特許 7433727 構造物の制振装置

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】特許公報(B2)

(11)【特許番号】

(24)【登録日】2024-02-09

(45)【発行日】2024-02-20

(54)【発明の名称】構造物の制振装置

(51)【国際特許分類】

   E04H 9/02 20060101AFI20240213BHJP

   F16F 15/02 20060101ALI20240213BHJP

【ＦＩ】

E04H9/02 301

E04H9/02 351

F16F15/02 C

【請求項の数】 6

(21)【出願番号】P 2020123224

(22)【出願日】2020-07-17

(65)【公開番号】P2021055527

(43)【公開日】2021-04-08

【審査請求日】2023-02-03

(31)【優先権主張番号】P 2019174481

(32)【優先日】2019-09-25

(33)【優先権主張国・地域又は機関】JP

(73)【特許権者】

【識別番号】504242342

【氏名又は名称】株式会社免制震ディバイス

(74)【代理人】

【識別番号】100095566

【弁理士】

【氏名又は名称】高橋 友雄

(74)【代理人】

【識別番号】100114775

【弁理士】

【氏名又は名称】高岡 亮一

(74)【代理人】

【識別番号】100121511

【弁理士】

【氏名又は名称】小田 直

(72)【発明者】

【氏名】井上 範夫

(72)【発明者】

【氏名】木田 英範

【審査官】須永 聡

(56)【参考文献】

【文献】特開２０１４－０２００８３（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２０１９－０３１８２７（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２０１８－１９４１３６（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２００９－００７８９５（ＪＰ，Ａ）

(58)【調査した分野】(Int.Cl.，ＤＢ名)

Ｅ０４Ｈ ９／００－９／１６

Ｆ１６Ｆ １５／００－１５／３６

(57)【特許請求の範囲】

【請求項1】

支持体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、
上下方向に延び、上連結部及び下連結部を有し、前記上連結部を介して前記構造物に連結された支持部材と、
当該支持部材の前記下連結部と前記支持体に連結され、回転可能な回転マスを有し、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し、回転慣性質量効果を発揮するマスダンパと、を備え、
前記支持部材は、
前記上連結部と前記下連結部に連結され、引張荷重を支持するための引張材と、
前記上連結部及び前記下連結部の一方に連結され、前記引張材と機械的に分離されるとともに、圧縮荷重の作用時、前記上連結部及び前記下連結部の他方が接した状態で、圧縮荷重を支持するための圧縮材と、を有し、
前記引張材の引張剛性及び前記回転マスの回転慣性質量は、前記構造物の１次固有振動数の応答を低下させるように設定されており、
前記構造物に設けられ、前記圧縮材に連結されることによって、前記支持部材の座屈を防止するための座屈防止材をさらに備えることを特徴とする構造物の制振装置。

【請求項2】

前記圧縮材は、前記引張材の引張剛性よりも大きい所定の圧縮剛性を有す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。

【請求項3】

前記引張材は、棒状又は線状の鋼材で構成され、前記圧縮材は、コンクリートと棒状及び線状以外の鋼材との少なくとも一方で構成されていることを特徴とする、請求項２に記載の構造物の制振装置。

【請求項4】

前記マスダンパは、圧縮荷重の作用時に、引張荷重の作用時よりも小さなダンパ反力を発生させる非対称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から３のいずれかに記載の構造物の制振装置。

【請求項5】

前記マスダンパはボールねじ式のマスダンパで構成されており、
前記構造物に設けられ、前記支持部材の前記マスダンパとの連結部に近い部分を回転不能に係止することによって、前記マスダンパの反力トルクによる前記支持部材のねじれを防止するためのねじれ防止材をさらに備えることを特徴とする、請求項１から４のいずれかに記載の構造物の制振装置。

【請求項6】

前記支持部材として圧縮側と引張側の剛性が等しい剛性対称の支持部材を用いた場合において、前記構造物の振動を最小にする前記支持部材の最適剛性が定点理論に基づいて算出されており、前記圧縮材の圧縮剛性及び前記引張材の引張剛性は、前記圧縮剛性によって定まる圧縮側の固有周期と、前記引張剛性によって定まる引張側の固有周期との加算平均値が、前記算出された支持部材の最適剛性によって定まる固有周期に等しくなるように設定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。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

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。

【背景技術】

【0002】

従来、この種の制振装置として、例えば本出願人により特許文献１に開示されたものが知られている。この制振装置は、上下方向に延び、高層建物などの構造物の上端部と基礎の間に連結された複数の支持部材と、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。

【0003】

支持部材は、中空の角柱状の複数の柱材で構成されるとともに、皿ばねを介して連結されており、それにより、支持部材の引張剛性は、圧縮剛性よりも小さな値に設定されている。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、内筒とボールねじのねじ軸が、支持部材の下端部と基礎にそれぞれ連結されている。また、回転マスの回転慣性質量及び支持部材の引張剛性は、それらによって定まる付加振動系の第１固有振動数が構造物の１次固有振動数に同調するように設定され、回転マスの回転慣性質量及び支持部材の圧縮剛性は、それらによって定まる付加振動系の第２固有振動数が構造物の２次固有振動数に同調するように設定されている。

【0004】

座屈防止機構は、上下方向に間隔を隔てて複数、配置されており、各々は、構造物に一体に設けられたスラブと、スラブに取り付けられた滑り板などで構成されている。スラブの所定位置には、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、例えばフッ素樹脂で構成されており、スラブの拘束孔の四方の壁面に貼り付けられている。また、支持部材の四方の外面には、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おり、これらの当接板は、拘束孔の滑り板に若干の隙間をもって対向している。

【0005】

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、支持部材への引張荷重の作用時には、付加振動系の第１固有振動数が構造物の１次固有振動数に同調し、圧縮荷重の作用時には、付加振動系の第２固有振動数が構造物の２次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。

【0006】

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。

【先行技術文献】

【特許文献】

【0007】

【文献】特許第５３９９５４０号公報

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0008】

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、構造物の変位がマスダンパに良好に伝達されるように構成されている。しかし、座屈防止機構は、支持部材が挿入される拘束孔、フッ素樹脂などから成る滑り板、及びステンレスなどから成る当接板が、必要であるとともに、支持部材の長さ方向のある程度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、制振装置のコストが大きく増加してしまう。

【0009】

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、特に構造物が高層の場合、制振効果をさほど低下させることなく、構造物の振動を抑制できるとともに、支持部材の座屈防止のためのコストを大幅に削減す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。

【課題を解決するための手段】

【0010】

上記の目的を達成するために、請求項１に係る発明は、支持体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、上下方向に延び、上連結部及び下連結部を有し、上連結部を介して構造物に連結された支持部材と、支持部材の下連結部と支持体に連結され、回転可能な回転マスを有し、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し、回転慣性質量効果を発揮するマスダンパと、を備え、支持部材は、上連結部と下連結部に連結され、引張荷重を支持するための引張材と、上連結部及び下連結部の一方に連結され、引張材と機械的に分離されるとともに、圧縮荷重の作用時、上連結部及び下連結部の他方が接した状態で、圧縮荷重を支持するための圧縮材と、を有し、引張材の引張剛性及び回転マスの回転慣性質量は、構造物の１次固有振動数の応答を低下させるように設定されており、構造物に設けられ、圧縮材に連結されることによって、支持部材の座屈を防止するための座屈防止材をさらに備えることを特徴とする。

