2005年度修士論文

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1 25 年度修士論文 RC 建築物の免震化による 損傷レベル制御 25 年 1 月 指導教員 中田愼介 副指導教員 那須清吾 副指導教員 野尻洋一 高知工科大学大学院基盤工学専攻 社会システム工学コース 1759 伊藤瑞悦

2 修士論文要旨 RC 建築物の免震化による損傷レベル制御 高知工科大学大学院基盤工学専攻社会システム工学コース 1759 伊藤瑞悦 1: 研究背景 1995 年に兵庫県南部地震が発生して さまざまな問題が顕在化した 中でも建物の構造設計者と建築主の間で 建物に作用する地震動の強さとそのときに予測される損傷程度に関して共通認識がなかったことが指摘された 今後は設計者には 建物の耐震性能に関して消費者に十分理解できるような説明を行い 消費者の合意を得た上で 消費者の望む建物を設計することが求められている また現在では 建物の耐震設計は構造的な安全性だけではなく建物の機能や価値までを含めて捉えられるようになっているこのような流れをうけ 24 年 1 月に日本建築学会より 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針 ( 案 ) が刊行された ここには 鉄筋コンクリート造建物( 以後 RC 造建物と記す ) の耐震性能を損傷度 ⅠからⅤの 5 段階に分けてメニュー化するという新しい概念が示されている 2: 研究目的本研究の目的は RC 造建物を免震化することによって 極めてまれに起こる大地震後も損傷度 Ⅰ すなわち地震後もほぼ補修の必要なく継続使用できる状態に制御する方法を提案することである 現行の建築基準法では 耐用年数中に1 度遭うか遭わないかという極めて強い地震に対して 人命は守るが建物の損傷 機能喪失はやむを得ないというのが基本方針である 本研究では 社会的なニーズの多様化を踏まえ 大地震後もほぼ補修の必要なく継続して使用できる状態を維持すること すなわち大地震後も 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針 ( 案 ) における損傷度 Ⅰレベルに損傷を制御することに着目した そのための有効な手段として 本研究では免震構造を採用した 具体的には RC 造免震建物に指針の考え方を導入して 大地震後も損傷度 の性能を維持するための上部構造の設計上の目安をベースシア係数によって提案し 免震化による損傷レベル制御の可能性を追求することを目的とする 3: 研究方法まず 既往の建築基準法に則って設計した低層 中層 高層 超高層建物 ( 以後 原建物と記す ) に静的荷重増分解析 ( 以後 静的解析と記す ) を行って 層せん断力 - 変位の関係を求める 次にその関係を質点系におきかえて時刻歴動的応答解析 ( 以後 動的解析と記す ) を行い 応答値を求めて各建物の損傷度を検討する 次に原建物をそのまま基礎免震化し 再び動的解析を行って応答値を求め 損傷度を検討する これら一連の

3 解析をクライテリアが満たされるまでケースを増やして繰り返すこととする 本研究では 損傷制御の設計クライテリアとして動的解析による最大応答変位が層間変形角で1/2 程度になることとする これは指針で定義された損傷度 の限界値であり 応答層間変形角が1/2 程度であれば設備機器 什器および仕上げは損傷を受けず補修が不要とされており 残留ひび割れ幅が.2mm 以下におさまるとされているからである また残留ひび割れ幅が.2mm 以下であれば ドアの開閉など建物の機能面でも問題がないとされている クライテリアが満たされるまで解析を繰り返すこととする 初期の建設コストは 一般に設計で考えられる地震動を大きくして建物の耐震性能を向上させるとともに高くなるが 初期の建設コストをかけて耐震性能を向上させれば 地震時の被害は少なくなるので地震後の補修費用は少なくてすむ このように 免震化する ( すなわち 耐震性能を向上させる ) ことで建設コストは増加するが 同じ建物を既往の基準法に則って設計した場合と比べれば上部構造の躯体費用が削減でき 地震後の補修費用も不要になると考えられる そこで本研究では 大地震後も損傷度 の性能を維持できる RC 造免震建物の構造躯体費用 既往の建築基準法に則って設計された建物の構造躯体費用と大地震後に想定される補修費用を積算し RC 造免震建物の経済性を検討する 4: 解析結果既往の基準法に則って設計した各建物を免震化することで 損傷度 の性能を満たす範 囲内で上部構造を削減することができた 各ケースの解析結果を図 4 に示す 損傷度 1/5 Ⅳ 応答最大層間変形角 1/75 1/1 1/ 建物の固有周期 ( 秒 ) 5 層建物 ( 耐震 ) 7 層建物 ( 耐震 ) 15 層建物 ( 耐震 ) 3 層建物 ( 耐震 ) 5 層建物 ( 免震 ) 7 層建物 ( 免震 ) 15 層建物 ( 免震 ) 3 層建物 ( 免震 ) 原建物 ( 耐震 ) 主筋変更 ( 耐震 ) 断面 + 鉄筋変更 ( 耐震 ) 原建物 ( 免震 ) 主筋変更 ( 免震 ) 断面 + 鉄筋変更 ( 免震 ) 図 4: 各ケースの最大応答層間変位 固有周期の推移 Ⅲ Ⅱ Ⅰ

4 図 4 は 縦軸左に最大応答層間変形角を 縦軸右には 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価型指針 ( 案 ) に基づいて設定した損傷度を 横軸は建物の固有周期を示している グラフの左側の集まりは 既往の基準法のクライテリアを満たした建物を動的解析した結果である 以後 耐震設計したケース と記す グラフの右側の集まりは 耐震設計した各ケースを免震化して動的解析を行った結果である またグラフの赤線は原建物の結果を 緑線は CASE1 として原建物から主筋量のみを最小鉄筋量まで低減したケース 青線は CASE2 として部材断面と鉄筋量 ( 主筋 帯筋量の両方 ) を変更したケースの解析結果を示しており 5 層 7 層 15 層 3 層の各ケースの中で最も応答値が大きかった値をプロットしている もともと応答変位が損傷度 ⅡからⅢに分布していた耐震設計した各ケースの原建物が 免震化することでグラフの右下の赤線が示すように損傷度 Ⅰレベルに抑えられた それぞれ固有周期がのび 層間変形角 すなわち各層の変形も大幅に低減され 損傷度 におさまっており 応答値クライテリアである応答層間変形角 1/2 まではかなり余裕があることも確認できた つまり 上部構造の耐力を余裕分だけ下げられると考えた そこで CASE1 として柱 梁の主筋量を最小鉄筋量まで減らし CASE2 で部材断面と鉄筋量を変更することで グラフ右下の青線が示すようにクライテリアである層間変形角 1/2 にかなり近づけることができ クライテリアは満たされていると判断した 5: ベースシア係数のまとめ 各ケースのベースシア係数をまとめて表 5 に示す 表 5: 各ケースのベースシア係数 原建物 CASE1 CASE2 5 層建物 層建物 層建物 層建物 上部構造の耐力を下げる方法として CASE1: 主筋量の変更 CASE2: 部材断面と鉄 筋量 ( 主筋と帯筋 ) の変更を行った CASE2 がクライテリアを満たしたケースである 免震化することで 大地震後も損傷度 の性能を維持するためには 層間変形角 1/2 に達した時点のベースシア係数で 既往の基準法のレベルの原建物に比べて下げること が確認できた 5 層建物では 原建物のベースシア係数に比べてクライテリアを満たし た CASE2 では約 6 割 7 層建物では約 7 割 15 層建物では約 5 割 3 層建物では 4 割程度下げることができた

