JP2023067759A - 構造物の制振装置 - Google Patents

Abstract

【課題】支持部材への初期テンションの導入によって、支持部材の座屈防止機構を省略でき、初期テンションが導入されていない場合と同等の制振効果を得ることができる構造物の制振装置を提供する。【解決手段】本発明の構造物の制振装置は、構造物Ｂに連結され、上下方向に延びる支持部材２と、支持部材２に連結され、支持部材２とともに付加振動系Ａを構成し、構造物Ｂが振動したときに、支持部材２を介して伝達される構造物Ｂの変位を回転マス１６の回転運動に変換し、回転慣性質量効果及び粘性減衰効果を発揮するマスダンパ３と、支持部材２にマスダンパ３と並列に連結され、支持部材２に所定の大きさの初期テンションを付与するテンションバネ４を備え、マスダンパ３の回転慣性質量ｍｄηｄは、テンションバネ４が設置されていない条件で設定される回転慣性質量ｍｄｏに対し、テンションバネ４の剛性に応じて増大された値に設定されている。【選択図】図９

Description

本発明は、特に高層の構造物の振動を抑制するための構造物の制振装置に関する。

従来、この種の制振装置として、例えば本出願人によって特許文献１に開示されたものが知られている。この制振装置は、高層建物などの構造物を対象とするものであり、構造物の上端部と基礎の間に連結され、上下方向に延びる複数の支持部材と、各支持部材の下端部に直列に連結されたマスダンパと、支持部材の座屈を防止するための座屈防止機構を備える。

マスダンパ及び支持部材は、制振対象である構造物（主系）に対して付加振動系を構成する。支持部材は、中空の複数の柱材で構成され、ボルト・ナットで連結されている。マスダンパは、例えば、内筒、ボールねじ及び回転マスなどを有するボールねじ式のものであり、内筒が支持部材の下端部に連結され、ボールねじのねじ軸が基礎に連結されている。また、回転マスの回転慣性質量及び支持部材の剛性は、付加振動系の固有振動数が構造物の固有振動数に同調するように設定されている。

座屈防止機構は、支持部材の長さ方向に沿い、所定の間隔ごとに複数、配置されており、各々は、構造物と一体のスラブと、スラブに取り付けられた滑り板などで構成されている。スラブには、複数の矩形の拘束孔が形成され、各拘束孔に支持部材が挿入されている。滑り板は、滑性を有する材料で構成され、スラブの拘束孔の壁面に貼り付けられている。また、支持部材の外面には、拘束孔に対応する位置に、ステンレスなどで構成された当接板が貼り付けられている。

以上の構成では、地震時などに構造物が振動すると、構造物が高層の場合には特に、曲げ変形がせん断変形に優るため、構造物の上部側が横方向に大きく往復動（揺動）する。この揺動による大きな変位が、座屈防止機構の拘束孔を鉛直方向に摺動する支持部材を介してマスダンパに良好に伝達されることによって、回転マスが回転し、支持部材およびマスダンパから成る付加振動系が振動する。これにより、付加振動系の固有振動数が構造物の固有振動数に同調することによって、構造物の振動エネルギが付加振動系で吸収され、構造物の振動が抑制される。

一方、支持部材が座屈防止機構の拘束孔に挿入されていることで、支持部材の水平方向の移動が拘束される結果、圧縮荷重の作用時における支持部材の座屈が防止される。

特許第５３９９５４０号公報

上述した従来の制振装置では、座屈防止機構は、支持部材の水平方向の移動を拘束することで、支持部材の座屈を防止する一方、支持部材の鉛直方向の移動を許容することで、構造物の大きな変位が支持部材を介してマスダンパに良好に伝達され、マスダンパを大きく移動させることによって、マスダンパの回転慣性質量効果が十分に発揮される結果、大きな制振効果が得られる。しかし、座屈防止機構は、その機能上、支持部材の長さ方向に沿い、所定の間隔ごとに設置することが必要である。このため、構造物の高層化に伴って支持部材の長さが大きくなるほど、座屈防止機構の設置数が非常に多くなり、大きなコストアップの要因になる。

このような不具合を解消するために、例えば、マスダンパと並列にテンションバネを設け、このテンションバネで支持部材に初期テンションを導入することにより、地震時、支持部材に最大圧縮荷重が作用したタイミングにおいても、支持部材を引張状態に保持し、座屈を防止することが考えられる。

しかし、その場合、初期テンション効果を有効に得るために、テンションバネとして、マスダンパの反力よりも付勢力が大きい、剛性の高いものを用いたときには、テンションバネがマスダンパの動きを阻害することで、マスダンパの回転慣性質量効果が抑制される結果、マスダンパによる制振効果が適切に得られなくなってしまう。この場合、テンションバネの剛性が大きくなるほど、マスダンパの動きを阻害する度合いも大きくなり、マスダンパによる制振効果が小さくなる。

本発明は、以上のような課題を解決するためになされたものであり、支持部材への初期テンションの導入によって、支持部材の座屈を防止するための座屈防止機構を省略できるとともに、初期テンションが導入されていない場合と同等の制振効果を得ることができる構造物の制振装置を提供することを目的とする。

上記の目的を達成するために、請求項１に係る発明は、地盤上に立設された構造物の振動を抑制するための構造物の制振装置であって、一端部が構造物に連結され、上下方向に延びる支持部材と、支持部材に連結され、支持部材とともに付加振動系を構成するとともに、回転マスを有し、構造物が振動したときに、支持部材を介して伝達される構造物の変位を回転マスの回転運動に変換することによって、回転慣性質量効果及び粘性減衰効果を発揮するマスダンパと、支持部材にマスダンパと並列に連結され、支持部材に所定の大きさの初期テンションを付与するテンションバネと、を備え、マスダンパの回転慣性質量は、テンションバネが設置されていない条件で設定される回転慣性質量に対し、テンションバネの剛性に応じて増大された値に設定されていることを特徴とする。

地震時などに構造物が振動すると、構造物が高層の場合には特に、構造物の曲げ変形がせん断変形に優るため、構造物は、その上部側が横方向に大きく往復動するような態様で振動（揺動）する。上述した構成の構造物の制振装置によれば、構造物が揺動すると、構造物の変位が支持部材を介してマスダンパに伝達され、支持部材及びマスダンパから成る付加振動系が振動するとともに、構造物の変位が回転マスの回転運動に変換される。それにより、回転慣性質量効果及び粘性減衰効果が発揮されることによって、構造物の振動が抑制される。

また、テンションバネによって支持部材に所定の大きさの初期テンションが付与されているため、構造物の振動中、支持部材にマスダンパによる引張荷重と圧縮荷重が交互に作用しても、支持部材は常に引張状態に保持される。これにより、従来のような格別の座屈防止機構を必要とすることなく、支持部材の座屈を防止することができる。

また、マスダンパの回転慣性質量は、テンションバネが非設置の条件で設定される回転慣性質量に対し、テンションバネの剛性に応じて増大された値に設定されている。これにより、初期テンションの導入に伴うマスダンパの回転慣性質量効果の低下を防止し、初期テンションが導入されていない場合と同等の制振効果を得ることができる。