【0011】

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。上述した本発明の構造物の制振装置の構成によれば、構造物が揺動すると、その変位が支持部材を介してマスダンパに伝達されることによって、支持部材及びマスダンパに引張荷重及び圧縮荷重が交互に作用するとともに、回転マスが回転し、その回転慣性質量効果が発揮された状態で、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。

【0012】

この振動中、引張荷重は、支持部材の上連結部と下連結部に連結された引張材によって支持される。また、引張材の引張剛性及び回転マスの回転慣性質量は上記のように設定されているため、引張荷重の作用時には、付加振動系の固有振動数と構造物の１次固有振動数との同調が行われる。

【0013】

一方、圧縮荷重の作用時には、支持部材の上連結部及び下連結部の一方に連結された、引張材と機械的に分離された圧縮材が、上連結部及び下連結部の他方が接した状態で、圧縮荷重を支持する。圧縮材の圧縮剛性は、構造物の固有振動数に対して特に関連づけられていないため、圧縮荷重の作用時には、構造物の固有振動数の同調は特に行われない。しかし、上述したように、引張荷重の作用時において、付加振動系の固有振動数と構造物の１次固有振動数との同調が繰り返し行われる結果、構造物の振動エネルギが付加振動系で良好に吸収されるので、その制振効果をさほど低下させることなく、構造物の振動を良好に抑制することができる

【0014】

また、圧縮荷重による支持部材の座屈を、座屈防止材によって有効に防止することができる。また、この座屈防止材は、構造物に設けられ、圧縮材に連結されただけのものであり、従来の座屈防止機構と比較して構成が非常に単純であるので、支持部材の座屈防止のためのコストを大幅に削減することができる。

【0015】

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、圧縮材は、引張材の引張剛性よりも大きい所定の圧縮剛性を有することを特徴とする。

【0016】

この構成によれば、圧縮材の圧縮剛性が引張材の引張剛性よりも大きい所定の圧縮剛性に設定されているので、圧縮荷重が作用したときの支持部材の変形量を抑制するとともに、引張材よりも圧縮材の方が断面形状が大きいので、支持部材の座屈をより発生しにくくすることができる。

【0017】

請求項３に係る発明は、請求項２に記載の構造物の制振装置において、引張材は、棒状又は線状の鋼材で構成され、圧縮材は、コンクリートと棒状及び線状以外の鋼材との少なくとも一方で構成されていることを特徴とする。

【0018】

この構成によれば、引張材及び圧縮材として、上記の構成材をそれぞれ採用することによって、引張材による引張荷重の支持機能及び圧縮材による圧縮荷重の支持機能と、圧縮材の圧縮剛性が引張材の引張剛性よりも大きいという請求項２における支持部材の剛性の要件を、実現することができる。

【0019】

請求項４に係る発明は、請求項１から３のいずれかに記載の構造物の制振装置において、マスダンパは、圧縮荷重の作用時に発生するダンパ反力が、引張荷重の作用時に発生するダンパ反力よりも小さくなるように構成された非対称のマスダンパであることを特徴とする。

【0020】

この構成によれば、圧縮荷重の作用時には、引張荷重の作用時と比較して、マスダンパのダンパ反力が小さくなり、それに伴い、支持部材の圧縮荷重も低減される。これにより、支持部材の座屈が発生しにくくなるので、座屈防止材の断面積及び／又は設置数を低減することが可能になり、支持部材の座屈防止のためのコストをさらに削減することができる。

【0021】

請求項５に係る発明は、請求項１から４のいずれかに記載の構造物の制振装置において、マスダンパはボールねじ式のマスダンパで構成されており、構造物に設けられ、支持部材のマスダンパとの連結部に近い部分を回転不能に係止することによって、マスダンパの反力トルクによる支持部材のねじれを防止するためのねじれ防止材をさらに備えることを特徴とする。

【0022】

この構成では、マスダンパがボールねじ式であるため、その作動時、マスダンパからの反力トルクが支持部材に作用することによって、支持部材にねじれが発生し、その動作に悪影響を及ぼすおそれがある。この構成によれば、構造物に設けられたねじれ防止材により、支持部材のマスダンパとの連結部に近い部分を回転不能に係止するので、マスダンパの反力トルクによる支持部材のねじれを防止し、支持部材の円滑な動作を確保することができる。

【0023】

請求項６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、支持部材として圧縮側と引張側の剛性が等しい剛性対称の支持部材を用いた場合において、構造物の振動を最小にする支持部材の最適剛性が定点理論に基づいて算出されており、圧縮材の圧縮剛性及び引張材の引張剛性は、圧縮剛性によって定まる圧縮側の固有周期と、引張剛性によって定まる引張側の固有周期との加算平均値が、算出された支持部材の最適剛性によって定まる固有周期に等しくなるように設定されていることを特徴とする。

【0024】

請求項１と異なり、回転マスとともに付加振動系を構成する支持部材が、圧縮側と引張側の剛性が等しい剛性対称である場合には、構造物の振動を最小にする支持部材の最適剛性は、定点理論に基づいて算出することが可能である。一方、請求項１のように、支持部材が、圧縮材及び引張材を有し、圧縮側と引張側の剛性が異なる剛性非対称である場合には、支持部材の最適剛性の設定に定点理論を直接、用いることはできない。

【0025】

この点に関し、後述するように、剛性非対称の支持部材を用いる場合には、圧縮材の圧縮剛性及び引張材の引張剛性を、圧縮剛性によって定まる付加振動系の圧縮側の固有周期と、引張剛性によって定まる付加振動系の引張側の固有周期との加算平均値が、剛性対称の支持部材を用いた場合に算出される、定点理論に基づく支持部材の最適剛性によって定まる付加振動系の固有周期に等しい値に設定することによって、剛性対称の支持部材に対する定点理論に基づく算出解を用いた場合と同等の制振効果が得られることが確認された。したがって、請求項６の上述した構成によれば、剛性対称の支持部材の場合の定点理論に基づく算出解を利用しながら、圧縮材の圧縮剛性及び引張材の引張剛性を容易かつ適切に設定でき、構造物の良好な制振効果を得ることができる。

【図面の簡単な説明】

【0026】

【図1】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図である。

【図2】制振装置の平面的な配置を示す図である。

【図3】本発明の第１実施形態による制振装置を示す図である。

【図4】支持部材の（ａ）引張状態における断面図、（ｂ）圧縮状態における断面図、（ｃ）ｃ－ｃ線に沿う断面図、及び（ｄ）ｄ－ｄ線に沿う断面図である。

【図5】支持部材の剛性を示す図である。

【図6】図３の歯車モータ式のマスダンパの断面図である。

【図7】振動時に構造物が揺動する状況を概略的に示す図である。

【図8】支持部材の他の２つの例を示す断面図である。

【図9】支持部材のさらに別の例を（ａ）引張状態において示す断面図、及び（ｂ）圧縮状態において示す断面図である。

【図10】本発明の第２実施形態による制振装置を示す図である。

【図11】図１０のボールねじ式のマスダンパの断面図である。

【図12】構造物及び制振装置のシミュレーション解析のモデルを示す図である。

【図13】シミュレーション解析によって得られた（ａ）最大応答加速度、及び（ｂ）最大層間変形角を示す図である。

【図14】シミュレーション解析によって得られた（ａ）対称モデルにおける鉛直変形量、及び（ｂ）非対称モデルにおける鉛直変形量を示す図である。

【図15】シミュレーション解析によって得られた（ａ）相対水平変形量、（ｂ）付加振動系全体の鉛直変形量、（ｃ）マスダンパの鉛直変形量、及び（ｄ）支持部材の鉛直変形量を示す図である。

