性能に影響を及ぼすことは明らかである。そこで、本実施形態では、外装材による影響を考慮して、建物の損傷状態の評価を行うこととしている。

（３）本実施形態の評価方法の説明
図２１は、本実施形態の評価方法のフロー図である。以下、順に説明する。なお、以下の説明では、外装材としてＰＣ版を取り付けた場合（試験体Ｐ）について説明しているが、外装材が鋼板やＲＣ壁でも本評価方法を適用可能である。

最初に、各部材の剛性低下率曲線を求めるためのステップＳ１の手順について説明する。なお、剛性低下率曲線とは、フレームの変形量と各部材の剛性との関係を示す曲線である。

まず、試験体Ｆ（フレーム単体）及び試験体Ｐについて、加力前後のフレームの固有周期を測定する。
図２２は、打撃計測の様子の説明図である。試験体を床１４１に緊結し、柱１０１上に錘５０１をのせ、ハンマーで上部接合部付近を面内方向に沿って打撃し、加速度センサにより振動を計測し、試験体Ｆの固有周期を測定する。なお、錘５０１の重さは、５．４ｔｏｎである。

図２３は、打撃計測による固有周期の測定結果である。図２４は、固有周期から換算した剛性の算出結果である。なお、剛性計算では、錘と上半分のフレーム及び外装材分の質量を考慮している。
加力前では、外装材の影響のため、試験体Ｐは試験体Ｆと比べて剛性が５４％高い。但し、層間変形角が大きくなると、試験体Ｐの剛性は試験体Ｆの剛性に近づく。そして、ｒ＝５０／１０００の層間変形角経験後では、試験体Ｐの剛性は、試験体Ｆの剛性とほぼ同じであり、フレームのみの剛性に依存していると考えられる。

図２５は、ＰＣ版の分担剛性の算出結果である。ＰＣ版の負担剛性は、図２４の試験体Ｐの剛性から試験体Ｆの剛性を引いた値としている。ＰＣ版の破損モードは下部ファスナー付近のひび割れに伴うアンカーボルトのすべり変形であり、初期の分担剛性は比較的高いが、層間変形角が大きくなると分担剛性が低下する。

図２６は、上記の測定結果に基づき算定された各部材の剛性低下率曲線のグラフである。
グラフの横軸は、塑性率であり、層間変位を降伏変位で割った値である。フレームの降伏荷重は３５２ｋＮであるので、フレームの降伏変位（フレームの降伏時の層間変位）は、降伏荷重３５２ｋＮ／分担剛性２２３ｋＮ／ｃｍ≒１．６ｃｍとしている。一方、ＰＣ版の降伏変位（実際にはＰＣ版自身の降伏時の層間変位ではなく、ファスナー部分破損時の層間変位）は、降伏荷重１００ｋＮ／分担剛性１２０ｋＮ／ｃｍ＝０．８ｃｍとしている（なお、ファスナー部分のはしぬけ破断時の荷重は１箇所当たり約５０ｋＮなので、降伏荷重は、５０ｋＮ×２箇所＝１００ｋＮとしている）。
グラフの縦軸は、剛性低下率であり、層間変形角経験後の分担剛性を初期の分担剛性で割った値である。なお、フレームの初期の分担剛性は２２３ｋＮ／ｃｍであり、ＰＣ版の初期の分担剛性は１２０ｋＮ／ｃｍである。
そして、本実施形態では、図２４のフレームの剛性に基づいて、フレームの剛性低下率曲線はｙ＝−０．１０ｌｎ（ｘ）＋１．０４と算定される。また、図２５のＰＣ版の剛性に基づいて、ＰＣ版の剛性低下率曲線はｙ＝−０．３４ｌｎ（ｘ）＋０．９２と算定される（なお、剛性低下率がｙ＞１の場合、剛性低下率は１とする。）。