5 6: 積算結果各ケースの積算結果を図 6 に示す 合計金額構造躯体 ( 単位 : 万円 ) 施工費用補修費用免震コスト材料費 22, 2, 18, 16, 14, 12, 1, 8, 6, 4, 2, 原建物 15 層 5 層 7 層 CASE1 CASE2 図 6: 各ケースの積算結果 3 層 図 6 の横軸は左から原建物 CASE1 CASE2 を示しており 縦軸は合計金額を表している 原建物の合計金額とは構造躯体費用 施工費用 大地震後の補修費用を足し合わせた値 CASE1 2 の合計金額は構造躯体費用 上部構造の施工費用 免震コストを合計した値である 各ケースとも免震化したほうが多少安くなり 免震化の有効性が確認できる 被災度によって補修費用は変動するのでこの値は多少上下すると考えられるが 各ケースとも免震化したほうが多少安くなり 免震化の有効性が確認できると思われる 以上の結果から 既往の基準法に則って設計した建物を免震化することで 大地震を受けた後も損傷度 の性能を維持するための設計上の目安を提案できた また積算結果からも免震化による損傷レベル制御が有効であり 実現可能性があると考えられる

6 Damage Control of Reinforced Concrete Buildings by Base Isolation Systems 1759 Mizue ITOH It was considered that base isolation system will be very effective for the damage level control of reinforced concrete buildings. At first four case of buildings ; 5story, 7story, 15story and 3story buildings were designed based on the existing conventional seismic standards. These buildings were analyzed as base isolation system. Guidelines for Performance Evaluation of Earthquake Resistant Reinforced Concrete Buildings (Draft) was published by Architectural Institute of Japan in January 24. This guidelines defined damage level I.The damage level I shows slight damage which need not repair works. In this study, through the dynamic response analysis, four case of buildings were discussed. Original design buildings which were designed on conventional seismic design standards were analyzed on the base isolation systems. They all showed the dynamic response story drift which is within the damage level I. In this paper, the possibility of the reducing of amount of reinforcement and section of building members. Fig.1 shows the representative analytical results. In this figure, Y-axis shows maximum response story drift angle and X-axis shows the natural period of each case of buildings. Left hand side shows response story drft angle before base isolated and right hand side shows those after base isolated. Original buildings shows smaller drift angle and changing amount of reinforcing and members section, the results show still the limit of damage level (Il; story drift angle 1/2) 1/5 損傷度 Ⅳ 応答最大層間変形角 1/75 1/1 1/ 建物の固有周期 ( 秒 ) 5 層建物 ( 耐震 ) 7 層建物 ( 耐震 ) 15 層建物 ( 耐震 ) 3 層建物 ( 耐震 ) 5 層建物 ( 免震 ) 7 層建物 ( 免震 ) 15 層建物 ( 免震 ) 3 層建物 ( 免震 ) 原建物 ( 耐震 ) 主筋変更 ( 耐震 ) 断面 + 鉄筋変更 ( 耐震 ) 原建物 ( 免震 ) 主筋変更 ( 免震 ) 断面 + 鉄筋変更 ( 免震 ) Ⅲ Ⅱ Ⅰ Fig.1 Outlines of Analytical Results

7 - 目次 - 1. 序論 : 研究背景 : 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針( 案 ) について : 研究目的 研究方法 : 研究方法 : 解析方法 : 入力地震動 : 対象建物の設計方法 : 免震層の設計方法 : 対象建物概要 層建物の解析結果 :5 層原建物の基本性能 :5 層原建物と原建物を基礎免震化したケースの解析結果 : 5 層建物の変位に影響を与える部材の検討 : 5 層建物 CASE1 の解析結果 : 5 層建物 CASE1 と CASE1 を基礎免震化したケースの解析結果 : 5 層建物 CASE2 の解析結果 :5 層建物 CASE2 と CASE2 を基礎免震化したケースの解析結果 :5 層建物の解析結果の考察 層建物の解析結果 層建物の解析結果 層建物の解析結果 建設費用 免震コスト 補修費用の積算 : 構造躯体費の積算結果 : 補修費用の積算結果 : 免震コストの積算結果 結果まとめ : 解析ケースのまとめ : ベースシア係数のまとめ : 積算結果のまとめ 結論 考察および今後の課題 -93- 謝辞 参考 引用文献

8 1: 序論 1-1: 研究背景性能規評価型設計法の台頭 1995 年に兵庫県南部地震が発生して さまざまな問題が顕在化した 中でも建物の構造設計者と建築主の間で 建物に作用する地震動の強さとそのときに予測される損傷程度に関して共通認識がなかったことが指摘された 今後は建物の性能を明確に定め これを建築主と設計者で認識し合ったうえで設計を進めてゆくことが求められている 21 年に改定された建築基準法や 22 年に改定された道路橋示方書等 兵庫県南部地震以降に改訂された技術基準では 性能規定型の設計法を目指した規定が整備され始めている 現行の建築基準法では 地震力として 1 次設計レベルと 2 次設計レベルの 2 段階のレベルを設定している 1 次設計の基本は 建築物の耐用年限中に数度は遭遇する程度の地震 ( 中地震 ) に対しては 建築物の機能を保持すること ( 許容応力度設計法 ) とされている 2 次設計の基本としている考え方が 建築物の耐用年限中に 1 度遭遇するかもしれない程度の地震 ( 大地震 ) に対して 建築物の架構に部分的なひび割れなどの損傷が生じても最終的に崩壊からの人命保護を図ること ( 靭性 保有耐力の確保 ) である このうち大地震に対する建物の安全性に対するクライテリア すなわち 2 次設計の基本についてどれだけ消費者から理解を得ていたであろうか 兵庫県南部地震を受けて多大な被害を被ったが いわゆる新耐震設計法と呼ばれる改正建築基準法によって設計された 1981 年以降の建物の多くは倒壊を免れたと報告されている しかしながら 建物は倒壊から免れても内外装材の被害 設備などの機能喪失は大きく 構造骨組みの修復と機能修復には多くの費用を要した 建物の構造は地震に対して安全でなければならない 地震で人命が失われることのない構造にすることは 最低限必要な機能である しかし建物の地震被害は構造体の崩壊だけではない たとえば外壁パネルや石 タイルなどの仕上げ材の剥落や 窓ガラスの破損 あるいは建物内の家具や什器 設備機器が移動したり転倒して 人が怪我をしたり避難通路が遮断されたりすることもある また構造体は損傷しなくても 構造耐力上考慮していない壁などに大きなひび割れが生じると 建物の機能や美観を損ね 建物としての価値が低下することもある しかし現行の耐震基準では 大地震時に倒壊は免れるけれども地震後建物に残留変形を許容されており 地震による大きな揺れと それによる建物が変形して内外装の剥落 落下 また家具の転倒などを原因とする多くの犠牲者 けが人の発生 さらにはそうした構造物に内蔵される各種の財産の喪失という事態はやむを得ないということにほかならない もちろん こうしたクライテリアは建築基準法による最低基準として与えられているもので これ以上の安全性を考慮することは建築主と設計者が協議して決めればよい しかしながら 実際に設計者が耐震安全性についてのクライテリアを建築主と協議して決定することはごく稀であるというのが実状だといわれている -1 -