【図16】変形例によるマスダンパの断面図である。

【図17】図１６のマスダンパの逆止弁を（ａ）閉弁位置にある状態、及び（ｂ）開弁位置にある状態で示す断面図である。

【図18】シミュレーション解析に用いられる主系の諸元を示す表である。

【図19】シミュレーション解析に用いられる付加振動系の諸元を示す表である。

【図20】シミュレーション解析によって得られた、主系の水平方向の（ａ）相対変位応答倍率、及び（ｂ）絶対加速度応答倍率を示す図である。

【発明を実施するための形態】

【0027】

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に示す構造物Ｂは、例えば２０階建ての高層の建物であり、地盤に設けられた基礎Ｆに立設されている。第１実施形態による制振装置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Ａ１と、支持部材２の座屈を防止するための複数の座屈防止材４を備える。制振装置１は、付加振動系Ａ１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Ａ１で吸収し、抑制するものである。

【0028】

図１及び図２に示すように、付加振動系Ａ１は、構造物Ｂの中央よりも下側に配置され、構造物Ｂの四隅の外側に各２基、計８基、設けられている。

【0029】

各支持部材２は上下方向に延びており、その上端部が構造物Ｂの中央に設けられた梁などの剛性部材要素Ｓに連結され、下端部にはマスダンパ３が連結されている。図３及び図４に示すように、支持部材２は、引張材としてのＰＣ鋼棒などから成る２本の鋼棒５、５と、圧縮材としてのコンクリート６及び鋼管７と、上下の端部に取り付けられた上下の連結部材８、９などで構成されている。

【0030】

コンクリート６は、鋼管７の内側に一体に設けられており、両者６、７は、上下の端部において互いに面一の状態で、上連結部材８と端板１０の間に固定されている。コンクリート６には、上下方向に貫通する２つの挿通孔６ａ、６ａが形成されており、各挿通孔６ａに鋼棒５が通されている。鋼棒５は、上端部が上連結部材８にねじ及びナットで固定され、コンクリート６の挿通孔６ａ及び端板１０の孔との間に遊びを有するとともに、下端部が下連結部材９にねじ及びナットで固定されている。

【0031】

以上の構成によれば、鋼棒５とコンクリート６が互いに分離しているため、支持部材２に引張荷重が作用したときには、図４（ａ）に示すように、下連結部材９が端板１０から離間した状態で、鋼棒５が引張荷重を支持（負担）する。このため、支持部材２の引張剛性Ｋ１は、鋼棒５の引張剛性に等しい。

【0032】

一方、支持部材２に圧縮荷重が作用したときには、図４（ｂ）に示すように、下連結部材９が端板１０に接した状態で、コンクリート６及びそれと一体の鋼管７が、圧縮荷重を支持（負担）する。このため、支持部材２の圧縮剛性Ｋ２は、コンクリート６と鋼管７の剛性を合わせたものになり、引張剛性Ｋ１よりも大きい（図５（ａ）参照）。

【0033】

支持部材２の引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２はそれぞれ、鋼棒５の本数、断面積及び長さや、コンクリート６及び鋼管７の断面積及び長さなどを変更することによって、任意に設定することが可能であり、本実施形態では、後述するように設定されている。また、支持部材２の所望の圧縮剛性Ｋ２が得られる限り、コンクリート６及び鋼管７の一方を省略することが可能である。

【0034】

また、鋼棒５に導入軸力を与えることで、コンクリート６にプレストレスを与えるようにしてもよい。図５（ｂ）はその場合の支持部材２の剛性を示しており、引張荷重の作用時、導入軸力を超えるまでは、下連結部材９が端板１０から離間しないため、支持部材２の剛性は圧縮剛性Ｋ２に等しくなる。

【0035】

図６に示すように、マスダンパ３は、歯車モータ式のものであり、シリンダ１２と、シリンダ１２内に軸線方向に摺動自在に設けられたピストン１３と、ピストン１３と一体のピストンロッド１４と、シリンダ１２に接続された連通路１５と、連通路１５に設けられた歯車モータＭと、歯車モータＭに連結された回転マス３１を備える。

【0036】

シリンダ１２は、円筒状のものであり、周壁１２ａと第１及び第２端壁１２ｂ、１２ｃによって画成された内部空間は、ピストン１３によって第１流体室１２ｄと第２流体室１２ｅに区画されている。連通路１５は、常時、ピストン１３をバイパスし、第１及び第２流体室１２ｄ、１２ｅに連通している。第１及び第２流体室１２ｄ、１２ｅと連通路１５には、作動流体ＨＦが充填されている。

【0037】

また、シリンダ１２の第１端壁１２ｂには、凸部１２ｆが一体に設けられており、この凸部１２ｆに、自在継手（図示せず）を介して第１取付具ＦＬ１が設けられている。ピストンロッド１４は、シリンダ１２内を軸線方向に延び、第２端壁１２ｃのロッド案内孔１２ｇを介して外部に突出しており、その先端部に、自在継手（図示せず）を介して第２取付具ＦＬ２が設けられている。

【0038】

また、ピストン１３には、軸線方向に貫通する第１及び第２連通孔１３ａ、１３ｂが形成されている。第１連通孔１３ａには第１リリーフ弁２１が、第２連通孔１３ｂには第２リリーフ弁２２が、それぞれ設けられている。

【0039】

第１リリーフ弁２１は、常閉弁として構成され、弁体と、弁体を閉弁方向に付勢するばねを有しており、第１流体室１２ｄ内の作動流体ＨＦの圧力が所定の上限値に達したときに、第１連通孔１３ａを開放する。これにより、第１流体室１２ｄ内の作動流体ＨＦの圧力が、第２流体室１２ｅ側に逃がされ、上限値以下に制限されることで、その過大化が防止される。

【0040】

第２リリーフ弁２２は、第１リリーフ弁２１と同様に構成されており、第２流体室１２ｅ内の作動流体ＨＦの圧力が上記の上限値に達したときに、第２連通孔１３ｂを開放することによって、第２流体室１２ｅ内の圧力が第１流体室１２ｄ側に逃がされ、その過大化が防止される。

【0041】

歯車モータＭは、連通路１５内の作動流体ＨＦの流動を回転マス３１の回転運動に変換するものである。歯車モータＭは、例えば外接歯車型のものであり、ケーシング３２と、ケーシング３２に収容された第１ギヤ３３及び第２ギヤ３４を有する。