本実施形態では、フレームの剛性低下率曲線とＰＣ版の剛性低下率曲線をそれぞれ別々に求めており、また、ＰＣ版の剛性低下率曲線ではＰＣ版の剛性低下率がフレームの層間変位に対応付けられている。このため、フレームの構成が変わった場合でも、例えばフレームのＨ鋼の機械的性質等が変更された場合でも、ＰＣ版の取り付け方が同じであれば、他のＰＣ版に対しても共通の剛性低下率曲線を用いることができる。

次に、フレーム及び外装材の剛性低下率曲線に基づいて、構造体の固有周期変動曲線を求める（ステップＳ２）。固有周期変動曲線とは、最大層間変形角と固有周期との関係を示す曲線である。
層間変形角が決まれば、層高さ（１８０ｃｍ）に基づいて層間変位が決まり、フレーム及びＰＣ版のそれぞれの塑性率が決まるので、剛性低下率曲線に基づいて、その層間変形角に対応するフレーム及びＰＣ版の分担剛性が算出される。そして、試験体Ｐの剛性は、フレームの剛性とＰＣ版の剛性との和となり、試験体Ｐの固有周期は、２π√（６．６３ｔｏｎ／（試験体Ｐの剛性））として算出される。

図２７は、フレーム及び外装材の剛性低下率曲線に基づいて算出された試験体Ｐの固有周期変動曲線である。図中には、固有周期変動曲線だけでなく、最大層間変形角が０、５／１０００、１５／１０００及び５０／１０００の場合の計測結果もプロットしている。

なお、試験体Ｐのような構造体に限らず、ステップＳ１においてフレーム及び外装材の剛性低下率曲線が求められていれば、例えば図１５や図１６に示すような建物全体の構造体の固有周期変動曲線を算出することも可能である。

ところで、建物の固有周期変動曲線を算出する場合、試験体Ｐの場合とは異なり、建物全体についての加力実験は行われない。このため、建物のフレームの初期剛性等は、建物の設計構造に基づく解析により算出される。このため、算定されたフレームの初期剛性が、実際の分担剛性と合わないことがあり得る。但し、図２８において示す通り、試験体Ｐの場合、フレームの初期剛性が±２０％変動しても固有周期変動曲線には大きな差は生じないので、建物の設計構造に基づく解析により建物の固有周期変動曲線を算出しても、その固有周期変動曲線は、実際の建物の固有周期の変化を良く反映するものになる。

次に、被災後の構造体の固有周期を測定する（ステップＳ３）。構造体の固有周期は、構造体が建物の場合には、例えば常時微振動によって測定される。構造体の常時微振動にはその構造体の特性が含まれるため、構造体の常時微振動を計測すれば、その計測結果に基づいてその構造体の振動特性を計測することができる。

なお、被災後の構造体の固有周期を測定する場合、加速度センサ等を構造体に取り付け、加速度センサの出力結果に基づいて構造体の固有周期を測定する。本実施形態では、被災中にセンサを起動させる必要はないため、被災前に予めセンサを取り付けていないからである。そして、計測後、計測に使った加速度センサは取り外す。

そして、次に、測定された固有周期に基づき、固有周期変動曲線から構造体の最大変形角を評価する（ステップＳ４）。例えば、被災後の構造体（試験体Ｐ）の固有周期が０．１（ｓ）の場合、被災時の構造体の固有周期の最大層間変形角は約１９／１０００と評価される。試験体Ｐと同様に建物の場合でも、固有周期変動曲線から最大変形角を評価できることは言うまでもない。