9 そこで求められるのが設計者による建物の耐震性能に関する十分な説明と それに基づく建築主の同意 あるいは建築主からの安全性についての要求とそれに基づく設計 こうした考え方に基づく設計である 特に設計者には 建築物の性能について建築主への十分な説明責任が問われることになる しかし 地震に対する建物の性能の共通認識を得ることは容易ではない 地震という現象が明確に規定しにくい つまり いつ どの程度の大きさのものが発生するかを特定しにくいために 地震を受けたときの建物の被害レベルを予想しにくい あるいは予想できてもそれを表現しにくいためである そこで設計者と建築主とが建物の耐震性に対して共通の認識を持つために 耐震性能のメニュー化が求められている このような流れをうけ 建築業界でも 24 年 1 月 日本建築学会より 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針 ( 案 ) が刊行された 鉄筋コンクリート造建物( 以後 RC 造建物と記す ) の耐震性能を損傷度 ⅠからⅤの 5 段階に分けてメニュー化するという新しい概念が示されている 免震構造の可能性過去の大地震によって その都度予想しなかった被害を受けてきた 今後もそれぞれの敷地での的確な地震動の予測が行わなければ 過去の地震被害が繰り返しされるとも思われる それでは いかにして安全な建物とするのだろうか 耐震構造として耐力を従来以上にどこまで高めておけばよいのか 仮定した地震力に耐えるという耐震構造に対して 建物に作用する地震力を抑制してより大きな安全性を確保しようとするのが免震構造である 地震による建物の大きな揺れは 地震動に対して建物が共振振動することである 免震構造はそれをかわして 揺れを小さく保つことができる したがって 単に構造物の破壊を防ぐばかりでなく建物の機能維持 エレベータの障害防止 内外装材の落下防止や家具什器の転倒防止にも効果を発揮するようになる 現在 建物の耐震設計は構造的な安全性だけではなく 機能や価値までを含めて捉えられるようになっているという 建物に要求される性能は安全性だけでなく 耐久性やコスト ( 経済性 ) を含めた多くの性能をバランスよく保つことが必要とされている 免震構造では 初期の建設コストをかけて耐震性能を向上させるので建設コストは一般的に高層建物の場合では 3~5% 程度上がると言われているが 地震時の被害は少なくなり地震後の補修費用も少なくてすむ 社会の変化 都市の変化 安全性と建設コストの両面から考えた場合 免震構造の担う将来性は大きいと思われる -2 -

10 1-2: 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針( 案 ) について 24 年 1 月 日本建築学会より 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針 ( 案 ) ( 以後 指針と記す ) が提案された 指針では RC 造建物の耐震性能を損傷度 Ⅰから Ⅴの 5 段階に分けてメニュー化するという新しい概念が示されている 具体的には 耐震性能を指標化して従来の設計のように基準レベルを上回ることを確認するだけでなく どの程度の耐震性能を有するものかを確定値および確率で表現しようとするものである 指針の目標は 建物が保有する耐震性能を建物固有の指標値として評価し 建物の共用期間や建設地域の地震活動などを考慮して 耐震性能をわかりやすく表示することとされている 以下に指針の概要を簡単に記す 指針では 性能評価項目として建築構造の性能を以下の 3 つに分類して 各目標性能を定めている (1) 安全性 : 人命を保護できるという性能 (2) 復旧可能性 : 修復または補強によって 経済的な復旧が可能という性能 (3) 使用性 : 地震後もほぼ無条件で建物を継続使用できるという性能 以上の 3 種類の性能評価項目と対応して それぞれの限界状態が設定されている (1) 使用性 : 地震後もほぼ補修の必要なく継続使用するのに支障を来さないための性能評価項目である これを確保するために 構造物に設定される限界状態が 使用限界状態 である (2) 修復性 : 経済的な修復が可能な状態を目指した 言わば損傷のレベルを制御するための性能評価項目である これに対応するのが 修復限界状態 である 修復限界状態で想定される被災度は小破から大破まで幅広いので 2 つのレベルが設定されている (3) 安全性 : 人命保護のための性能評価指針で この性能を確保するために設定されたのが 安全限界状態 である 指針の性能評価項目において 建築構造の性能を評価する対象は 構造骨組 建築部材 設備機器 什器 地盤の 5 つに分類されている これら 5 つの項目ごとに 使用性 安全性 修復性 の各性能と 使用限界 安全限界 修復限界 の各状態が定義されている 指針に記載されている築部材の限界状態 損傷度の関係を図 1-1 に示す -3 -

11 使用限界修復限界 Ⅰ 修復限界 Ⅱ 安全限界 具体的な損傷の状況部材の状態損傷度鉄筋コンクリート残留ひび割れ幅 Ⅰ 継続使用可能弾性ほぼ弾性 容易に修復可能 Ⅱ Ⅲ Ⅳ Ⅴ わずかに健全降伏する程度 修復可能座屈しないコアコンクリートは健全 地震応答時 地震終了時に鉛直荷重による応力を維持耐力低下 破断しない コアコンクリートの圧壊は生じない コアコンク破断リートの圧壊 図 1-1: 築部材の限界状態 損傷度の関係.2mm 程度以下.2 ~ 1.mm 程度 1. ~ 2.mm 程度 図 1-1 に示すように 部材の限界状態に応じて 4 段階の損傷度が定義されている (1) 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅰとは 使用限界に達するまでの状態 すなわち無被害 軽微といわれる 地震後も無条件で継続使用可能な状態を指す 指針では 主要部材の応答をおおむね弾性限度内にすることに加え 残留ひび割れ幅が十分に小さいことを確認する手法が示されている (2) 損傷度 Ⅱ Ⅲ 使用限界を超えて修復限界に達するまでの状態が 損傷度 ⅡおよびⅢに相当する 被災度でいえば小破から大破に近い中破までに相当し 部材の損傷状況 補修規模にかなりの幅があるのでⅡおよびⅢという 2 段階の損傷度が設定されている (3) 損傷度 Ⅳ 損傷度 Ⅳとは 修復限界を超えて 安全限界に達するまでの状態を指す 人命を守るために最低倒壊しないこと 地震時に鉛直荷重が保持されることが設計目標となる 被災度でいえば大破に相当する (4) 損傷度 Ⅴ 安全限界にも達していない状態は損傷度 Ⅴと設定されている 安全限界を超える部材は耐力低下を生じて非線形解析の適用範囲を超えるため その損傷状況を評価することができない 従って 基本的には損傷度の段階としては扱われていないが 損傷度 Ⅳを超える損傷状況を示したい場合は損傷度 Ⅴと表すこととされている -4 -

12 1-3: 研究目的現在では 建物の耐震設計は構造的な安全性だけではなく建物の機能や価値までを含めて捉えられるようになっている また設計者には 建物の耐震性能に関して消費者に十分理解できるような説明を行い 消費者の合意を得た上で 消費者の望む建物を設計することが求められている このような背景から 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針 ( 案 ) において RC 造建物の耐震性能のメニュー化が提案された 現行の建築基準法では 耐用年数中に1 度遭うか遭わないかという極めて強い地震に対して 人命は守るが建物の損傷 機能喪失はやむを得ないというのが基本方針である つまり指針における損傷度 Ⅲまで設計が許容されていることになる 一方 免震建築物には 指針で提案されたようなメニュー化はなされていない 上部構造への入力加速度の低減効果から既往の建築基準法に示された設計法とは異なり 設計用層せん断力係数の基準も存在せず 現状では設計者が安全確認の上で任意に決定しているが 免震構造設計指針 において上部構造の全部材が弾性限耐力以内おさまることが耐震性能の目標値とされている この性能は 指針おける損傷度 ⅠとⅡの間に相当する 兵庫県南部地震で地震被害を受けた後 建物の耐震性能に関する消費者のニーズも多様化している 建物の用途によっては 大地震後も補修の必要なく継続使用できる状態を維持すること すなわち指針に示された損傷度 Ⅰの性能を保つことが求められるようになっている 高い居住性を要求される建物 : ホテル 共同住宅 ( マンション ) 内部機器 施設の保護が要求される建物 : コンピューターセンター 病院 防災拠点施設 美術館 博物館 通信施設 非常に高い耐震性を要求される建物 : 原子力関連施設などがその例である このような社会的なニーズの多様化を踏まえ 本研究では大地震後も損傷度 Ⅰレベルに損傷を制御するために免震構造を採用した 本研究の目的は RC 造建物を免震化することによって 極めてまれに起こる大地震後も損傷度 Ⅰ すなわち地震後も補修せず継続使用できる状態に制御する方法を提案することである 具体的には RC 造免震建物に指針の考え方を導入して 大地震後も損傷度 Ⅰの性能を維持するための上部構造の設計上の目安をベースシア係数によって提案し 免震化による損傷レベル制御の可能性を追求することを目的とする -5 -