【0042】

ケーシング３２は、連通路１５に設けられており、互いに対向する２つの出入口を介して、連通路１５に連通している。また、第１及び第２ギヤ３３、３４は、第１及び第２回転軸３５、３６にそれぞれ一体に設けられ、互いに噛み合っている。第１及び第２回転軸３５、３６は、連通路１５に直交するとともに水平に延びている。また、第１回転軸３５はケーシング３２の外部に突出しており、その先端部に回転マス３１が同軸状に一体に設けられている。回転マス３１は、比重の比較的大きな材料、例えば鉄で構成され、円板状に形成されている。

【0043】

以上の構成では、シリンダ１２とピストン１３の間に相対変位が発生すると、ピストン１３がシリンダ１２内を摺動するのに伴い、作動流体ＨＦが連通路１５内を流動することによって、作動流体ＨＦによる粘性減衰効果が得られる。また、この作動流体ＨＦの流動が歯車モータＭにより回転運動に変換され、回転マス３１が回転することによって、回転マス３１による回転慣性質量効果が発揮される。

【0044】

図３に示すように、以上の構成のマスダンパ３は、シリンダ１２が、第１取付具ＦＬ１を介して基礎Ｆに連結され、ピストン１３が、ピストンロッド１４及び第２取付具ＦＬ２を介して、支持部材２の下連結部材９に連結されている。なお、このマスダンパ３の連結関係を上下逆にしてもよく、すなわち、ピストン１３側を基礎Ｆに連結し、シリンダ１２側を支持部材２に連結してもよい。

【0045】

また、上述した付加振動系Ａ１の支持部材２の引張剛性Ｋ１及びマスダンパ３の諸元（回転マス３１の回転慣性質量ｍｄ１、作動流体ＨＦの粘性係数ｃｄ１）は、引張剛性Ｋ１及び回転慣性質量ｍｄ１によって定まる付加振動系Ａ１の第１固有振動数ｆｄ１(＝sqrt(Ｋ１／ｍｄ１)／２π)が、構造物Ｂの振動モードが１次モードのときの固有振動数（以下「１次固有振動数」という）に同調するように設定されている。この設定は、例えば定点理論に基づいて行われる。

【0046】

一方、支持部材２の圧縮剛性Ｋ２は、構造物Ｂの固有振動数とは無関係に、引張剛性Ｋ１に対して非常に大きな値、例えば引張剛性Ｋ１の約３倍に設定されている。

【0047】

また、複数の座屈防止材４は、支持部材２の座屈を防止するためのものであり、図１及び図２に示すように、構造物Ｂに１層おきに設けられ、各支持部材２の付近に配置されている。図３に示すように、座屈防止材４は、例えばアングル材で構成されており、一端部が構造物Ｂに固定され、外方に水平に突出している。一方、支持部材２の鋼管７には、ガセットプレート７ａが一体に設けられ、径方向外方に延びている。座屈防止材４は、その先端部がガセットプレート７ａにボルト止めされることによって、支持部材２に連結されている。

【0048】

次に、上述した構成の制振装置１の動作について説明する。地震時などに、図７に示すように構造物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に伝達される。それに伴い、ピストン１３がシリンダ１２に対して往復動し、作動流体ＨＦが連通路１５内を流動することで、作動流体ＨＦによる粘性減衰効果が発揮されるとともに、作動流体ＨＦの流動が歯車モータＭにより回転運動に変換され、回転マス３１が回転することで、回転マス３１による回転慣性質量効果が発揮される。また、支持部材２に圧縮荷重及び引張荷重が交互に繰り返し作用した状態で、支持部材２及びマスダンパ３から成る付加振動系Ａ１が振動する。

【0049】

前述したように、支持部材２の引張剛性Ｋ１及びマスダンパ３の回転慣性質量ｍｄ１は、付加振動系Ａ１の第１固有振動数ｆｄ１が構造物Ｂの１次固有振動数に同調するように設定されている。これにより、引張荷重の作用時に、付加振動系Ａ１の固有振動数ｆｄ１が構造物Ｂの１次固有振動数に同調することによって、その振動エネルギが付加振動系Ａ１で良好に吸収される。

【0050】

一方、前述したように、支持部材２の圧縮剛性Ｋ２は構造物Ｂの固有振動数とは無関係に設定されているため、付加振動系Ａ１による同調は、圧縮荷重の作用時には行われないものの、引張荷重の作用時に上記のように繰り返し行われる。その結果、全体的な制振効果を大きく低下させることなく、構造物Ｂの振動を良好に抑制することができる。

【0051】

さらに、上下方向に配置された複数の座屈防止材４によって、支持部材２の水平方向の移動を拘束するので、圧縮荷重による支持部材２の座屈を有効に防止することができる。また、座屈防止材４は、構造物Ｂと支持部材２にボルトなどで連結されたアングル材で構成されていて、従来の座屈防止機構と比較して構成が非常に単純であるので、支持部材２の座屈防止のためのコストを大幅に削減することができる。

【0052】

図８及び図９は、支持部材２の他の例を示す。図８（ａ）の支持部材２は、図４の支持部材２から端板１０を省略したものである。この構成では、支持部材２の機能を特に損なうことなく、部品点数を削減することができる。図８（ｂ）の支持部材２は、図８（ａ）と比較し、鋼管７をコンクリート６よりも短くするとともに、両者６、７の間に隙間Ｇを設け、互いに分離したものである。この構成では、鋼管７は、圧縮荷重を支持する圧縮材としては機能せず、コンクリート６のシースとして機能し、コンクリート６の座屈防止に寄与する。

【0053】

図９の支持部材２は、図８（ａ）の支持部材２に対し、鋼管７を省略したものであり、（ａ）は引張状態を、（ｂ）は圧縮状態を示す。また、この支持部材２では、鋼棒５はコンクリート６に定着板４１を用いて固定され、上連結部材８はコンクリート６にアンカーボルト４２を用いて固定されている。鋼棒５は、挿通孔６ａの部分では、コンクリート６と分離しており、鋼棒５の剛性に寄与する有効長さＬＥは、図９（ａ）に示すように、挿通孔６ａの内端から下連結部材９までの長さになる。

【0054】

次に、図１０及び図１１を参照しながら、本発明の第２実施形態による制振装置５１について説明する。この制振装置５１は、第１実施形態の制振装置１と比較し、マスダンパとして、歯車モータ式のマスダンパ３に代えて、ボールねじ式のマスダンパ５３を用いた点が、主として異なる。以下、第１実施形態と同じ又は同等の構成要素に同一の参照符号を付し、第１実施形態と異なる部分を中心として説明する。

【0055】

図１０に示すように、制振装置５１は、支持部材２及びボールねじ式のマスダンパ５３で構成された複数の付加振動系Ａ２と、支持部材２の座屈を防止するための複数の座屈防止材４と、マスダンパ５３からの反力トルクによる支持部材２のねじれを防止するためのねじれ防止材５５を備える。支持部材２及び座屈防止材４の構成は、第１実施形態と同じである。

【0056】

図１１に示すように、ボールねじ式のマスダンパ５３は、内筒６１、ボールねじ６２、回転マス６３、及び制限機構６４を備える。内筒６１は、円筒状の鋼材で構成されており、その一端部は開口し、他端部は、自在継手６５ａを介して第１フランジ６５に取り付けられている。