（４）
（４−１）以上説明した本実施形態の評価方法によれば、まず、外装材を取り付けていないフレーム単体における、層間変位（フレームの変形量の一例）と、変形後のフレームの剛性との関係を示す剛性低下率曲線（第１関係の一例）を求めている（図２７参照）。また、外装材を取り付けている状態における、層間変位と、フレームに取り付けられた外装材の剛性との関係を示す剛性低下率曲線（第２関係の一例）を求めている（図２７参照）。そして、この評価法では、フレーム及び外装材の剛性低下率曲線に基づいて、構造体（例えば建物）の固有周期変動曲線（第３関係の一例）を算出する。ここで、固有周期曲線とは、最大層間変形角（変形量の一例）と固有周期（振動特性の一例）との関係を示す曲線である。
そして、地震等による被災後に、建物の固有周期を計測する。例えば、常時微振動計測により建物の固有周期を計測しても良いし、ハンマーによる打撃計測により固有周期を計測しても良い。計測後、本評価方法では、計測された固有周期と固有周期変動曲線とに基づいて、構造体の被災時の最大層間変形角を評価している。

この評価方法によれば、外装材を考慮して被災の程度を評価しているので、実際の損傷状態を正確に評価できる。また、この評価方法によれば、被災後の層間変形角が最大層間変形角よりも小さくなった場合であっても、被災中の最大層間変形角を評価することができる。また、被災時に変位センサを起動する必要もないので、センサの保守等も必要ない。

（４−２）前述の評価方法では、被災後の構造体に加速度センサ（振動特性を計測するためのセンサの一例）を取り付け、加速度センサの出力に基づいて構造体の固有周期を計測した後、構造体から加速度センサを取り外している。これは、本評価方法では、被災中にセンサを起動させる必要はないため、被災前に予めセンサを取り付けていないからである。なお、構造体の振動特性を計測するためのセンサは、加速度センサに限られるものではなく、速度センサや変位センサ等であっても良い。

（４−３）前述の評価方法では、まず、試験体Ｆに対する加力実験と打撃計測とによって、変形後の試験体Ｆの剛性を計測し（図２４）、この結果に基づいてフレームの剛性低下率曲線を求めている。また、前述の評価方法では、試験体Ｐに対する加力実験と打撃計測とによって、試験体Ｐの剛性を計測した後（図２４）、試験体Ｐの剛性から試験体Ｐの剛性を引いて外装材であるＰＣ版の負担剛性を算出し、これに基づいてＰＣ版の剛性低下率曲線を求めている。

このように、外装材の剛性低下率曲線をフレームの剛性低下率曲線とは別に求めつつ、外装材の剛性低下率をフレームの変形量に対応付けることによって、本評価方法では、フレームの構成が変わった場合でも、外装材の取り付け方が同じであれば、他の外装材に対しても共通の剛性低下率曲線を用いることができる。

（４−４）前述の評価方法では、常時微振動を利用して建物の固有周期を計測している。建物の常時微振動には建物の特性が含まれるため、常時微振動を計測すれば、その計測結果に基づいて建物の固有周期を計測することができる。但し、打撃試験によって構造体の固有周期を計測しても良いことは言うまでもない。

（４−５）なお、特に図示していないが、本実施形態の解析は、ハードディスクを備えたコンピュータにより実現されている。ハードディスクには、解析用プログラムや、鋼材の機械的性質データや、建物の構造データ等が記憶されている。そして、コンピュータは、解析プログラムに従って、上記の各処理を行い、建物の被災時の最大層間変位の評価を行う。このようなコンピュータによれば、建物の被災度の評価装置を提供できる。