請求項２に係る発明は、請求項１に記載の構造物の制振装置において、テンションバネの剛性と支持部材の剛性との比をηｄとするとともに、テンションバネが設置されていない条件で、付加振動系の固有振動数が構造物の固有振動数に同調するように設定される回転慣性質量をｍｄｏとした場合、マスダンパの回転慣性質量ｍｄηｄは、ｍｄηｄ＝（１＋ηｄ）^２ ・ｍｄｏに設定されていることを特徴とする。

後述するように、マスダンパの回転慣性質量ｍｄηｄを、上記のように定義される剛性比ηｄとテンションバネの非設置時の回転慣性質量ｍｄｏに基づき、ｍｄηｄ＝（１＋ηｄ）^２ ・ｍｄｏに設定したとき（回転慣性質量ｍｄｏの（１＋ηｄ）^２ 倍に設定したとき）に、初期テンションが導入されていない場合と同じ制振効果が得られることが、理論的に証明されるとともに、シミュレーション解析の結果から確認された。したがって、この構成によれば、付加振動系の固有振動数が構造物の固有振動数に同調することによる制振効果を、初期テンションを導入した場合と同様に得ることができる。

請求項３に係る発明は、請求項１又は２に記載の構造物の制振装置において、マスダンパは、構造物の変位が支持部材を介して伝達されることによって発生する作動流体の流動を回転マスの回転運動に変換する圧力モータ式のマスダンパで構成されていることを特徴とする。

この構成によれば、マスダンパは、圧力モータ式であり、構造物の変位が支持部材を介して伝達されることにより発生する作動流体の流動を回転マスの回転運動に変換することによって、回転慣性質量効果を発揮する。また、圧力モータ式のマスダンパでは、ボールねじ式のものと異なり、ダンパ力と同時にトルク力が発生し、支持部材に作用することはない。このため、ボールねじ式の場合に必要な支持部材のねじれ防止機構を省略することができる。

請求項４に係る発明は、請求項１又は２に記載の構造物の制振装置において、支持部材は、構造物の外周部に設置された柱の内部を通って構造物の屋上部まで延び、マスダンパ及びテンションバネは、構造物の屋上部に配置され、支持部材に連結されていることを特徴とする。

構造物の屋上部は、構造物の最下部と比較して、広いスペースを有する。このため、この構成では、マスダンパ及びテンションバネを屋上部に余裕をもって配置することができる。また、支持部材は柱の内部に隠され、マスダンパなどは地表部から遠い屋上部に配置されるので、構造物の外観を良好に保つことができる。

請求項５に係る発明は、請求項４に記載の構造物の制振装置において、マスダンパを支持するために構造物の屋上部に設けられた門形の支持架構をさらに備え、支持部材の上端部は支持架構の構内に延び、マスダンパ及びテンションバネは、支持架構の構内に配置されており、支持架構には、マスダンパ及びテンションバネを覆うように、外装材が取り付けられていることを特徴とする。

この構成では、マスダンパとテンションバネを支持架構の構内にコンパクトに収容できるとともに、支持架構に取り付けた外装材によって、マスダンパなどを風雨に晒すことなく有効に保護することができる。

本発明による制振装置を、これを適用した構造物とともに概略的に示す（ａ）正面図、及び（ｂ）平面図である。 支持部材とマスダンパ及びテンションバネを、（ａ）初期テンションの導入前、及び（ｂ）初期テンションの導入後の状態で示す図である。 マスダンパの断面図である。 図１の構造物が揺動する様子を示す正面図である。 構造物及び制振装置のモデルを示す図である。 振動数比と変位応答倍率の関係を示す図である。 質量比及び剛性比と最適同調振動数比との関係を示す図である。 質量比及び剛性比と最適同調振動数比における定点の変位応答倍率との関係を示す図である。 剛性比と等価質量増大比率の関係の一例を示す図である。 質量比及び剛性比と最適減衰定数との関係を示す図である。 剛性比などと（ａ）等価質量増大比率、（ｂ）剛性増大比率、及び（ｃ）減衰係数増大比率との関係をそれぞれ示す図である。 図１１を用いて（ａ）等価質量増大比率、（ｂ）剛性増大比率、及び（ｃ）減衰係数増大比率をそれぞれ求めた例を示す図である。 テンションバネが設けられていない場合、テンションバネが設けられている場合、及びマスダンパが設けられていない場合について、（ａ）（ｂ）２種類の地震動をそれぞれ入力したときのシミュレーション解析の結果（ＯＴＭ及び層間変形角）を示す図である。 （ａ）テンションバネが設けられていない場合、及び（ｂ）テンションバネが設けられている場合について、支持部材の剛性を最適値と最適値からずらした値に設定したときのシミュレーション解析の結果（絶対加速度応答倍率）を示す図である。 構造物に対する制振装置の他の配置例を示す図である。 構造物に対する制振装置の別の配置例を示す図である。 構造物に対する制振装置のさらに別の配置例を示す図である。 支持部材とマスダンパ及び図２と異なる構成のテンションバネを、（ａ）初期テンションの導入前、及び（ｂ）初期テンションの導入後の状態で示す図である。 マスダンパなどを構造物の屋上部に配置した場合の制振装置を概略的に示す正面図である。 図１９に基づく制振装置の１つの実施形態を示す図である。 図１９に基づく制振装置の他の実施形態を示す図である。 図１９に基づく制振装置のさらに別の実施形態を示す図である。

以下、図面を参照しながら、本発明の好ましい実施形態を詳細に説明する。図１に示すように、制振装置１が設けられる構造物Ｂは、例えば３８階建ての高層の建物であり、地盤上の基礎Ｆに立設されている。制振装置１は、支持部材２及びマスダンパ３で構成された複数の付加振動系Ａと、支持部材２に初期テンションを導入するためのテンションバネ４を備える。制振装置１は、付加振動系Ａの固有振動数を、地震時などに振動する構造物Ｂの固有振動数に同調させることによって、構造物Ｂの振動エネルギを付加振動系Ａで吸収し、構造物Ｂの振動を抑制するものである。

構造物Ｂは、矩形の平面形状を有しており、そのサイズは例えば、長辺長さＬ＝＠７．２ｍ×７＝５０．４ｍ、短辺長さＤ＝１２．８＋９．６＝２２．４ｍ、高さＨ＝＠４ｍ×３８＝１５２ｍである。付加振動系Ａは、構造物Ｂの最上部と基礎Ｆの間に設けられ、構造物Ｂの短辺方向の両端外側に各７基（計１４基）、長辺方向に等間隔に配置されている。

支持部材２は、構造物Ｂの外側に配置され、上下方向に延びており、その上端部が構造物Ｂの最上部に連結され、下端部にはマスダンパ３が連結されている。より具体的には、支持部材２は、上下方向に接合・固定された複数の鋼製の柱材で構成され、図２に示すように、下端部に鋼製の第１連結部材５が一体に設けられており、第１連結部材５を介して、マスダンパ３の一端部に直列に連結されている。マスダンパ３は、上下方向に配置されており、その他端部は、基礎Ｆに一体に設けられた鋼製の第２連結部材６に連結されている。