13 2: 研究方法 2-1: 研究方法 RC 造免震建物の上部構造の応答を損傷度 Ⅰに留めるためには 変形はどの程度に抑えなければいけないのか そのためにはどの程度の強度を必要とするのかを知ることが重要である 本研究では まず既往の建築基準法に則って設計した低層 中層 高層 超高層建物 ( 以後 原建物と記す ) に静的荷重増分解析 ( 以後 静的解析と記す ) を行って 層せん断力 - 変位の関係を求める またその関係を質点系におきかえて時刻歴動的応答解析 ( 以後 動的解析と記す ) を行い 応答値を求めて各建物の損傷度を検討する 次に原建物をそのまま基礎免震化し 再び動的解析を行って応答値を求め 損傷度を検討する これら一連の解析をクライテリアが満たされるまでケースを増やして繰り返すこととする 初期の建設コストは 一般に設計で考えられる地震動を大きくして建物の耐震性能を向上させるとともに高くなる しかし 1-1 で述べたように 初期の建設コストをかけて耐震性能を向上させれば 地震時の被害は少なくなるので地震後の補修費用は少なくてすむ 免震化することによって建設コストは増加するが 上部構造の躯体費用が削減できると考えられる そこで本研究では 大地震後も損傷度 Ⅰの性能を維持できる RC 造免震建物の構造躯体費用 既往の建築基準法に則って設計された建物の構造躯体費用と大地震後に想定される補修費用を積算し RC 造免震建物の経済性を検討する 2-1-1: 設計クライテリアについて本研究では 損傷制御の設計クライテリアとして動的解析による最大応答変位が層間変形角で1/2 程度になることとする これは指針で定義された損傷度 Ⅰの限界値であり 応答層間変形角が1/2 程度であれば設備機器 什器および仕上げは損傷を受けず補修が不要とされており 残留ひび割れ幅が.2mm 以下におさまるとされているからである また残留ひび割れ幅が.2mm 以下であれば ドアの開閉など建物の機能面でも問題がないとされている クライテリアが満たされるまで解析を繰り返すこととする 2-1-2: 上部構造の変更方法について免震建物の特徴として 構造計画の自由度の増加 が挙げられる つまり 地震を受けたときの免震建物における上部構造の応答は小さいので 耐震設計した建物を免震化した場合には同等の強度を保ちながら さらに上部構造の柱 梁の断面寸法を減少することができる 原建物をそのまま免震化すれば 動的解析によって得られる応答値は大幅に低減でき 応答を損傷度 Ⅰにおさめることができると予測される 本研究では 応答を損傷度 Ⅰにおさめるための限界値を提案することが目的なので 損傷度 Ⅰの限界に近づけるために上部構造の部材強度を下げることにする 強度にはコンクリート断面寸 -6 -

14 法 鉄筋断面積 コンクリート圧縮強度 鉄筋引張降伏強度などが関係する 本研究の目的は上部構造の耐力に影響を及ぼす部材の定性的な把握にあるため 使用材料の強度は一定とし 部材断面 鉄筋量のみを変更することにする 2-1-3: ベースシア係数について静的解析の結果から変形を抑えるために強度を上げるべき部材を推定し 鉄筋量 コンクリート断面積を少しずつ低減させ 動的解析を行って最大応答変位を確かめるのだが その際に応答変形に対する建物の耐力の指標としてベースシア係数を用いる 層せん断力とは 建物のある層に作用する力のことで その層より上の水平力を合計したものである 層せん断力係数とは 層せん断力をその層より上の重量の総和で除した値をいう 特に 最下層の層せん断力はベースシア係数と呼ばれ 設計上の重要な指標となっている ベースシア係数は構造物全体の振動性状 あるいは設計上の耐震性能などを示す最も基本的な指標である ベースシアを決定する際に 静的解析においてどの時点の層せん断力を選択するかが重要となってくるのだが 通常は保有水平耐力時の層せん断力を採用することが多い また保有水平耐力時の変形は 層間変形角にして 1/1 に達した時点の変形を採用することが多い しかし 本研究の目的は層間変形角を 1/2 程度に制御するところにあるので 荷重増分解析においてある層の層間変位が最初に1/2 に達した時点での 1 層の層せん断力を採用することとした また 建物の耐震性能を知る上で保有水平耐力時のベースシアも必要と思われるので 保有水平耐力時のベースシアとして層間変形角が 1/1 に達した時の層せん断力とし 保有水平耐力時のベースシア係数として算出することにした 以下に使用した部材強度算定式を示す 梁の曲げ強度算定式 M u =.9a σ d( kg cm) t y at; 引張鉄筋断面積 (cm 2 ) σy; 鉄筋の引張降伏点強度 (kg/cm 2 ) d; 梁の有効せい (cm) 柱の曲げ強度算定式 N M u =.8at σ y D +.5N D(1 )( kg cm) N.4bDFc b D Fc D; 柱断面せい (cm) b; 柱断面幅 (cm) N; 軸方向力 (kg) Fc; コンクリート圧縮強度 (kg/cm 2 ) -7 -

15 2-2 : 解析方法 2-2-1: 静的荷重増分解析解析には ( 株 ) 構造計画研究所から発売されている 2 次元フレームの弾塑性フレーム解析プログラム RESP-F を用いる その概要を以下に記す フレームを柱 梁 耐震壁の部材に分割して捉え 各構成部材に復元力特性を定義し 荷重増分ステップごとに骨組み全体の瞬間剛性の検討を仮定した部材の復元力特性に立脚して行う 静的荷重増分解析は 各層に水平力分布を与え最上層の変位が 1cm に至るまで逐次増大させていく 柱 梁は曲げ せん断 軸変形を考慮し 両端に剛域を考慮したビーム要素として以下のようにモデル化する 1 材端曲げモーメントと回転に関する弾塑性挙動を 弾性線材の曲げ剛性 EI と その両端に設けた剛塑性回転バネによって表す すなわち 曲げによる材端の回転変形は 弾性線材の変形と 剛塑性回転バネの回転変形の和で表す 2せん断変形については 弾性として取り扱う 部材端部に剛塑性回転バネを導入した材端曲げモーメント (M) と回転角 (ω) に関する剛性マトリクスによって表す 部材耐力は全て建築学会の保有耐力計算式に基づいて行う 部材の復元力特性は Degrading Tri-Linear 型を使用した また 柱は全て柱のモーメント (M) による軸力の変動 (N) を考慮した M-N インタラクション柱として取り扱うこととした 2-2-2: 時刻歴動的応答解析 ( 質点系動的応答解析 ) ( 株 ) 構造計画研究所から発売されている建築構造物の振動解析プログラム RESP- M/Ⅱを使用する これは RESP-F で得られた各層の層せん断力 - 変位関係を質点間のバネ定数とし 時刻歴動的応答解析を行うものである 建物を静的解析で得た剛性マトリクスで表せるフレームモデルと 柱置換された壁とそれに取り付く境界梁から成る複数の壁モデルの集合とし それらに層毎の剛床仮定を適用する また ここでは基礎条件はロッキング スウェイを考慮せず固定とした 直接積分法により弾塑性応答解析を行う 積分方法はニューマーク β 法を用いる 入力地震動の加速度に対し 時間刻みで瞬間剛性 瞬間減衰を評価し 振動方程式を解く また減衰の評価方法は 比例減衰の剛性比例とし 減衰定数は 3% とした 2-3: 入力地震動設計用の入力地震動には 一般的に EL Centro 194 NS TAFT 1952 EW などの標準波や 長周期成分が比較的卓越する HACHINOHE 1968 NS EW 波 建設地の地盤特性を考慮した人工地震波 および過去にその建設地付近で記録された地震波などが用いられている 本研究では 入力地震動として EL-Centro NS TAFT EW HACHINOHE -8 -