鉄骨フレームのみからなる試験体Ｆの実験状況の説明図である。試験体Ｓの説明図である。試験体Ｐの説明図である。試験体Ｒの説明図である。フレーム等の機械的性質を示す表である。外装材の機械的性質を示す表である。鉄骨フレームの変位とひずみの計測の説明図である。図８Ａは、試験体Ｆにおける水平力Ｑと層間変形角ｒとの関係を示すグラフである。図８Ｂは、試験体Ｓにおける水平力Ｑと層間変形角ｒとの関係を示すグラフである。図８Ｃは、試験体Ｐにおける水平力Ｑと層間変形角ｒとの関係を示すグラフである。図８Ｄは、試験体Ｒにおける水平力Ｑと層間変形角ｒとの関係を示すグラフである。試験体の初期剛性を示す表である。層間変形角ｒが５／１０００及び８／１０００の時の各試験体に対する載荷荷重とフレーム負担分のせん断力との関係を示す表である。各外装材の負担せん断力と層間変形角との関係を示すグラフである。解析モデルの説明図である。実験結果を単調載荷に置き換えた結果と解析結果とを示すグラフである。解析結果における各部材の負担せん断力を示すグラフである。対象建物の平面図である。対象建物の軸組を示す説明図である。解析モデルの斜視図である。解析モデルの伝達力の説明図である。静的弾塑性解析の結果を示すグラフである。固有周期の解析結果を示す表である。本実施形態の評価方法のフロー図である。打撃計測の様子の説明図である。打撃計測による固有周期の測定結果である。固有周期から換算した剛性の算出結果である。ＰＣ版の分担剛性の算出結果である。測定結果に基づき算定された各部材の剛性低下率曲線のグラフである。試験体Ｐの固有周期変動曲線である。試験体Ｐのフレーム剛性が変動したときの固有周期変動曲線である。

符号の説明

１０１柱、１０２上部梁、１０３下部梁、
１２０加力装置、１２１加力梁、１２３上部支持機構、
１４１床、１４２下部支持機構、
２０１鋼板、２１１胴縁、
３０１ＰＣ版、３１１上部ファスナー、３１２下部ファスナー、
３２１胴縁、３２２ブラケット、
４０１ＲＣ壁、４１１ひげ筋、４１２頭付スタッド、
５０１錘

Claims

フレームと、前記フレームに取り付けられた外装材とを有する構造体の被災時の変形量の評価方法であって、
前記外装材を取り付けていない状態における、前記フレームの変形量と、変形後の前記フレームの剛性と、の関係を示す第１関係を求め、
前記外装材を取り付けている状態における、前記フレームの変形量と、前記フレームに取り付けられた前記外装材の剛性と、の関係を示す第２関係を求め、
前記第１関係と前記第２関係とに基づいて、前記構造体の振動特性と変形量との関係を示す第３関係を算出し、
被災後に前記構造体の振動特性を計測し、
計測された前記構造体の前記振動特性と前記第３関係とに基づいて、前記構造体の被災時の変形量を評価する
ことを特徴とする評価方法。
請求項１に記載の評価方法であって、
被災後の前記構造体に前記振動特性を計測するためのセンサを取り付け、
前記センサの出力に基づいて前記構造体の前記振動特性を計測した後、前記センサを取り外す
ことを特徴とする評価方法。
請求項１又は２に記載の評価方法であって、
前記外装材を取り付けていない状態の前記フレームに対して所定方向に荷重をかけて変形させ、変形後に除荷して前記フレームの剛性を計測し、この計測結果に基づいて前記第１関係を求め、
前記外装材を取り付けた前記フレームに対して所定方向に荷重をかけて変形させ、変形後に除荷して前記外装材を取り付けた前記フレームの剛性を計測し、この計測結果と前記フレームの剛性の計測結果とに基づいて前記第２関係を求める
ことを特徴とする評価方法。
請求項１〜３のいずれかに記載の評価方法であって、
常時微振動を利用して、前記構造体の前記振動特性を計測する
ことを特徴とする評価方法。
フレームと、前記フレームに取り付けられた外装材とを有する構造体の被災時の変形量を評価する評価装置であって、
前記外装材を取り付けていない状態における、前記フレームの変形量と、変形後の前記フレームの剛性と、の関係を示す第１関係を求め、
前記外装材を取り付けている状態における、前記フレームの変形量と、前記フレームに取り付けられた前記外装材の剛性と、の関係を示す第２関係を求め、
前記第１関係と前記第２関係とに基づいて、前記構造体の振動特性と変形量との関係を示す第３関係を算出し、
被災後に前記構造体の振動特性の計測結果を取得し、
計測された前記構造体の前記振動特性の前記計測結果と前記第３関係とに基づいて、前記構造体の被災時の変形量を評価する
ことを特徴とする評価装置。