第２連結部材６には、マスダンパ３の両側に、一対のねじ棒７、７が固定ナット８などで固定されている。各ねじ棒７は、第２連結部材６から上方に延び、第１連結部材５を貫通し、その上方に突出している。このねじ棒７の突出部分に、上記テンションバネ４と調整ナット９が設けられている。テンションバネ４は、例えば、ねじ棒７に通されたコイルバネで構成されており、所定の剛性（軸剛性）ｋｄを有する。調整ナット９は、テンションバネ４の上側に配置され、ねじ棒７に進退自在にねじ込まれている。

以上の構成により、図２（ａ）に示すように、調整ナット９がねじ棒７の上端側に離間しているときには、テンションバネ４はフリーな状態にあり、支持部材２に初期テンションは生じない。この状態から、同図（ｂ）に示すように、調整ナット９を回して下方に移動させると、テンションバネ４が調整ナット９で圧縮され、第１連結部材５を下方に押圧することによって、支持部材２に初期テンションが導入される。この初期テンションの大きさは、調整ナット９によるテンションバネ４の圧縮量を調整することによって、無段階に調整することが可能である。本実施形態では、初期テンションは、地震時に支持部材２に作用すると想定されるマスダンパ３の最大圧縮荷重よりも若干大きな所定値に設定されている。

マスダンパ３は、作動流体ＨＦを用いる歯車モータ式の粘性マスダンパであり、図３に示すように、周壁１２ａと第１及び第２端壁１２ｂ、１２ｃを有し、作動流体ＨＦが充填されたシリンダ１２と、シリンダ１２内に摺動自在に設けられ、シリンダ１２内を第１及び第２流体室１２ｄ、１２ｅに区画するピストン１３と、ピストン１３をバイパスし、第１及び第２流体室１２ｄ、１２ｅに連通する連通路１４と、連通路１４に配置された歯車モータ１５と、歯車モータ１５に連結された回転マス１６と、ピストン１３に一体に設けられ、その両側に延び、第１及び第２端壁１２ｂ、１２ｃからそれぞれ突出する第１及び第２ピストンロッド１７ａ、１７ｂを備える。

シリンダ１２の第１端壁１２ｂには、中空の凸部１２ｆが一体に設けられており、この凸部１２ｆ内に第１ピストンロッド１７ａが収容されている。凸部１２ｆの先端部には、自在継手ＢＪを介して第１取付具ＦＬ１が設けられ、第２ピストンロッド１７ｂの先端部には、自在継手ＢＪを介して第２取付具ＦＬ２が設けられている。作動流体ＨＦは、適度な粘性を有する流体、例えばシリコンオイルや作動油などで構成されている。

歯車モータ１５は、例えば外接式のものであり、連通路１４に連通するケーシング１５ａ内に収容され、互いに噛み合う入力ギヤ１５ｂ及び出力ギヤ１５ｃと、出力ギヤ１５ｃに一体に連結された出力軸１５ｄを有する。この出力軸１５ｄに、円板状の回転マス１６が一体に連結されている。なお、歯車モータ１５として内接式のものを用いてもよいことは、もちろんである。

ピストン１３には、軸線方向に貫通する複数の孔が形成されており（２つのみ図示）、これらの孔にそれぞれ、第１及び第２リリーフ弁１８、１９が設けられている。第１リリーフ弁１８は、弁体と、弁体を閉弁側に付勢するばねで構成されており、ピストン１３が図３の左方に移動することで、第１流体室１２ｄ内の作動流体ＨＦの圧力が上昇し、所定のリリーフ荷重に達したときに、開弁する。第２リリーフ弁１９は、同様に構成され、ピストン１３が図３の右方に移動することで、第２流体室１２ｅ内の作動流体ＨＦの圧力がリリーフ荷重に達したときに、開弁する。

以上の構成のマスダンパ３は、図２に示すように、第１取付具ＦＬ１を介して第２連結部材６の上面に取り付けられ、第２取付具ＦＬ２を介して第１連結部材５の下面に取り付けられている。

このマスダンパ３では、地震時などに、構造物Ｂが図４に示すように揺動すると、構造物Ｂの変位が支持部材２及び第１連結部材５を介して伝達されることによって、ピストン１３がシリンダ１２に対して往復動する。それに伴い、第１及び第２流体室１２ｄ、１２ｅの一方の作動流体ＨＦが、ピストン１３で押し出され、連通路１４に流入する。この作動流体ＨＦの流動が歯車モータ１５で回転運動に変換されることにより、回転マス１６の回転による慣性質量効果が発揮されるとともに、作動流体ＨＦの流動による慣性質量効果が発揮される。また、作動流体ＨＦが連通路１４内を流動することによる粘性減衰効果が得られる。

また、構造物Ｂが揺動するのに伴い、支持部材２にマスダンパ３の圧縮荷重と引張荷重が交互に繰り返し作用する。前述したように、支持部材２への初期テンションが地震時のマスダンパ３の最大圧縮荷重よりも大きな所定値に設定されているため、支持部材２は、地震時において常に引張状態に保持される。これにより、従来のような格別の座屈防止機構を必要とすることなく、支持部材２の座屈を防止することができる。

また、構造物Ｂの揺動に伴い、支持部材２及びマスダンパ３から成る付加振動系Ａが振動する。これにより、構造物Ｂの振動エネルギが付加振動系Ａで吸収されることによって、構造物Ｂの振動が抑制される。本実施形態では、テンションバネ４によって支持部材２に初期テンションを導入した場合においても、テンションバネ４の剛性の影響を考慮した付加振動系Ａの固有振動数が構造物Ｂの固有振動数に最適に同調するよう、付加振動系Ａの諸元（マスダンパ３の等価質量（回転慣性質量）ｍｄ及び減衰係数ｃｄ、支持部材２の剛性ｋｂ）とテンションバネ４の剛性ｋｄが設定される。以下、この設定方法について詳細に説明する。

まず、図１に示される構造物Ｂ及び制震装置１で構成される全体系は、図５のようにモデル化される。制振対象としての構造物Ｂ（以下、適宜「主系Ｂ」という）は、１つの質点（ｍ）に内部バネ（ｋ）及び内部減衰（ｃ）が互いに並列に接続された１質点系モデルで表される。テンションバネ４の剛性の影響を考慮した付加振動系Ａは、支持部材２から成るバネ要素（ｋｂ）に、マスダンパ３の回転マス１６などから成る慣性接続要素（ｍｄ）と作動流体ＨＦから成る粘性要素（ｃｄ）が、互いに並列に接続され、さらにテンションバネ４から成るバネ要素（ｋｄ）が、慣性接続要素（ｍｄ）及び粘性要素（ｃｄ）と並列に接続されたモデルになる。

以上の全体系において、地動入力を受けるときの主系Ｂの変位応答倍率を、定点理論に基づいて解析し、主系Ｂとテンションバネ４の剛性の影響を考慮した付加振動系Ａとの最適同調振動数比やテンションバネ４の剛性の影響を考慮した付加振動系Ａの最適減衰定数などを、以下のようにして求める。