16 NS の 3 波を採用し レベル 1 として最大速度 25kine レベル 2 として最大速度 5kine に基準化して用いた 地震波はそれぞれ異なる性質をもっており それを直接入力地震動として解析を行ってもその応答値を比較することは困難である よって最大速度で基準化し 全ての地震波を同規模とすることで 建物の地震応答を比較する 加速度ではなく速度で基準化したのは 過去の地震被害においても最大加速度よりも最大速度の方が地震被害との相関性が高い事が言われているからである 一般的に 設計用入力地震動に応じて地震に対する安全性能が設定されている 本研究でも設計用入力地震動として以下のような 2 段階のレベルを考慮する レベル 1: 稀に発生する地震動に対する検討建築物の耐用年限中に数度は遭遇する程度の地震動 ( 中地震動 ) に対しては 建築物の構造上主要な部分が損傷しないこと レベル 2: 極めて稀に発生する地震動に対する検討建築物の耐用年限中に 1 度遭遇するかもしれない程度の地震動 ( 大地震動 ) に対しては 建築物の架構に部分的なひび割れなどの損傷が生じても最終的に倒壊 崩壊からの人命の保護を図ること 各レベルに対応する地震波の最大加速度を図 に示す 特定地震波 長周期地震波 地震波 最大加速度 (gal) レベル 1 (25kine 相当 ) レベル 2 (5kine 相当 ) EL CENTRO 194 NS TAFT 1952 EW HACHINOHE 1968 NS 図 2-3-1: 入力地震波と入力レベル 2-4: 対象建物の設計方法本研究で対象とするのは低層 中層 高層 超高層の 4 種類の構造物である 現行の建築基準法に則ってそれぞれ 5 層 7 層 15 層 3 層建物を設計することとする 2-4-1: 低層建物の設計方法本研究で対象とした 5 層建物のような建物高さが 2m 以下の RC 造低層建物の場合 図 示す計算ルート 1 で設計するよう定められている 本研究でも計算ルート 1 に従って 5 層建物を設計した 固定荷重 積載荷重 また地震力などの短期荷重を想定して応力を算出し それぞれの部材が各々に加わる応力に対して耐えられるかどうかを計算する これを許容応力度計算 (1 次設計 ) という 図 示す計算ルートには 建築物の規模の他にも様々な規定があり それらを全てクリアする必要がある 以下にその規定を示す この規定が -9 -

17 クリアできない場合は その上位の計算ルートを選択することとなる (1) 建物高さ 2m 以下 (2) 柱 壁量が 式を満たすこと 2.5A +.7A +.7 A Z W Ai β ( 式 2 4 1) W C W Aw : その階における耐震壁の断面積 ( 計算する方向別 )[cm 2 ] Ac : その階における柱の断面積 [cm 2 ] Aw': その階における耐震壁以外の壁の断面積 ( 計算する方向別 )[cm 2 ] Z : 地域係数 W : その階にかかる建築物の重量 [N] Ai : 地震層せん断力係数 Ci の高さ方向の分布係数 β : コンクリートの設計基準強度による低減係数 以下のように定められている Fc<18 β=1. 18 Fc 36 β= 18/ F C Fc<36 β=.71 Fc: コンクリート設計基準強度計算ルート 1 の場合 柱 壁量を上記の式に当てはめて 各階の X Y 方向ごとに計算して確認しなければならない 結局のところ 図 に示す計算ルート 2 の条件と同じような計算をすることになるが ルート 1 の式 はルート 2 の式 2-4-2A B よりも条件が厳しいので この厳しい条件をクリアできたら層間変形角 剛性率 偏心率の計算は免除するというものである 高さ :h 2m YES 2.5Aw+.7Ac+.7Aw ZWAiβ YES 許容応力度計算 (1 次設計 ) NO CLEAR END ルート 2 図 2-4-1: 計算ルート : 中 高層建物の設計方法本研究で対象とした7 層建物 15 層建物のような建物高さが 2m よりも高い RC 造中 高層建物 または計算ルート1の条件をクリアできない建物高さ 31m 以下の建築物の場合 図 示す計算ルート 2 で設計するよう定められている 本研究においても 計算ルート 2 に従って 7 層 15 層建物の設計を行った - 1 -

18 高さ :h 31m 高さ :31m<h 6m CLEAR 剛性率 :R s.6 偏心率 :R e.15 NO YES CLEAR 許容応力度計算 (1 次設計 ) 層間変形角 r 1/2( 特例アリ ) 形状係数 F es の割増剛性率による割増 F s 偏心率による割増 F e F es =F s F e 1~3 のうち 1 つを選択 1: 2.5Aw+.7Ac+.7Aw.75ZWAiβ 2: 1.8Aw+ 1.8Ac ZWAiβ 3: 柱 梁の材端モーメントが終局モーメントに達してもせん断破壊しないことを確認 END 図 2-4-2: 計算ルート 2 NO CLEAR 保有水平耐力計算 Q u Q un Q un =D s F es Q ud Q u : 保有水平耐力 Q un : 必要保有水平耐力 D s : 構造特性係数 F es : 形状係数 Q ud : 地震力 計算ルート 2 では (1)~(3) の計算と (4) のうちの 1~3 のどれか 1 つを選択して 計算することになる (1) 層間変形角 r 1/2 (2) 剛性率 Rs.6 (3) 偏心率 Re.15 (4) 1~3 のどれか 1 つを選択 1: 2.5A +.7 A +.7 A.75 Z W Ai β ( 式 2 4 2A) W C W 2 : 1.8A + 1.8A Z W Ai β ( 式 2 4 2B) W 破壊しないことを確認 C 3 : 材端に生じるモーメントが終局モーメントに達したときに柱 梁がせん断 (4) の 1~3 は 建築物の柱壁の量によって 様々な条件を想定した式となっており 一般的には 以下のようなことが言える -11 -