【0057】

また、ボールねじ６２は、ねじ軸６２ａと、ねじ軸６２ａに多数のボール６２ｂを介して螺合するナット６２ｃを有し、内筒６１と同軸状かつ直列に配置されている。ねじ軸６２ａの一端部は、内筒６１に収容されており、ねじ軸６２ａの他端部は、自在継手６６ａを介して第２フランジ６６に取り付けられている。ナット６２ｃの一端部は、クロスローラベアリング６７を介して内筒６１に嵌合しており、それにより、ナット６２ｃは、内筒６１に回転自在に支持されている。

【0058】

回転マス６３は、比重の大きな材料、例えば鉄で構成され、円筒状に形成されている。回転マス６３は、内筒６１及びボールねじ６２の外側に同軸状に配置されている。回転マス６３の第１フランジ６５側の端部は、ラジアルベアリング６８を介して、内筒６１に嵌合しており、それにより、回転マス６３は内筒６１に回転自在に支持されている。また、回転マス６３と内筒６１の間には、一対のリング状のシール材６９、６９が設けられている。これらのシール材６９、６９、回転マス６３及び内筒６１によって画成された空間には、シリコンオイルなどで構成された粘性体７０が充填されている。

【0059】

以上の構成では、内筒６１とねじ軸６２ａの間に相対変位が発生すると、この相対変位がボールねじ６２でナット６２ｃの回転運動に変換され、制限機構６４を介して回転マス６３に伝達されることで、回転マス６３が回転する。これにより、内筒６１と回転マス６３との間に配置された粘性体７０による粘性減衰効果が得られるとともに、回転マス６３による回転慣性質量効果が発揮される。

【0060】

制限機構６４は、マスダンパ５３の回転変換動作を制限するものである。制限機構６４は、回転マス６３とナット６２ｃの間に配置されたリング状の回転滑り材６４ａと、回転滑り材６４ａをナット６２ｃに押し付けるとともに、その押付け力を調整するための複数のねじ６４ｂ及びばね６４ｃで構成されている。この構成では、マスダンパ５３の軸線方向に作用する荷重（軸荷重）が、ねじ６４ｂの締付度合に応じて定まる制限荷重に達すると、回転滑り材６４ａとナット６２ｃまたは回転マス６３との間に滑りが発生することによって、マスダンパ５３の回転変換動作が制限され、マスダンパ５３の反力の過大化が防止される。

【0061】

図１０に示すように、以上の構成のマスダンパ５３は、内筒６１が、第１フランジ６５を介して基礎Ｆに連結され、ボールねじ６２のねじ軸６２ａが、第２フランジ６６を介して支持部材２の下連結部材９に連結されている。なお、このマスダンパ５３の連結関係を上下逆にしてもよく、すなわち、ボールねじ６２側を基礎Ｆに連結し、内筒６１側を支持部材２に連結してもよい。

【0062】

第１実施形態の場合と同様、上述した付加振動系Ａ２の支持部材２の引張剛性Ｋ１及びマスダンパ５３の諸元（回転マス６３の回転慣性質量ｍｄ２、粘性流体７０の粘性係数ｃｄ２）は、引張剛性Ｋ１及び回転慣性質量ｍｄ２によって定まる付加振動系Ａ２の第１固有振動数ｆｄ２(＝sqrt(Ｋ１／ｍｄ２)／２π)が、構造物Ｂの１次固有振動数に同調するように設定されている。一方、支持部材２の圧縮剛性Ｋ２は、構造物Ｂの固有振動数とは無関係に、引張剛性Ｋ１に対して非常に大きな値、例えば引張剛性Ｋ１の約３倍に設定されている。

【0063】

また、ねじれ防止材５５は、マスダンパ５３からの反力トルクによる支持部材２のねじれを防止するためのものであり、マスダンパ５３の直上に配置されている。図１０に示すように、ねじれ防止材５５は、例えば鋼製のロッドで構成されており、構造物Ｂに固定され、外方に水平に突出している。一方、支持部材２の下連結部材９の側面には、上下方向に延びる溝９ａが形成されている。ねじれ防止材５５は、その先端部が溝９ａに係合しており、それにより、支持部材２を上下方向に移動自在にかつ回転不能に係止している。これにより、マスダンパ５３の反力トルクによる支持部材２のねじれが防止される。

【0064】

次に、上述した構成の制振装置５１の動作について説明する。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５３に伝達される。それに伴い、内筒６１とねじ軸６２ｂの間の相対変位がボールねじ６２で回転運動に変換され、回転マス６３が回転することで、粘性体７０による粘性減衰効果が発揮されるとともに、回転マス６３による回転慣性質量効果が発揮される。

【0065】

また、支持部材２に圧縮荷重及び引張荷重が交互に繰り返し作用し、支持部材２及びマスダンパ５３から成る付加振動系Ａ２が振動する。上述したように、支持部材２の引張剛性Ｋ１及び回転マス６３の回転慣性質量ｍｄ２は、第１実施形態の制振装置１と同様に設定されている。したがって、引張荷重の作用時に、付加振動系Ａ２の第１固有振動数ｆｄ２が構造物Ｂの１次固有振動数に同調することによって、構造物Ｂの振動エネルギを付加振動系Ａ２で良好に吸収し、その結果、全体的な制振効果を大きく低下させることなく、構造物Ｂの振動を良好に抑制することができる。

【0066】

さらに、構造物Ｂに設けられたねじれ防止材５５により、マスダンパ５３に近い支持部材２の下連結材９の部分を回転不能に係止するので、マスダンパ５３の反力トルクによる支持部材２のねじれを防止し、支持部材２の円滑な動作を確保することができる。

【0067】

次に、図１２～図１５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に所定の地震波を入力した場合の構造物Ｂの応答について解析を行ったものである。

【0068】

シミュレーション解析の条件は、以下のとおりである。図１２に示すように、解析用のモデルＭは、構造物ＭＢと、支持部材ＭＳ及びマスダンパＭＤから成る複数の付加振動系ＭＡと、複数の座屈防止材ＭＰで構成されている。

【0069】

構造物ＭＢは、図１の構造物Ｂと同様に設定されたアスペクト比の大きい建物であり、具体的には、６ｍ×６ｍ×層（階）高４ｍの２０階建て、全体高さは７６ｍである。また、構造物ＭＢの１次固有周期ＴＭＢ１は、Ｘ方向及びＹ方向に共通で、約２．６ｓである。付加振動系ＭＡは、構造物ＭＢの高さ４０ｍの位置から下側に計８本、配置されている。

【0070】

マスダンパＭＤについては、例えば図６に示す第１実施形態の歯車モータ式のマスダンパ３が想定されており、その諸元は、回転マスの回転慣性質量ｍｄ＝６０００ｔｏｎ、作動流体の粘性係数ｃｄ＝６．３ｋＮｓ／ｍｍ、制限軸力Ｆｒ＝１２００ｋＮである。また、支持部材ＭＳについては、本発明に相当する引張剛性Ｋ１よりも圧縮剛性Ｋ２が大きい場合（以下「非対称モデル」という）と、比較例として、従来技術に相当する引張剛性Ｋ１と圧縮剛性Ｋ２が等しい場合（以下「対称モデル」という）を設定した。