まず、主系Ｂが地動入力を受けるときの運動方程式は、次式（１）及び（２）で表される。

この運動方程式を解くために、以下の関係式（パラメータ）を定義する。

以上の式（１）～（３）から、主系Ｂの変位応答倍率ｘ／ｘｏ（主系の変位／入力変位）は、次式（４）のように算出される。ここで、式（４）の記号ｉは虚数単位√（－１）を示す。

また、式（４）に、主系Ｂの減衰定数ｈ＝０及び付加振動系Ａの減衰定数ｈｄ＝０と、ｈ＝０及びｈｄ＝∞をそれぞれ代入することにより、ｈ及びｈｄがこれらの条件のときの変位応答倍率｜ｘ／ｘｏ｜を表す次式（５）及び（６）が得られる。

次に、定点理論に基づき、絶対値の中の符号を考慮して式（５）（６）の右辺同士を等式で結ぶことで、次式（７）が得られるとともに、式（７）を振動数比γについて解くことによって、図６に示す２つの応答倍率曲線の交点である２つの定点Ｐ、Ｑの振動数比γ(P)、γ(Q)が、次式（８）のように得られる。

次に、定点Ｐ、Ｑの高さ（変位応答倍率）が等しくなるときの固有円振動数比βを、最適同調振動数比βopt として算出する。具体的には、式（８）の振動数比γ(P)、γ(Q)を式（６）にそれぞれ代入することで得られた変位応答倍率｜ｘ／ｘｏ｜が互いに等しいとして、次式（９）が導かれるとともに、式（９）を展開することによって、次式（１０）が得られる。そして、式（１０）に式（８）の振動数比γ^２(P)、γ^２(Q)を代入するとともに、固有円振動数比βについて解くことによって、次式（１１）に示す最適同調振動数比βopt(S)、βopt(H)が得られる。なお、βopt(S)は、実施形態に該当する柔バネ解であり、βopt(H)は硬バネ解である。

この式（１１）の柔バネ解のβopt(S)を図示すると、図７のようにマップ化される。また、式（１１）においてηｄ＝０とすると、式（１２）が得られる。この式（１２）は、テンションバネが設けられていない場合の最適同調振動数比の柔バネ解として知られている式と完全に一致する。また、柔バネ解に関し、式（１１）を整理すると、式（１３）が得られる。この式（１３）の平方根内の式＝（１＋ηｄ）^２－４μ≧０という条件から、剛性比ηｄに対して質量比μが式（１４）の条件を満たすときに、柔バネ解が存在することになる。

次に、剛性比ηｄの考慮時（テンションバネ４が設けられている場合）の最適同調振動数比βopt(S)における定点Ｐ、Ｑの変位応答倍率を算出する。まず、式（６）から次式（１５）が導かれる。この式（１５）の最適振動数比γ^２(P)_opt(S)、γ^２(Q)_opt(S)に次式（１６）を、最適同調振動数比βopt(S)に前記式（１３）をそれぞれ代入し、整理することによって、次式（１７）が得られる。

一方、ηｄ＝０の場合（テンションバネ４が設けられていない場合）の最適同調振動数比βopt(S)における定点Ｐ、Ｑの変位応答倍率｜ｘ／ｘｏ｜βopt(S)は、式（１５）に、式（１２）の最適同調振動数比βopt(S)と式（１６）を代入し、整理することによって、次式（１８）で表される。以上の式（１７）及び（１８）で表される、質量比μ及び剛性比ηｄと最適同調振動数比βopt(S)における定点Ｐ、Ｑの変位応答倍率｜ｘ／ｘｏ｜βopt(S)との関係は、図８のようにマップ化される。

また、式（１７）と式（１８）の比較から、最適同調振動数比βopt(S)における定点Ｐ、Ｑにおいて、ηｄ＝０のときと同じ変位応答倍率をηｄ考慮時に得るための条件は、次式（１９）で表される。すなわち、ηｄ考慮時の質量比μηｄ（等価質量ｍｄηｄ）を、ηｄ＝０のときの質量比μｏ（等価質量ｍｄｏ）の（１＋ηｄ）^２倍に設定することによって、等しい変位応答倍率｜ｘ／ｘｏ｜βopt(S)が得られることが分かる。したがって、剛性比ηｄ＝０のときと同じ制振効果を得るのに必要なηｄ考慮時の等価質量ｍｄの増大比率（以下「等価質量増大比率」という）Ｒｍｄは、次式（２０）のようにＲｍｄ＝ｍｄηｄ／ｍｄｏ＝（１＋ηｄ）^２で表され、図９のように例示されるとともに、図１１（ａ）のようにマップ化される。

次に、最適同調振動数比βopt(S)における最適な減衰定数ｈｄを、最適減衰定数ｈd_opt(S)として算出する。その基本式は次式（２１）で表される。また、式（２１）中の定点Ｐ、定点Ｑで応答倍率曲線が極大値となる条件の最適減衰定数ｈ(P)_opt(S)、ｈ(Q)_opt(S)は、次式（２２）で与えられる。さらに、式（２２）中の変位応答倍率｜ｘ／ｘｏ｜βopt(S)は前記式（１７）で、最適振動数比γ^２(P)_opt(S)、γ^２(Q)_opt(S)は前記式（１６）で、最適同調振動数比βopt(S)は前記式（１３）で、それぞれ与えられる。その結果、最適減衰定数ｈd_opt(S)は、質量比μ及び剛性比ηｄの関数になり、その式は非常に複雑になるため表示しないが、図１０のようにマップ化される。

また、この最適減衰定数ｈd_opt(S)を表す関数において、剛性比ηｄ＝０とすると、次式（２３）が得られる。この式（２３）は、テンションバネが設けられていない場合の最適減衰定数の柔バネ解として知られている式と完全に一致する。

最適減衰定数ｈd_opt(S)に対応する粘性係数ｃｄは、次式（２４）で表される。この式（２４）に、式（２１）の最適減衰定数ｈd_opt(S)と式（１３）の最適同調振動数比βopt(S)を代入することで、ηｄ考慮時の粘性係数ｃｄηｄが、質量比μ及び剛性比ηｄの関数として求められる。また、式（２４）に、式（１８）の最適減衰定数ｈd_opt(S)と式（１２）の最適同調振動数比βopt(S)を代入することで、ηｄ＝０のときの粘性係数ｃｄｏが、質量比μ及び剛性比ηｄの関数として求められる。したがって、剛性比ηｄ＝０のときと同じ制振効果を得るのに必要なηｄ考慮時の減衰係数ｃｄの増大比率（以下「減衰係数増大比率」という）Ｒｃｄは、次式（２５）のようにＲｃｄ＝ｃｄηｄ／ｃｄｏで表され、図１１（ｃ）のようにマップ化される。

また、最適同調振動数比βopt(S)に対応する支持部材２の剛性（以下「支持部材剛性」という）ｋｂは、次式（２６）で表される。この式（２６）に、式（１３）の最適同調振動数比βopt(S)を代入することで、ηｄ考慮時の支持部材剛性ｋｂηｄが、式（１２）の最適同調振動数比βopt(S)を代入することで、ηｄ＝０のときの支持部材剛性ｋｂｏが、いずれも質量比μ及び剛性比ηｄの関数として求められる。したがって、剛性比ηｄ＝０のときと同じ制振効果を得るのに必要なηｄ考慮時の支持部材剛性ｋｂの増大比率（以下「剛性増大比率」という）Ｒｋｂは、次式（２７）のようにＲｃｄ＝ｋｂηｄ／ｋｂｏで表され、図１１（ｂ）のようにマップ化される。