19 1: 耐震壁の多い建物に有利 2: 柱が多い すなわち柱 1 本が受け持つ面積が小さいものが有利 3: 総合的なラーメン構造のバランスを重視し 袖壁等が少なくせん断破壊しそうな短柱などが無い建物に有利 1~3 のどれを選んだかによって さらに 3 つに細分化される 2 次計算の合否の判断について層間変形角は原則として r 1/2 だが 変形に追従できるような外壁等の処置が施されている場合は若干条件を緩くすることが可能であり 最大で r 1/12 まで緩和することがでる 一方 剛性率と偏心率はそれぞれ条件が固定されているが その条件を満たすことができなくても 形状係数の割増を経て保有水平耐力計算を行う方法を選択することもできる また壁量等の計算など 地震に対する計算基準もクリアできなかった場合は保有水平耐力計算に移行する方法も選択ができる 2-4-3: 超高層建物の設計方法本研究で対象とした 3 層建物のような建物高さが 61m 以上の RC 造超高層建築物の場合 図 示す計算ルート 3 で設計するよう定められている 本研究でも計算ルート 3 に従って 3 層建物を設計した 高さ :h>6m 国土交通大臣が定める基準に従った計算 ( 法律 81 条の 2 H12 建設省告示 1461 号 ) 限界耐力計算 建築物の耐用年限中に発生する可能性が高い外力に対して損傷しないこと損傷限界 + 建築物の耐用年限中に発生する可能性が稀にある外力に対して崩壊しないこと安全限界図 2-4-3: 計算ルート 3 図 2-4-1,2,3( 計算ルート 1, 2,3) に示すように 建物の高さが高くなるほどより複雑な構造計算を要求される仕組みになっている 特に建物高さが 6m を超える超高層建築物は 基本構造の安全確保のためにより厳格なチェック体制のもとで極めて厳しい構造計算を行うことが求められている

20 2-5: 免震層の設計方法免震部材の選定は 地盤条件 建物形状 経済性 および施工性などの諸条件を考慮して決定される 部材の種類を決定した後に 部材個数 形状 配置を決定する 本研究の目的は上部構造の耐震性能の定性的な把握にあるため 免震部材の種類 地盤条件 経済性などは一定とし 建物の種類に合わせて形状のみを変更する 本研究では ブリヂストン製鉛プラグ挿入型積層ゴム支承のみを使用することとする 使用する積層ゴムを図 2-5 に示す 積層ゴムを用いる場合には 面圧が形状などを決定する重要な要因となる 本研究では 鉛直時の基礎反力から免震部材にかかる面圧を算定し 採用した積層ゴムの推奨面圧に従って各々の柱直下に配置する積層ゴムの形状を選定した 図 2-5: ブリヂストン製鉛プラグ挿入型積層ゴム支承 LH6G4A 地震に対する免震建物の安全性能は 上部構造 免震部材 および杭 下部構造に分類して評価されている 積層ゴムについては 復元力特性を考えて安定変形 性能保証変形が設定されている 免震部材の終局限界変形とは 部材が破断 引抜きまたは座屈によって軸力を保持できなくなる変形のことで ゴムの破断よりも一般的に座屈によって決まる場合が多い 安定変形とは 終局限界変形に対して十分に余裕をもって 安定した支持性能 復元性能 減衰性能が発揮できる変形のことをいう 性能保証変形とは 同様に終局限界変形に対して余裕をもって設定される安定変形以上の変形のことで 支

21 持性能 復元性能 減衰性能を失わない範囲に相当する 積層ゴムの変形性能は 2 次形状係数 積層ゴムの径 面圧によって異なるが 一般的には安定変形はせん断ひずみが 2% 性能保証変形が 3% 程度とされている 表 に免震建物の耐震性能の目標をまとめて示す 本研究でも 免震部材についてはこれらの目標を満たすことを免震層のクライテリアとする また免震部材の適合性についても 面圧と同時に免震動的解析を行ったときの水平変形が性能目標を満足できるかどうかを確認することにする 表 2-4-1: 免震構造の耐震性能の目標上部構造免震部材杭 下部構造 レベル 1 全部材が許容応力度以内であること 層間変形角 1/2 安定変形以内で ゴムに引張りが生じないこと 全部材が許容応力度以内であること レベル 2 余裕度確認レベル 全部材が弾性限耐力以内であること 層間変形角 1/2 保有水平耐力 終局限界変形以内であること 層間変形角 1/1 性能保証変形以内で ゴムに引張りが生じないこと 終局限界変形以内で ゴムに引張りが生じないこと 全部材が許容応力度以内であること 全部材が弾性限以内であること 許容応力度 : 柱 梁 耐震壁 杭など全ての部材の短期許容応力度 弾性限耐力 : 上部構造では柱 梁 耐震壁のいずれかの部材が最初に終局強度に到達する状態の耐力 下部構造では杭のいずれかが最初に終局強度に到達する状態の耐力 基礎梁のいずれかの部材が最初に終局強度に到達する状態の耐力 2-6: 対象建物概要 2-6-1:5 層建物概要 5 層建物を許容応力度設計した これを5 層原建物と称する 5 層原建物の平面図と立面図を図 2-6-1A と図 2-6-1B に示す 図 2-6-1A: 5 層原建物の平面図 ( 単位 :mm) 加力方向

22 図 2-6-1B:5 層原建物立面図 ( 単位 :mm) 加力方向に 6m,5m,6m, の 3 スパン 直交方向に 6m,6m の 2 スパンを有し 床面積は 17m( 加力方向 ) 16m( 直交方向 ) 基礎上面からの高さは 15.2m(1 階 ~5 階 3.m) と なっている 2-6-2:7 層建物概要 7 層建物を許容応力度設計した これを 7 層原建物と称する 7 層原建物の平面図と立面図を図 2-6-2A と図 2-5-2B に示す 加力方向図 2-6-2A:7 層原建物の平面図 ( 単位 :mm)

23 図 2-6-2B:7 層原建物立面図 ( 単位 :mm) 加力方向に 6m,5m,6m, の 3 スパン 直交方向に 6m,6m の 2 スパンを有し 床面積は 17m( 加力方向 ) 16m( 直交方向 ) 基礎上面からの高さは 21.2m(1 階 ~5 階 3.m) となっている 2-6-3:15 層原建物概要 15 層建物を許容応力度設計した 建物の平面図と立面図を図 2-5-3A と図 2-6-3B に示す 加力方向に 6m,5m,6m, の 3 スパン 直交方向に 6m,6m の 2 スパンを有し 床面積は 17m( 加力方向 ) 16m( 直交方向 ) 基礎上面からの高さは 45.2m(1 階 ~15 階 3.m) となっている 加力方向 図 2-6-3A: 15 層原建物の平面図 ( 単位 :mm)

24 図 2-6-3B:15 層原建物立面図 ( 単位 :mm) 2-6-4:3 層原建物概要 3 層建物を許容応力度設計した これを 3 層原建物と称する 3 層原建物の平面図 と立面図を図 2-6-4A と図 2-6-4B に示す 加力方向 図 2-6-4A: 3 層原建物の平面図 ( 単位 :mm)

25 図 2-6-4B:3 層原建物立面図 ( 単位 :mm)

26 3:5 層建物の解析結果 3-1:5 層原建物の基本性能主要部材の断面リストと中央構面の配筋詳細を図 3-1A に示す 柱 (5F~4F) 柱 (3F~1F) b D b D 7 7 主筋 (X 方向 ) 6-D25 主筋 (X 方向 ) 6-D29 主筋 (Y 方向 ) 6-D25 主筋 (Y 方向 ) 6-D29 帯筋 3-D16@1 帯筋 3-D16@1 pt(x 方向 ):.72% pt(x 方向 ):.79% pt(x 方向 ):.72% pt(x 方向 ):.79% pg: 2.4% pg: 2.62% pw:.92% (X,Y 方向 ) pw:.85% (X,Y 方向 ) 梁 (RF~4F) 梁 (3F~2F) (a) 静的解析結果 b D 5 65 b D 6 7 上端 5-D25 上端 4-D29 下端 5-D25 下端 4-D29 帯筋 2-D16@1 帯筋 5-D16@15 pt:.78%( 上端 ) pt:.73%( 上端 ) pt:.78%( 下端 ) pt:.73%( 下端 ) pw:.8% pw:.8% 図 3-1A: 5 層原建物の主要部材リスト まず 原建物の耐震性能を知るために静的弾塑性解析 ( 荷重増分法 ) を行った 鉄筋コンクリート部材の特徴としてその荷重 変形の関係は 初期剛性 引張側のコンクリートにひび割れが発生し剛性が若干低下し 最終的に引張鉄筋の降伏が起こる この状態を 3 本の線で近似して表す これをトリリニアモデルという この部材モデルで構成された建物としての静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して図 3-1B に示す