【0071】

非対称モデルでは、支持部材ＭＳとして図４の支持部材２が想定されている。具体的には、引張材は、例えば７２φ、Ｌ＝４０ｍの２本の鋼棒（丸鋼）であり、引張剛性Ｋ１＝４１．７ｋＮ／ｍｍである。この場合、付加振動系ＭＡの第１固有周期ＴＭＡ１は、ＴＭＡ１＝２π・sqrt(ｍｄ／Ｋ１）＝約２．４ｓになり、構造物ＭＢの１次固有周期ＴＭＢ１（約２．６ｓ）にほぼ一致し、これに同調するように設定されている。

【0072】

一方、圧縮材として、鋼管及びコンクリートを用いるとともに、座屈防止材ＭＰの剛性付与効果を加味し、圧縮剛性Ｋ２＝１２５．４ｋＮ／ｍｍとし、引張剛性Ｋ１の３倍として算定した。また、座屈防止材ＭＰとして、構造物と支持部材を単純に連結する図３の座屈防止材４を想定した。

【0073】

これに対し、対称モデルでは、支持部材ＭＳは鋼材で構成されており、その引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２は、互いに等しいとともに、非対称モデルの引張剛性Ｋ１（＝４１．７ｋＮ／ｍｍ）に等しくなるように設定した。また、座屈防止材ＭＰとして、前述した従来の制振装置に設けられた、支持部材が挿入される拘束孔を有し、支持部材の鉛直方向の摺動を許容しつつ水平方向の移動を拘束するような座屈防止材を想定した。

【0074】

基礎Ｆに入力する地震動（地震波）は、２．６ｓ周期のＳｉｎ波である。また、解析方法として、平均加速度法を用いた時刻歴応答解析を行うとともに、減衰については瞬間剛性比例型とし、減衰定数を２％とした。なお、上記の非対称モデル及び対称モデルに加えて、さらなる比較例として、マスダンパを設けていない場合（以下「ダンパなしモデル」という）についても、シミュレーション解析を行った。以下、シミュレーション解析の結果について説明する。

【0075】

図１３（ａ）は、構造物ＭＢの各層における最大応答加速度ＡＭＡＸを示し、図１３（ｂ）は、構造物ＭＢの各層における最大層間変形角θＭＡＸを示す。ここで、最大応答加速度ＡＭＡＸは、地震動の入力中に各層において得られた応答加速度の最大値を表し、最大層間変形角θＭＡＸは、地震動の入力中に各層において得られた層間変形角の最大値を表す。

【0076】

最大応答加速度ＡＭＡＸは、いずれのモデルにおいても、上層側ほど大きく、最上層（２０層）において最大になる。また、最大応答加速度ＡＭＡＸは、ダンパなしモデルでは非常に大きく、最上層において約３９００ｍｍ／ｓ２であるのに対し、非対称モデル及び対称モデルでは、最上層において１４００～１６００ｍｍ／ｓ２であり、ダンパなしモデルの５０％未満である。以上から、最大応答加速度ＡＭＡＸに関し、支持部材とマスダンパで構成される付加振動系によって、制振効果が有効に得られることが分かる。

【0077】

また、最大応答加速度ＡＭＡＸは、すべての層にわたり、非対称モデルと対称モデルの間でほとんど差がなく、非対称モデルの方がむしろ小さくなっている。すなわち、付加振動系による同調を、引張側のみで行った場合でも、引張側及び圧縮側の両方で行った場合と比較して、最大応答加速度ＡＭＡＸに関し、遜色のない良好な制振効果が得られることが分かる。

【0078】

一方、最大層間変形角θＭＡＸは、ダンパなしモデルでは６～９層付近において最大になり、その最大値は２／２００ｒａｄ程度で、非常に大きい。これに対し、非対称モデル及び対称モデルでは、最大層間変形角θＭＡＸは、より低い４～７層付近で最大になり、その最大値は０．７／２００ｒａｄ程度であり、ダンパなしモデルの５０％未満である。このように、最大層間変形角θＭＡＸに関しても、支持部材とマスダンパで構成される付加振動系によって、制振効果が有効に得られることが分かる。

【0079】

また、最大層間変形角θＭＡＸは、すべての層にわたり、非対称モデルと対称モデルの間でほとんど差がなく、細かく見ると、９層以下では非対称モデルの方が小さく、１４層以上では対称モデルの方が小さくなっている。すなわち、付加振動系による同調を、引張側のみで行った場合でも、引張側及び圧縮側の両方で行った場合と比較して、最大層間変形角θＭＡＸに関し、遜色のない良好な制振効果が得られることが分かる。

【0080】

図１４（ａ）及び（ｂ）はそれぞれ、対称モデル及び非対称モデルにおける、支持部材ＭＳ（点線）、マスダンパＭＤ（細線）及び付加振動系ＭＡ（太線）の鉛直方向の変形量の時間的推移を、一括して示したものである。ここで、マスダンパＭＤの変形量は、図１２に示す下端位置（基礎Ｆとの連結位置）Ｌ０と上端位置（支持部材ＭＳとの連結位置）Ｌ１との間の変形量、支持部材ＭＳの変形量は、その下端位置（マスダンパＭＤとの連結位置）Ｌ１と上端位置Ｌ２との間の変形量、付加振動系ＭＡ全体の変形量は、その下端位置Ｌ０と上端位置Ｌ２との間の変形量を表す。

【0081】

また、図１５（ａ）は構造物ＭＢ（地上４０ｍ位置）の水平方向の相対変形量を、同図（ｂ）は付加振動系ＭＡの鉛直方向の変形量を、同図（ｃ）はマスダンパＭＤの鉛直方向の変形量を、同図（ｄ）は支持部材ＭＳの鉛直方向の変形量を、対称モデル（点線）及び非対称モデル（実線）についてそれぞれ併記したものである。

【0082】

図１５（ａ）に示される水平方向の相対変形量は、対称モデルと非対称モデルの間で大きな差異はなく、その最大値は±１６０ｍｍ程度である。なお、地震動の終期において、対称モデルに対する非対称モデルの位相の若干の遅れが認められる。

【0083】

また、付加振動系ＭＡの鉛直方向の変形に関し、図１５（ｃ）に示すように、マスダンパＭＤの変形量は、対称モデルと非対称モデルの間でほぼ等しい。また、マスダンパＭＤの変形量は、対称モデルでは、圧縮側（正値側）と引張側（負値側）で互いに対称であり、その最大値が±１１ｍｍ程度であるのに対し、非対称モデルでは、圧縮側よりも引張側が若干大きい非対称になっており、その最大値は圧縮側で約＋１２ｍｍ、引張側で約－８ｍｍである。

【0084】

また、図１５（ｄ）に示すように、支持部材ＭＳの変形量は、対称モデルでは大きく、圧縮側と引張側で互いに対称であり、その最大値は±１０ｍｍ程度であるのに対し、非対称モデルでは、対称モデルと比較して全体的に小さいとともに、引張側よりも圧縮側が小さい非対称になっており、その最大値は圧縮側で約＋３ｍｍ、引張側で約－８ｍｍである。