次に、上述した設定方法を用いた、テンションバネ４で支持部材２に初期テンションを導入した場合の付加振動系Ａの諸元（マスダンパ３の等価質量ｍｄ及び減衰係数ｃｄ、支持部材剛性ｋｂなど）の具体的な設定方法について、詳細に説明する。

まず、図１に示すような高層の構造物Ｂ（主系）（Ｌ＝＠７．２ｍ×７＝５０．４ｍ、Ｄ＝１２．８＋９．６＝２２．４ｍ、Ｈ＝＠４ｍ×３８＝１５２ｍ）に対し、剛性比ηｄ＝０の（テンションバネ４が設けられていない）ときの、付加振動系Ａの固有振動数が構造物Ｂの１次固有振動数に最適に同調するよう、付加振動系Ａの１基あたりの諸元が次のように設定されているものとする。
・等価質量ｍｄｏ＝２００００ｔｏｎ（質量比μｏ＝０．０３１）
・減衰係数ｃｄｏ＝４．７ｋＮｓ／ｍｍ
・支持部材剛性ｋｂｏ＝３６．４ｋＮ／ｍｍ
接続節点考慮剛性ｋｂｏ’＝３０．７ｋＮ／ｍｍ
なお、上記の質量比μｏは、高層の構造物Ｂ（主系）モデルの１次モードにおける刺激関数を考慮して算出したものである。

また、以上のように設定されたモデル、すなわち、図１に示す構造物Ｂに付加振動系Ａ（支持部材２及びマスダンパ３）が設けられ、テンションバネ４が設けられていない（ηｄ＝０）とともに、付加振動系Ａの諸元が上記のように設定されたモデルを「ηｄ＝０モデル」という。

次に、これらの諸元に基づき、テンションバネ４が設けられた場合において、設けられていない場合（ηｄ＝０）と同じ制振効果を得るための付加振動系Ａの諸元を、以下のように設定する。ここで、剛性比ηｄは０．３とする。まず、等価質量ｍｄηｄについては、前記式（１９）を用い、上記のηｄ＝０のときの等価質量ｍｄｏと剛性比ηｄの値を代入することで、
ｍｄηｄ＝（１＋ηｄ）^２・ｍｄｏ
＝（１＋０．３）^２×２００００
＝３３８００ｔｏｎ（質量比μηｄ＝０．０５２）と算出される。

なお、等価質量増大比率Ｒｍｄに関する図９の表や図１１（ａ）のマップが用意されている場合には、これらを利用し、ηｄ＝０．３を適用することで、Ｒｍｄ＝約１．７を得た（図１２（ａ）参照）後、等価質量ｍｄｏに乗算することによって、等価質量ｍｄηｄを求めてもよい。

次に、減衰係数ｃｄηｄについては、図１１（ｃ）のマップに、ηｄ＝０．３、μ＝０．０３１を適用することによって、図１２（ｃ）に示すように、減衰係数増大比率Ｒｃｄ＝約１．７を得た後、ηｄ＝０のときの減衰係数ｃｄｏに乗算することによって、
ｃｄηｄ＝Ｒｃｄ・ｃｄｏ
＝約１．７×４．７
＝８．０ｋＮｓ／ｍｍと算出される。

次に、接続節点剛性を考慮した支持部材剛性ｋｂηｄ’については、図１１（ｂ）のマップに、ηｄ＝０．３、μ＝０．０３１を適用することによって、図１２（ｂ）に示すように、剛性増大比率Ｒｋｂ＝約１．３を得た後、ηｄ＝０のときの接続節点剛性を考慮した支持部材剛性ｋｂｏ’に乗算することによって、
ｋｂηｄ’＝Ｒｋｂ・ｋｂｏ’
＝約１．３×３０．７
＝４０．１ｋＮ／ｍｍと算出される。
ここで、接続節点剛性の影響を取り除いた支持部材剛性ｋｂηｄを算出すると、ｋｂηｄ＝５０．５ｋＮ／ｍｍとなる。
また、テンションバネ４の剛性ｋｄは、
ｋｄ＝０．３×ｋｂηｄ’
＝０．３×４０．１
＝１２．０３ｋＮ／ｍｍと算出される。

また、以上のように設定されたモデル、すなわち、図１に示す構造物Ｂに付加振動系Ａ及びテンションバネ４が設けられるとともに、付加振動系Ａの諸元が上記のように設定され、剛性比ηｄが０．３に設定されたモデルを「ηｄ＝０．３モデル」という。

次に、図１３及び図１４を参照しながら、本実施形態の制振装置による制振効果を確認するために実施したシミュレーション解析とその結果について、説明する。このシミュレーション解析は、構造物Ｂの基礎Ｆに所定の地震動を入力した場合の構造物Ｂの応答について時刻歴応答解析を行ったものである。

シミュレーション解析の条件は、以下のとおりである。まず、解析の対象は、上述したテンションバネ４が設けられていない「ηｄ＝０モデル」と、テンションバネ４が設けられた「ηｄ＝０．３モデル」であり、さらに、比較用として、付加振動系Ａ及びテンションバネ４が設けられていない「ダンパなしモデル」を加えた。

また、入力地震動として、想定関東地震「東京気象庁ＮＳ」と告示波「Ｌ２告示八戸位相」を用いた。そして、これらの地震動を構造物Ｂの基礎Ｆに入力したときの構造物Ｂの各階の応答加速度、速度及び変位を算出するとともに、ＯＴＭ（転倒モーメント）及び層間変形角などを求めた。

解析の結果は、図１３に示されている。まず、ＯＴＭについては、いずれの地震動においても、「ηｄ＝０モデル」及び「ηｄ＝０．３モデル」の場合には、「ダンパなしモデル」の場合と比較して大幅に低減されている。このことは、層間変形角についても同様である。以上から、付加振動系Ａの固有振動数が構造物Ｂの１次固有振動数に最適に同調することによって、制振効果が十分に発揮されていると推定される。

また、「ηｄ＝０モデル」と「ηｄ＝０．３モデル」を比較すると、いずれの地震動においても、ほぼ同じＯＴＭと層間変形角が得られており、そのため、図１３（ａ）（ｂ）では、両モデルの結果が１本の線で描かれている。このことから、テンションバネ４が設けられた場合には、前述した付加振動系Ａの諸元の設定によって、テンションバネ４が設けられていない場合と同じ制振効果が得られることが確認された。

また、「ηｄ＝０モデル」及び「ηｄ＝０．３モデル」のそれぞれにおいて、支持部材剛性ｋｂがロバスト性に及ぼす影響を確認するために、支持部材剛性ｋｂを最適値（＝ｋｂｏ、ｋｂηｄ）、最適値の１．２倍、及び最適値の０．８倍にそれぞれ設定したモデルを対象として、時刻歴応答解析を行い、地動に対する頂部の絶対加速度応答倍率を求めた。