27 6 層せん断力 (t) FL 4FL 3FL 2FL 1FL 層間変位 (cm) 図 3-1B: 5 層原建物の層せん断力 - 層間変位図 初期剛性 すなわちグラフの第 1 勾配は各層の部材の弾性域内での変形を示している コンクリートの引張側にひび割れが入り 剛性低下が始まってからの第 2 勾配の傾きが 応答変位に対しては重要となる つまり 第 2 勾配の剛性低下が緩やかなほど変形が進 まないことがわかる 5 層原建物では 1 層の第 2 勾配が急になっている また層間変 形角 1/2 に達した時点のベースシアは 495t であった ある層の層間変形角が 1/1 に達した時点でのヒンジ図を図 3-1C に示す RF 5F 4F 3F 2F 1F RF 5F 4F 3F 2F 1F X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 X8 図 3-1C 層間変形角が 1/1 に達した時点の 5 層原建物のヒンジ図 は曲げ降伏を表す - 2 -

28 RF 5F 4F 3F 2F 1F X9 X1 X11 X12 図 3-1C 層間変形角が 1/1 に達した時点の 5 層原建物のヒンジ図 は曲げ降伏を表す 崩壊メカニズムは最下層から中層の梁端にヒンジが発生する全体崩壊形となった 層間変位が最初に1/2 に達した時点でのベースシア係数は.59 であった また保有水平耐力時 すなわち層間変位が 1/1 に達した時のべースシア係数は.48 となった (b) 動的解析結果 5 層原建物の動的解析結果のうち 応答層間絶対変位を図 3-1D に示す 横軸は各層の最大応答変位を示したものである 入力波 EL CENTRO NS で 2 層の層間変位が 3.21cm となり最大であった このときの層間変形角は 1/93 で 損傷度 3に相当する EL Centro 194 NS 波で中層の応答が大きいのは高次モードが卓越したためと考えられる 応答変位がクライテリアである層間変形角が 1/2 すなわち損傷度 Ⅰにおさまったのは HACHINOHE NS 波だけであった 5 層原建物は図 3-1B より ほとんどの梁が降伏し崩壊メカニズムに至っている また一次固有周期は.32 秒となった 通常の耐震設計くらいテリアとしては補修狩野のことを考慮すると損傷度がⅢレベルまで許されており この建物の設計法の妥当性が伺われる 4 層 5 層では応答地がかなり小さくなっているが このケーススタディでは各階の部材断面を 2 段階しか変化させていないのでこのような結果となっている

29 5 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 4 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅱ ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 3 層 層間絶対変位 (cm) 図 3-1D: 5 層原建物の最大応答層間絶対変位 入力時震動は L2 レベルとする 3-2:5 層原建物と原建物を基礎免震化したケースの解析結果 5 層原建物の基礎部分に鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入する 積層ゴムの形状は 2.6 節に示した建物の軸力から求まる面圧によって選定し 上部構造はそのままの状態で 動的解析を行った結果から免震層のせん断ひずみが 2% 以内という条件を満たしているか確認した 積層ゴムの配置図を図 3-2A に示す Y1 Y2 Y3 Φ6 1 台 Φ65 2 台 X1 X2 X3 X4 図 3-2A 5 層原建物の積層ゴムの配置図

30 5 層原建物と 5 層原建物を免震化したケースを動的解析した結果のうち 応答層間変位を図 3-2B 応答加速度を 3-2C に示す この図の左側は免震化前 右側は免震化後の結果である 右側の免震化後は階数 -1 間の免震層のみが大きな応答を示すが 上部構造の層間変位は圧倒的に小さくなる 6 階数 ELCEN( 免震化 ) TAFT( 免震化 ) HACHI( 免震化 ) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 層変位 (cm) 図 3-2B 5 層原建物と震化したケースの最大応答層変位 6 階数 ELCEN( 免震化 ) TAFT( 免震化 ) HACHI( 免震化 ) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 応答加速度 (cm/s 2 ) 図 3-2C 5 層原建物と震化したケースの最大応答加速度 階数 -1 は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする

31 免震化したケースの上部構造の最大応答加速度は最大でも 35gal 以内におさまり 免震効果が示されている また原建物では EL Centro NS で応答が最大であったのが 免震化したケースでは TAFT EW で最大値を得た 免震化することで固有周期が長くなり TAFT EW 波の応答が最も大きくなる周期になったためと推察できる 免震層の最大水平変位は 15.3cm で このときのせん断ひずみは 77% で安全変形内におさまっている 上部構造の最大層間変位も 免震化したケースでは入力波 TAFT EW で.18cm であった 上部構造内の変形もごく小さく 許容応力度以内となっている また免震化したケースの一次固有周期は 2.11 秒であった 図 3-2D に 5 層原建物を免震化した場合と原建物の場合の2ケースの固有周期と最大応答層間変形角の推移を示す 1/5 2/125 損傷度 Ⅳ 層間変形角 1/1 1/2 Ⅲ Ⅱ Ⅰ 固有周期 ( 秒 ) ELCEN( 免震化 ) TAFT( 免震化 ) HACHI( 免震化 ) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 3-2D: 5 層原建物と免震化したケースの固有周期と最大層間変形角の推移 入力地震動は L2 レベルとする 図 3-2D より 免震化することで固有周期が.3 秒程度から 2.1 秒程度までのび 層 間変形角で比較した場合では 3 波とも上部構造の応答が損傷度 1 におさまっているこ とがわかる また免震化することによって 層間変形角が最大でも 1/1187 となり 上 部構造の応答変位が損傷度 Ⅰのボーダーラインである層間変形角 1/2 に到達するま でには かなり余裕があることも確認できる