【0085】

以上の結果、マスダンパＭＤの変形量と支持部材ＭＳの変形量との和に相当する付加振動系ＭＡ全体の変形量は、図１５（ｂ）に示すように、対称モデルでは、圧縮側と引張側で互いに対称で、最大値は±４ｍｍ程度であるのに対し、非対称モデルでは、圧縮側と引張側で互いに対称である一方、最大値は±５．５ｍｍ程度であり、対称モデルよりも若干大きい（図１４参照）。

【0086】

以上のように、非対称モデルでは、対称モデルと比較して、付加振動系ＭＡ全体の変形量が若干大きいものの、位相のずれ効果によって、図１５（ａ）に示される水平方向の相対変形量は同等であった。すなわち、本実施形態の制振装置によれば、従来の制振装置と比較して、制振効果をさほど低下させることなく、構造物の振動を良好に抑制できることが確認された。

【0087】

次に、非対称モデルにおける支持部材ＭＳの引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２のより詳細な設定方法について説明する。この設定方法は、以下のように、構造物（主系）に対称モデルの支持部材を含む付加振動系を取り付けた場合の支持部材の最適な剛性Ｋｄ及び固有周期Ｔｄを定点理論に基づいて算出するとともに、この固有周期Ｔｄに基づき、非対称モデルの引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２を設定するものである。

【0088】

まず、図１８に示すように、主系の諸元は、例えば、質量ｍ＝２６０８１ｔｏｎ、固有周期Ｔ＝５．２ｓｅｃ、塔状比α＝６．８である。

【0089】

この主系に、質量比μ（＝等価質量（回転慣性質量）ｍｄ／主系質量ｍ）が６．６である、対称モデルの支持部材を含む付加振動系を取り付けた場合を想定し、主系の相対変位応答倍率を最小化する最適パラメータ（付加系振動数比β、減衰定数ｈｄ）を、定点理論に基づく下記の式（１）及び（２）によって算出する。また、算出した最適パラメータに基づき、付加振動系の固有周期Ｔｄ、剛性Ｋｄ（＝Ｋ１、Ｋ２）及び減衰係数ｃｄを、それぞれ下記の関係式（３）～（５）により、付加振動系の諸元として算出する。以上の結果は、図１９のcase１に示されている。

【0090】

【数1】

【0091】

【数2】

【0092】

次に、上記の主系に、質量比μ及び減衰定数ｈｄがcase１と同じである、非対称モデルの支持部材ＭＳを含む付加振動系を取り付けた場合の支持部材ＭＳの引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２を、下記の関係式（６）～（８）を用いて算出する。すなわち、圧縮剛性Ｋ２と引張剛性Ｋ１との剛性比ＲＫを所定値（例えば５）とするとともに、圧縮剛性Ｋ２によって定まる固有周期Ｔｄｃと引張剛性Ｋ１によって定まる固有周期Ｔｄｔの加算平均値が、case１の固有周期Ｔｄに等しくなるように、引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２を算出する。以上の結果は、図１９のcase２に示されている。

【0093】

【数3】

【0094】

また、図１９のcase３は、case２に対して剛性比ＲＫを５から１０に変更するとともに、関係式（６）～（８）を用いて、引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２を同様に算出したものである。さらに、case４は、対称モデルの付加振動系に関し、case１に対して質量比μを６．６から３．３に変更したものであり、case５は、非対称モデルの付加振動系に関し、case４に対して、引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２を同様に算出したものである。

【0095】

以上のように諸元が設定されたcase１～case５の付加振動系による制振効果を確認するために、シミュレーション解析を実施した。このシミュレーション解析は、各付加振動系を主系に取り付けた簡略１質点系解析モデルを対象とし、調和地動を入力した場合の主系の応答について、解析を行ったものである。

【0096】

図２０は、case１とcase２における、地動に対する主系の水平方向の（ａ）相対変位応答倍率、及び（ｂ）絶対加速度応答倍率を示す。また、図２０には、case２の引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２の両方を、０．９倍と１．１倍にした場合を併せて示している。この結果から、まず、対称モデルのcase１と非対称モデルのcase２を比較すると、いずれも主系の固有周期Ｔ（＝５．２ｓｅｃ）の付近で共振するとともに、応答倍率曲線がほぼ重なり合っており、同等の大きな制振効果が得られることが確認された。

【0097】

これに対し、case２の引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２の両方を、０．９倍、１．１倍にした場合には、case２と比較して、主系の固有周期Ｔ付近で応答倍率が高くなり、制振効果が低下することが分かる。例えば、相対変位応答倍率の最大値は、case２と比較し、剛性Ｋ１、Ｋ２が０．９倍のときに１．３５倍に、１．１倍のときに１．１９倍に、それぞれ増加している。

【0098】

また、図示しないが、case２とcase３を比較すると、剛性比ＲＫの相違にかかわらず、いずれの場合にも主系の固有周期Ｔの付近で共振するとともに、応答倍率曲線がほぼ重なり合い、同等の大きな制振効果が得られることが確認された。

【0099】

さらに、図示しないが、case４及びcase５については、case１及びcase２と比較して、質量比μが小さい分、制振効果が低下するものの、case４及びcase５のいずれの場合にも主系の固有周期Ｔの付近で共振するとともに、応答倍率曲線がほぼ重なり合い、同等の制振効果が得られることが確認された。

【0100】

以上のように、主系に対称モデルの支持部材を含む付加振動系を取り付けた場合において、構造物の振動を最小にする支持部材の最適な剛性Ｋｄ及び固有周期Ｔｄを定点理論に基づいて算出する。また、この固有周期Ｔｄに基づき、式（６）～（８）を用い、非対称モデルの引張剛性Ｋ１及び圧縮剛性Ｋ２を、引張側の固有周期Ｔｄｔと圧縮側の固有周期Ｔｄｃとの加算平均値が定点理論に基づく対称モデルの固有周期Ｔｄに等しくなるように設定する。これにより、対称モデルの支持部材に対する定点理論に基づく算出解を用いた場合と同等の良好な制振効果を得ることができる。また、そのような効果を、等価質量ｍｄと主系質量ｍとの質量比μや、圧縮剛性Ｋ２と引張剛性Ｋ１との剛性比ＲＫにかかわらず、得ることができる。

【0101】

次に、図１６及び図１７を参照しながら、マスダンパの変形例について説明する。図１６に示すように、このマスダンパ７３は、歯車モータ式であり、図６のマスダンパ３に代えて用いられるものである。また、マスダンパ７３は、マスダンパ３と比較し、逆止弁７４を付加することで、圧縮時のダンパ反力が引張時よりも極端に小さい、いわゆる片効きダンパとして構成した点が異なる。以下、マスダンパ３と同じ又は同等の構成要素に同一の参照符号を付するとともに、付加された逆止弁７４を中心として説明する。

【0102】

図１６に示すように、シリンダ１２には、連通路１５と並列に第２連通路７５が接続されており、第２連通路７５に逆止弁７４が設けられている。第２連通路７５は、常時、ピストン１３をバイパスし、第１及び第２流体室１２ｄ、１２ｅに連通している。