この解析の結果は、図１４に示されている。支持部材剛性ｋｂが最適値に設定されている場合には、「ηｄ＝０モデル」及び「ηｄ＝０．３モデル」のいずれにおいても、絶対加速度応答倍率の最大値は約８．８である。これに対し、支持部材剛性ｋｂが最適値の１．２倍や０．８倍にずれた場合、加速度応答倍率の最大値は、「ηｄ＝０モデル」では約１６又は約１２．５まで増大するのに対し、「ηｄ＝０．３モデル」では、より低い約１４又は約１１．５まで増大している。すなわち、テンションバネ４が設けられた「ηｄ＝０．３モデル」は、テンションバネ４が設けられていない「ηｄ＝０モデル」と比較して、支持部材剛性ｋｂに対するロバスト性が高いことが判明した。

なお、本発明は、説明した実施形態に限定されることなく、種々の態様で実施することができる。例えば、実施形態では、図１に示すように、複数の付加振動系Ａを構造物Ｂの外周部の外側に配置するとともに、各々の支持部材２を構造物Ｂの最上部から最下部付近まで鉛直方向に延びるように設置し、マスダンパ３及びテンションバネ４（以下、適宜「マスダンパ３など」という）を構造物Ｂの最下部に設置しているが、これに限らない。

例えば、図１９～図２２は、マスダンパ３などを構造物Ｂの屋上部に設置した複数の例を示す。図１９に示すように、これらの例では、複数の付加振動系Ａは、構造物Ｂの外周部に配置され、各支持部材２は、図１の場合と同様、構造物Ｂの屋上部から最下部付近まで鉛直方向に延び、マスダンパ３及びテンションバネ４は、図１の場合と異なり、構造物Ｂの屋上部に設置されている。

具体的には、図２０の実施形態では、構造物Ｂの外周部付近の複数の柱ＰＥと屋上階の梁ＢＵとの接合部に、支持架台３１が一体に立設されており、支持架台３１の上方に支持梁３２が設けられている。例えば、柱ＰＥは鉄骨柱（鋼管）で構成され、支持架台３１及び支持梁３２はＨ形鋼で構成されている。支持部材２は、例えば鋼棒で構成され、柱ＰＥの内部に通されており、その上端側は、梁ＢＵ、支持架台３１及び支持梁３２を遊びをもって貫通し、支持梁３２の上側に延びている。なお、構造物ＢがＲＣ造の場合には、ＲＣ柱の中にシース管をあらかじめ設置し、シース管の中に支持部材２（鋼棒）を配置してもよい。

支持部材２の支持架台３１よりも上側の部分はねじ部になっており、このねじ部に上下２つの調整ナット９、９が進退自在にねじ込まれている。上下の調整ナット９、９は支持梁３２の上側及び下側にそれぞれ配置されている。テンションバネ４は、所定の剛性（軸剛性）ｋｄを有する複数の皿バネで構成されており、支持部材２のねじ部に通されるとともに、下側の調整ナット９と支持架台３１の間に配置されている。また、マスダンパ３は、上下方向に配置されており、その下端部は梁ＢＵの上面に連結され、上端部は支持梁３２の下面に連結されている。

以上の構成により、下側の調整ナット９を締め付け、下方に移動させると、テンションバネ４が圧縮され、その反力により調整ナット９を介して支持部材２を押し上げることによって、支持部材２に初期テンションが導入される。初期テンションの大きさは、調整ナット９によるテンションバネ４の圧縮量を調整することによって、無段階に調整される。

また、構造物Ｂの屋上部は、構造物Ｂの最下部と比較して、広いスペースを有するので、マスダンパ３やテンションバネ４などを余裕をもって配置することができる。さらに、支持部材２は柱ＰＥの内部に隠され、マスダンパ３などは地表部から遠い屋上部に配置されるので、建物などの外観を良好に保つことができる。

図２１の実施形態では、構造物Ｂの外周部付近の複数の柱ＰＥと屋上階の梁ＢＵとの接合部に、支持架構３３が一体に立設されている。支持架構３３は、複数のＨ形鋼を組み立てたものであり、左右の鉛直部３３ａ、３３ａとその上端部をつなぐ水平部３３ｂから門形に形成されている。支持部材２は、鋼棒で構成され、柱ＰＥの内部に通され、上階の梁ＢＵを遊びをもって貫通し、支持架構３３の構内に延びている。

マスダンパ３は、支持架構３３の構内に上下方向に配置されており、その上端部は支持架構３３の水平部３３ｂの下面に連結され、下端部は支持部材２に連結されている。また、マスダンパ３のピストンから上方に延びる第１ピストンロッドの表面にはねじ部が形成されており、このねじ部に調整ナット９が進退自在にねじ込まれている。テンションバネ４は、所定の剛性（軸剛性）ｋｄを有するコイルバネや皿バネなどで構成されており、第１ピストンロッドとこれを収容するシリンダの凸部との間で、シリンダの第１端壁と調整ナット９の間に配置されている。さらに、支持架構３３の頂部や外周部にはマスダンパ３を覆うための外装材として、屋根及び壁（いずれも図示せず）が取り付けられている。

以上の構成では、図２０の実施形態と同様、調整ナット９を締め付け、下方に移動させると、テンションバネ４が圧縮され、その反力により調整ナット９を介して支持部材２を押し上げることで、支持部材２に初期テンションが導入される。初期テンションの大きさは、テンションバネ４の圧縮量によって、無段階に調整される。

また、図２０の実施形態と同様、比較的広いスペースを有する構造物Ｂの屋上部に、マスダンパ３やテンションバネ４などを余裕をもって配置できるとともに、建物などの外観を良好に保つことができる。さらに、マスダンパ３やテンションバネ４などを支持架構３３の構内にコンパクトに収容でできるとともに、支持架構３３に取り付けた屋根や壁によって、マスダンパ３などを風雨に晒すことなく有効に保護することができる。なお、本実施形態は、テンションバネ４がマスダンパ３にコンパクトに内蔵されるという利点を有する一方で、テンションバネ４の所要の剛性を確保し難い傾向にある。

図２２の実施形態は、より大きなテンションバネ４の剛性が得られるように構成されている。具体的には、図２１の場合と同様、構造物Ｂの外周部付近の複数の柱ＰＥと屋上階の梁ＢＵとの接合部に、複数のＨ形鋼を組み立てた門形の支持架構３３が一体に立設されている。支持部材２は、鋼棒で構成され、柱ＰＥの内部に通され、最上階の梁ＢＵを遊びをもって貫通し、支持架構３３の構内に延びており、その上端部には連結部材３４が一体に設けられている。マスダンパ３は、上下方向に配置されており、その下端部は連結部材３４の上面に連結され、他端部は支持架構３３の水平部の下面に連結されている。

連結部材３４には、一対のねじ棒７、７が固定されている。各ねじ棒７は、マスダンパ３に対し、図２２の紙面の奥行方向にオフセットした状態で配置され、上方に延びており、支持架構３３の水平部３３ｂを遊びをもって貫通し、その上方に突出している。このねじ棒７の突出部分に、テンションバネ４と調整ナット９が設けられている。テンションバネ４は、例えば複数の皿バネで構成されており、所定の剛性（軸剛性）ｋｄを有する。調整ナット９は、テンションバネ４の上側に配置され、ねじ棒７に進退自在にねじ込まれている。さらに、図２１の実施形態と同様、支持架構３３の頂部や外周部にはマスダンパ３を覆うように屋根及び壁（いずれも図示せず）が取り付けられている。

以上の構成では、調整ナット９を締め付け、下方に移動させると、テンションバネ４が圧縮され、その反力により調整ナット９を介して支持部材２を押し上げることで、支持部材２に初期テンションが導入され、その大きさは、テンションバネ４の圧縮量によって、無段階に調整される。

また、比較的広いスペースを有する構造物Ｂの屋上部に、マスダンパ３やテンションバネ４などを余裕をもって配置できるとともに、建物などの外観を良好に保つことができる。さらに、支持架構３３に取り付けた屋根及び壁によって、マスダンパ３を風雨に晒すことなく有効に保護することができる。また、図２１の実施形態と異なり、テンションバネ４として大きな剛性を有する２つの皿バネを用いているので、所要の剛性を容易に確保することができる。

さらに、これまでの例では、支持部材２の上端部を構造物Ｂの最上部に接続しているが、例えば任意の中間層に接続してもよい。また、図１や図１９の例では、複数の付加振動系Ａを構造物Ｂの外周の両側に設置しているが、付加振動系Ａを、構造物Ｂの外周の片側だけに配置してもよく、あるいは任意の一部の柱位置だけに配置してもよいことはもちろんである。

さらに、図１５（ａ）に示すように、構造物ＢのＰＳ（パイプ・スペース）などを利用して、支持部材２を斜めブレース状に上下方向に延びるように設置し、その下端部にマスダンパ３などを設置してもよい。また、同図（ａ）右部のように、支持部材２の上端部を、構造物Ｂの最上部ではなく任意の中間層に接続してもよい。

また、同図（ｂ）左部のように、支持部材２を構造物Ｂの外側に斜めブレース状に設置してもよく、あるいは、（ｂ）右部のように、マスダンパ３などを、支持部材２の下端部ではなく任意の中間部や上端部に設置してもよい。また、同図（ｃ）に示すように、構造物Ｂがセットバックしている場合には、セットバック範囲の空いたスペースに、支持部材２を斜めブレース状に設置する（（ｃ）右部）とともに、構造物Ｂの外周部の外側に支持部材２を斜めブレース状に設置してもよい（（ｃ）左部）。

なお、断面２次モーメントの小さな支持部材を上記のように斜めブレース状に設置する場合、ダンパ反力によって初期テンションが減少方向に移行するときには、支持部材の自重によるたわみ（サグ）の影響により、想定する支持部材の軸剛性を確保できないおそれがある。このため、長尺の支持部材を斜めブレース状に設置する場合には、断面２次モーメントがある程度大きな支持部材を用いることが望ましい。

また、図１６に示すような付加振動系Ａの配置も可能である。この例では、構造物Ｂの吹き抜けＳが設置スペースとして利用されており、１９階から２６階の間に、互いに連結された一対のロッドから成る山形状の支持部材２が設けられ、これと上下対称に、２８階から３５階の間に、互いに連結された一対のロッドから成る逆山形状の支持部材２が設けられている。また、２６階と２８階の間には、上下の支持部材２、２を接続するケーブルなどから成るテンションバネ４が設けられ、このテンションバネ４によって、上下の支持部材２、２に鉛直方向の初期テンションが導入されている。

また、２６階と２８階にはそれぞれ、４基のマスダンパ３が水平（横置き）に設置されている（図１６（ｂ）には各２基のみ図示）。これら４基のマスダンパ３は、吹き抜けＳの中心から放射状に延びるように配置されており、それぞれ、支持部材２とテンションバネ４との接続部ｃ１及び構造物Ｂの柱と梁との接続部ｃ２に連結されている。なお、図１６の例では、マスダンパ３が接続部ｃ１と接続部ｃ２の間に水平（横置き）に設置されているが、接続部ｃ２の位置を２６階と２８階から２７階に移動させ、マスダンパ３を水平ではなく斜め方向に設置してもよいことはもちろんである。

以上の構成によれば、地震時などに構造物Ｂが揺動すると、構造物Ｂの変位が支持部材２を介して、マスダンパ３に水平方向の変位として伝達され、マスダンパ３を作動させることによって、制振効果が発揮される。また、テンションバネ４により支持部材２に鉛直方向の初期テンションが導入される結果、格別の座屈防止機構を必要とすることなく、支持部材２の座屈を防止できる。さらに、マスダンパ３の等価質量ｍｄなどの付加振動系Ａの諸元を前述した実施形態の場合と同様に設定することによって、初期テンションが導入されていない場合と同じ制振効果を得ることができる。

図１７は、付加振動系Ａの別の配置を示す。この例では、構造物Ｂの左右の柱Ｐ、Ｐの間の上側及び下側にそれぞれ、左右一対の支持部材２、２が配置されている。上側の左支持部材２は、一端部が左柱Ｐに連結され、他端部が互いに連結された一対のロッドから山形状に形成され、右支持部材２は、一端部が右柱Ｐに連結され、他端部が互いに連結された一対のロッドから山形状に形成され、左支持部材２に対向している。これらの左右の支持部材２、２には、ケーブルなどから成るテンションバネ４が連結され、水平方向の初期テンションが導入されている。

一方、下側の左右の支持部材２、２は、上側の左右の支持部材２、２と同様に構成されるとともに、より鋭角的な山形状に形成され、互いに対向している。これらの左右の支持部材２、２には、ケーブルなどから成るテンションバネ４が連結され、水平方向の初期テンションが導入されている。また、上側の左右の支持部材２、２とテンションバネ４との接続部ｃ３、ｃ３に、鋼材などで構成されたＵ字状の連結部材ＣＭが連結され、この連結部材ＣＭと、下側の左右の支持部材２、２とテンションバネ４との接続部ｃ４、ｃ４との間にそれぞれ、マスダンパ３が鉛直（縦置き）に設置されている。なお、図１７の例では、マスダンパ３が鉛直（縦置き）に設置されているが、接続部ｃ４、ｃ４などの位置を移動させ、マスダンパ３を斜め方向に設置してもよいことはもちろんである。

以上の構成によれば、地震時などに構造物Ｂが揺動すると、構造物Ｂの変位が支持部材２を介して、マスダンパ３に鉛直方向の変位として伝達され、マスダンパ３を作動させることによって、制振効果が発揮される。また、テンションバネ４により支持部材２に水平方向の初期テンションが導入される結果、格別の座屈防止機構を必要とすることなく、支持部材２の座屈を防止できるとともに、付加振動系Ａの諸元を適切に設定することによって、初期テンションが導入されていない場合と同じ制振効果が得られるなど、前述した実施形態及び図１６の制振装置による効果を同様に得ることができる。