【0103】

図１７に示すように、逆止弁７４は、第２連通路７５に設けられた弁箱７４ａと、弁箱７４ａ内に設けられた回動自在の弁体７４ｄを有する。弁箱７４ａには、第１連通口７４ｂ及び第２連通口７４ｃが設けられており、弁箱７４ａは、これらの連通口７４ｂ、７４ｃを介して、第２連通路７５に連通している。

【0104】

弁体７４ｄは、弁箱７４ａ内に配置され、軸７４ｅに回動自在に支持されており、図１７（ａ）に示す閉鎖位置と、図１７（ｂ）に示す開放位置との間で回動する。弁体７４ｄは、閉鎖位置にあるときには第１連通口７４ｂを閉鎖し、開放位置にあるときには第１連通口７４ｂを開放する。

【0105】

以上の構成では、地震時などに構造物Ｂが揺動するのに伴い、マスダンパ７３に引張荷重が作用したときには、ピストン１３が第２流体室１２ｅ側（図１６の右側）に摺動することで、第２流体室１２ｅ内の作動流体ＨＦが第２連通路７５に流入し、弁体７４ｄを図１７（ａ）の閉鎖位置に駆動する。これにより、第２連通路７５内の作動流体ＨＦの流れが阻止され、作動流体ＨＦが連通路１５だけに流れることによって、回転マス３１による大きな回転慣性質量効果が得られ、それに応じてダンパ反力も大きくなる。

【0106】

一方、マスダンパ７３に圧縮荷重が作用したときには、ピストン１３が第１流体室１２ｄ側（図１６の左側）に摺動することで、第１流体室１２ｄ内の作動流体ＨＦが第２連通路７５に流入し、弁体７４ｄを図１７（ｂ）の開放位置に駆動する。これにより、第２連通路７５内の作動流体ＨＦの流れが許容され（図１６及び図１７（ｂ）の白矢印）、その流量の分だけ、連通路１５内の流量が減少することによって、回転マス３１の回転慣性質量効果が大きく減少し、それに応じてダンパ反力が大きく減少する。

【0107】

以上のように、マスダンパ７３は片効きダンパとして構成され、圧縮荷重の作用時には、引張荷重の作用時と比較して、ダンパ反力が非常に小さくなり、それに伴い、支持部材２の圧縮荷重が大幅に低減される。これにより、支持部材２の座屈が発生しにくくなるので、座屈防止材４の断面積及び／又は設置数を低減することが可能になり、支持部材２の座屈防止のためのコストをさらに削減することができる。

【0108】

なお、上記の変形例は、歯車モータ式のマスダンパを片効きダンパで構成した例であるが、図１０に示されるようなボールねじ式のマスダンパを片効きダンパで構成してもよい。そのようなボールねじ式の片効きのマスダンパは、例えば出願人が特開２０１１－２２０５０４号において、ボールねじのナットと回転マスとの間にワンウェイクラッチを配置したマスダンパとして開示されており、このマスダンパを利用することができる。

【0109】

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、支持部材２の引張材として、ＰＣ鋼棒を用いているが、支持部材２の所望の引張剛性Ｋ１が得られる限り、ＰＣ鋼線やＰＣ鋼より線などの他のＰＣ鋼材や鉄筋の丸鋼などを用いることが可能である。この中で、ＰＣ鋼線は、支持部材を現場で施工する際、巻いた状態から繰り出し、下側に垂らしながら容易に取り扱えるという点で、特に有利である。

【0110】

また、支持部材２の圧縮材として、コンクリート及び鋼管あるいはコンクリートのみを用いているが、前述したように、支持部材２の所望の圧縮剛性Ｋ２が得られる限り、任意の１種類又は複数種類の構成材を用いることが可能である。例えば、コンクリートを用いずに、鋼管又は他の鋼材例えばＨ鋼や平鋼を用いてもよく、あるいはＨ鋼などの鋼材をコンクリートと組み合わせて用いてもよい。

【0111】

また、実施形態では、支持部材２を構造物Ｂの中央から下側に配置しているが、これに限らず、例えば構造物Ｂの上下方向の全体にわたって配置してもよい。また、各付加振動系の支持部材２を、全体として１本の支持部材で構成するものとして説明したが、これに限らず、例えば支持部材２が非常に長い場合などには、上下方向に順に連結された複数の支持部材で構成することが可能である。さらに、支持部材２及びマスダンパを含む付加振動系の本数や平面的な配置についても、実施形態で示したものに限らず適宜、変更することが可能である。

【0112】

さらに、実施形態では、座屈防止材４は、アングル材で構成され、構造物Ｂに固定されているが、これに限らず、座屈防止材４を構造物Ｂのスラブと一体に形成してもよい。また、実施形態では、座屈防止材４を構造物Ｂに１層おきに配置しているが、この設置間隔を、支持部材２の断面寸法や圧縮剛性Ｋ２などに応じて適宜、変更することが可能である。

【0113】

また、実施形態では、支持部材２の圧縮剛性Ｋ２を引張剛性Ｋ１の約３倍に設定しているが、これに限らず、良好な制振効果が得られる限り、圧縮剛性Ｋ２を増減してもよいことはもちろんである。

【0114】

さらに、実施形態では、引張材の引張剛性及び回転マスの回転慣性質量によって定まる付加振動系の固有振動数を構造物Ｂの１次固有振動数にほぼ一致させ、同調するように設定している。このような明確な同調に限らず、引張材の引張剛性及び回転マスの回転慣性質量の設定は、構造物Ｂの１次固有振動数の応答を低下させるものであればよい。例えば、これらの引張剛性及び回転慣性質量によって定まる付加振動系の固有振動数が構造物Ｂの１次固有振動数に対して比較的、離間している場合でも、構造物Ｂの１次固有振動数の応答を有効に低下させる限り、任意に採用することが可能である。

【0115】

また、構造物Ｂの構造については特に限定されず、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。

【符号の説明】

【0116】

１ 制振装置
２ 支持部材
３ マスダンパ
４ 座屈防止材
５ 鋼棒（引張材）
６ コンクリート（圧縮材）
７ 鋼管（圧縮材）
８ 上連結部材（上連結部）
９ 下連結部材（下連結部）
３１ 回転マス
５１ 制振装置
５３ マスダンパ（ボールねじ式のマスダンパ）
５５ ねじれ防止材
６３ 回転マス
７３ マスダンパ（非対称のマスダンパ）
Ｂ 構造物
Ｆ 基礎（支持体）
Ａ１ 付加振動系
Ａ２ 付加振動系
Ｋ１ 支持部材の引張剛性
Ｋ２ 支持部材の圧縮剛性
ｍｄ１ 回転マス３１の回転慣性質量
ｍｄ２ 回転マス６３の回転慣性質量
ｆｄ１ 付加振動系Ａ１の第１固有振動数（固有振動数）
ｆｄ２ 付加振動系Ａ２の第１固有振動数（固有振動数）

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】

【図5】

【図6】

【図7】

【図8】

【図9】

【図10】

【図11】

【図12】

【図13】

【図14】

【図15】

【図16】

【図17】

【図18】

【図19】

【図20】