また、実施形態では、支持部材２に初期テンションを導入するためのテンションバネ４として、コイルバネや皿バネを用いているが、これに限らず、適当な他の構成を採用することができる。図１８は、そのようなテンションバネの一例を示す。この例では、テンションバネ２４は、積層ゴムタイプのものであり、支持部材２と一体の第１連結部材５と基礎Ｆと一体の第２連結部材６との間で、マスダンパ３の両側に設置されている。

各テンションバネ２４は、中央の可動板２４ａと、その両側のゴム板２４ｂ、２４ｂと、さらにその両側の固定板２４ｃ、２４ｃを積層した積層体で構成されている。可動板２４ａ及び固定板２４ｃは、例えば鋼板で構成され、ゴム板２４ｂは、所定の弾性（剛性）を有する天然系ゴムで構成されている。固定板２４ｃ、２４ｃはゴム板２４ｂよりも上方に延び、上端部において第１連結部材５に連結されている。可動板２４ａはゴム板２４ｂの下方に延び、その下端部に水平の連結板２４ｄが一体に取り付けられている。連結板２４ｄと第２連結部材６の間には所定の間隙が形成されている。また、第２連結部材６には、複数のねじ棒２５が固定され、各ねじ棒２５は、第２連結部材６から上方に延び、連結板２４ｄを貫通し、その上方に突出している。このねじ棒２５の突出部分に、調整ナット２６が進退自在にねじ込まれている。

以上の構成により、図１８（ａ）に示すように、調整ナット２６がねじ棒２５の上端側に位置し、連結板２４ｄから離間しているときには、テンションバネ２４はフリーな状態にあり、支持部材２に初期テンションは生じない。

この状態から、同図（ｂ）に示すように、調整ナット２６を回して下方に移動させると、調整ナット２６で押圧された連結板２４ｄを介して可動板２４ａが押し下げられる。これにより、ゴム板２４ｂが下方に引っ張られ、伸びた状態で、固定板２４ｃ及び第１連結部材５を介して、支持部材２に初期テンションが導入される。この初期テンションの大きさは、ゴム板２４ｂの剛性に応じるとともに、調整ナット２６によるテンションバネ２４の伸長量を調整することによって、無段階に調整することが可能である。以上のように、テンションバネ２４を、図２のテンションバネ４と同様に用いることができる。

また、実施形態では、支持部材２として、鋼製の柱材が用いられている。前述したように、本発明では、初期テンションの導入により、支持部材は常に引張状態になるため、必要な軸剛性を有すればよい。したがって、支持部材として、断面２次モーメントが比較的小さな鋼材や、ケーブル、鋼棒などを用いることが可能である。また、支持部材２の弾性限耐力を大きくするために、高強度材料を用いてもよいことはもちろんである。
なお、前述した説明では、初期テンションは、マスダンパ３の最大圧縮荷重よりも大きな所定値に設定することを前提にしたが、支持部材が座屈しない範囲で、マスダンパ３の最大圧縮荷重よりも小さな値に設定してもよいことはもちろんである。

さらに、実施形態では、マスダンパ３は、作動流体ＨＦを用いる歯車モータ式のものであるが、歯車モータ以外の圧力モータ、例えばピストンモータや、ベーンモータ、ねじモータを用いてもよい。また、圧力モータ式のマスダンパに代えて、ボールねじを用いて回転マスを駆動するボールねじ式のものを採用することも可能である。ただし、ボールねじ式のマスダンパの場合には、ダンパ力と同時にトルク力が発生する。このため、このトルク力が作用することによる支持部材のねじれを防止するためのねじれ防止機構を設ける必要がある。

さらに、実施形態では、付加振動系Ａの固有振動数を、構造物Ｂの１次固有振動数に同調するように設定しているが、これに限らず、構造物Ｂの任意の次数の固有振動数に同調するように設定してもよいことは、もちろんである。

また、構造物Ｂの構造についても特に限定されず、鉄骨造（Ｓ造）や、鉄筋コンクリート造（ＲＣ造）、鉄骨鉄筋コンクリート造（ＳＲＣ造）、コンクリート充填鋼管造（ＣＦＴ造）などのいずれをも制振対象とすることが可能である。本発明は、鉄塔やアスペクト比の大きい構造物に特に有効に適用できる。その他、本発明の趣旨の範囲内で、細部の構成を適宜、変更することが可能である。

１ 制振装置
２ 支持部材
３ マスダンパ
４ テンションバネ
１５ 歯車モータ（圧力モータ）
１６ 回転マス
２４ テンションバネ
３３ 支持架構
Ａ 付加振動系
Ｂ 構造物
ＰＥ 柱
ｍｄηｄ マスダンパの等価質量（回転慣性質量）
ηｄ テンションバネと支持部材との剛性比
ｍｄｏ テンションバネが設置されていない場合の等価質量（回転慣性質量）

Claims (5)

1. 地盤上に立設された構造物の振動を抑制するための構造物の制振装置であって、
   一端部が前記構造物に連結され、上下方向に延びる支持部材と、
   当該支持部材に連結され、前記支持部材とともに付加振動系を構成するとともに、回転マスを有し、前記構造物が振動したときに、前記支持部材を介して伝達される前記構造物の変位を前記回転マスの回転運動に変換することによって、回転慣性質量効果及び粘性減衰効果を発揮するマスダンパと、
   前記支持部材に前記マスダンパと並列に連結され、前記支持部材に所定の大きさの初期テンションを付与するテンションバネと、を備え、
   前記マスダンパの回転慣性質量は、前記テンションバネが設置されていない条件で設定される回転慣性質量に対し、前記テンションバネの剛性に応じて増大された値に設定されていることを特徴とする構造物の制振装置。
2. 前記テンションバネの剛性と前記支持部材の剛性との比をηｄとするとともに、前記テンションバネが設置されていない条件で、前記付加振動系の固有振動数が前記構造物の固有振動数に同調するように設定される回転慣性質量をｍｄｏとした場合、前記マスダンパの回転慣性質量ｍｄηｄは、ｍｄηｄ＝（１＋ηｄ）^２ ・ｍｄｏに設定されていることを特徴とする、請求項１に記載の構造物の制振装置。
3. 前記マスダンパは、前記構造物の変位が前記支持部材を介して伝達されることにより発生する作動流体の流動を前記回転マスの回転運動に変換する圧力モータ式のマスダンパで構成されていることを特徴とする、請求項１又は２に記載の構造物の制振装置。
4. 前記支持部材は、前記構造物の外周部に設置された柱の内部を通って前記構造物の屋上部まで延び、前記マスダンパ及び前記テンションバネは、前記構造物の前記屋上部に配置され、前記支持部材に連結されていることを特徴とする、請求項１又は２に記載の構造物の制振装置。
5. 前記マスダンパを支持するために前記構造物の屋上部に設けられた門形の支持架構をさらに備え、
   前記支持部材の上端部は前記支持架構の構内に延び、前記マスダンパ及び前記テンションバネは、前記支持架構の構内に配置されており、
   前記支持架構には、前記マスダンパ及び前記テンションバネを覆うように、外装材が取り付けられていることを特徴とする、請求項４に記載の構造物の制振装置。
   

Images