32 3-3:5 層建物の変位に影響を与える部材の検討建物が地震力を受けた時にどこでどのように壊れるかは それを構成する柱や梁などの構造部材の特性によって決まる 一般的に RC 造建築物を構成する構造部材には 軸力 ( 圧縮力 引張力 ) せん断力および曲げモーメントが作用している それに対応して部材の破壊モードも軸 ( 圧縮 ) 破壊 せん断破壊 曲げ破壊の基本型およびこれらを組み合わせたものに分類される これらの損傷モードのうち鉄筋の降伏による曲げ破壊のみが粘りのある靭性能があり ほかのせん断破壊やコンクリートの圧縮破壊を伴う破壊は 耐力に達した後直ちに耐力低下を起こす脆性破壊である 構造物を構成する部材がひとつでもせん断破壊に代表される脆性的な破壊をすると ほかの部材が最大強度に達するときには 脆性破壊した部材の強度は著しく低下してしまう さらに大きな鉛直荷重を支持している部材が脆性破壊をしてその水平耐力が低下すると 鉛直方向の耐荷力も同時に低下して建物重量を支えられなくなって鉛直方向にも破壊する すなわち層崩壊にいたる可能性が高くなってしまう このようなことを留意して RC 造建物が地震力を受けたときには 少なくとも柱 梁部材は曲げ降伏以前にせん断破壊 付着破壊などの脆性破壊を起こさないこと また柱の鉛直方向耐荷力を確保するために 柱よりも梁の曲げ降伏を先行させるようにする 5 層原建物では 梁の降伏により層の剛性低下が起こり始めたことが分かる 従って梁 および梁の曲げ耐力に影響を及ぼすスラブが変形に大きく影響すると考える そこで全体崩壊形が維持できる限り梁の耐力を下げ 中間層の柱にヒンジが発生するようになれば柱の耐力を上げることとする 梁の耐力を下げる方法としては CASE1: 主筋量の変更 CASE2: 部材断面削減と鉄筋量の変更という 2 ケースを行った CASE1 は既往の建築基準法に則って行う 柱については Pg.8% 梁については Pt.4% を満たす範囲で調節することとする 以上の方法で 損傷制御における設計クライテリアを満足する事ができるまで繰り返し解析を行う 以下に本研究で解析を行った 5 層建物の 2 ケースについての概要を示す 3-4:5 層建物 CASE1 の解析結果 5 層原建物では 梁が降伏耐力に達し変形がすすんでいることが分かる しかし全体崩壊型は維持できている そこで CASE1では柱よりも梁の曲げ破壊が先行する形を維持しながら 梁材と柱耐力を低減させた 耐力低減の方法として CASE1では柱 梁部材の主筋量のみを変更した 図 3-4A に 5 層建物 CASE1の断面リストを示す

33 柱 (5F~4F) 柱 (3F~1F) b D b D 7 7 主筋 (X 方向 ) 4-D19 主筋 (X 方向 ) 5-D19 主筋 (Y 方向 ) 4-D19 主筋 (Y 方向 ) 4-D19 帯筋 3-D16@1 帯筋 3-D16@1 pt(x 方向 ):.27% pt(x 方向 ):.29% pt(x 方向 ):.27% pt(x 方向 ):.23% pg:.82% pg:.82% pw:.92% (X,Y 方向 ) pw:.85% (X,Y 方向 ) 梁 (RF~4F) 梁 (3F~2F) b D 5 65 b D 5 7 上端 5-D19 上端 4-D22 下端 5-D19 下端 4-D22 帯筋 2-D16@1 帯筋 3-D13@15 pt:.44%( 上端 ) pt:.44%( 上端 ) pt:.44%( 下端 ) pt:.447%( 下端 ) pw:.8% pw:.8% 図 3-4:5 層建物 CASE1 主要部材の断面リスト (a) 静的解析結果静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して図 3-4B に示す 5 層建物 CASE1 では 最下層と最上層の第 2 勾配が急になっている また層間変形角 1/2 に達した時点のベースシアは 315t で 原建物より 18t 低下している 層間変位が 1/1 に達した時点でのヒンジ図を図 3-4C に示す CASE1 では梁に曲げヒンジが発生して建物全体の変形が進んでいるが 原建物に比べて最下層と 4 層の柱に降伏が起こるようになり 全体崩壊形を維持できていないと考えられる この時のベースシア係数は.33 原建物に比べて.26 小さくなっている 保有水平耐力時のベースシア係数は.37 となった

34 4 層せん断力 (t) FL 4FL 3FL 2FL 1FL RF 5F 4F 3F 2F 1F 層間変位 (cm) 図 3-4B: 5 層建物 CASE1 の層せん断力 - 層間変位図 RF 5F 4F 3F 2F 1F X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 X8 RF 5F 4F 3F 2F 1F X9 X1 X11 X12 図 3-4C 層間変形角が 1/1 に達した時点の 5 層原建物のヒンジ図 は曲げ降伏を表す

35 (b) 動的解析結果 5 層建物 CASE1 の動的解析結果のうち 応答層間変位を図 3-4D に示す 層間変形角 1/2 層間変形角 1/ ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 層 2 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅱ 1 損傷度 Ⅲ 層間絶対変位層間変位 (cm) (cm) 図 3-4D: 5 層建物 CASE1 の最大応答層間絶対変位 入力時震動は L2 レベルとする CASE1 では 入力波 EL CENTRO NS で 3 層の層間変位が 3.64cm となり最大でとなった このときの層間変形角は 1/83 で 5 層原建物と同じ損傷度 3に相当する 応答変位が層間変形角 1/2 すなわち損傷度 Ⅰにおさまったのは HACHINOHE 1968 NS 波だけであった また建物が塑性域に入ったために若干固有周期が長くなり CASE1 の一次固有周期は.33 秒となっている 3-5:5 層建物 CASE1 と CASE1 を基礎免震化したケースの解析結果 5 層建物 CASE1 の基礎部分に原建物と同様にして鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入 する 積層ゴムの配置図を図 3-5A に示す

36 Y1 Y2 Y3 Φ6 1 台 Φ65 2 台 X1 X2 X3 X4 図 3-5A: 5 層建物 CASE1 の積層ゴムの配置図 5 層建物 CASE1 と 5 層建物 CASE1 を免震化したケースの動的解析の結果のうち 応答層間変位を図 3-5B に 応答加速度を図 3-5C に示す ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 階数 層変位 (cm) 図 3-5B: 5 層建物 CASE1 と震化したケースの最大応答層変位 階数 -1は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする

37 6 5 4 ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 階数 応答加速度 (cm/s 2 ) 図 3-5C: 5 層建物 CASE1 と震化したケースの最大応答加速度 階数 -1 は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする 免震化した場合の上部構造の最大応答加速度は TAFT 1952 EW で 35gal 程度以内におさまり 原建物を免震化した場合よりも低減されている 免震層の最大水平変位は約 15cm で このときのせん断ひずみは 76% となり 安全変形内におさまっている 上部構造の最大層間変位も 免震化した場合では TAFT 1952 EW で約.26cm であった 上部構造内の変形もごく小さく 許容応力度以内となっている 5 層建物 CASE1 と免震化したケースを比べて 固有周期と最大応答層間変形角がどのように推移したかを図 3-5D に示す 図 3-5D より 免震化することで固有周期が.33 秒から 2.11 秒までのび 層間変形角では 3 波とも上部構造の応答が損傷度 Ⅰレベルにおさまっていることがわかる また免震化することによって 層間変形角が最大でも 1/1147 となり 上部構造の応答がクライテリアである損傷度 Ⅰのボーダーライン ( 層間変形角 1/2) に到達するまでには かなり余裕があることも確認できる 5 層原建物を免震化したケースと比べると CASE1 では固有周期は若干短くなったが 層間変形角や応答加速度にはあまり変化が出なかった 柱 梁の主筋のみを限界値まで低減したが 上部構造の応答値にあまり影響が出なかったことがわかる - 3 -

38 1/5 損傷度 Ⅳ 層間変形角 2/125 1/1 1/2 Ⅲ Ⅱ Ⅰ 固有周期 ( 秒 ) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 3-5D: 5 層建物 CASE1 と免震化したケースの固有周期と最大層間変形角の推移 3-6:5 層建物 CASE2 の解析結果 CASE1 では4 層の柱にも降伏が生じており 全体崩壊型は維持できていない CASE1 では柱 梁の主筋量のみを変更したが 層間変形角や応答加速度にはあまり変化が見られなかった そこで まず 4 層を含む中間層の柱の耐力を上げて全体崩壊形を形成し 次に徐々に梁の耐力を下げて 中間層の柱にヒンジが発生するようになれば柱の耐力を上げることとした この結果を CASE2 として示す 部材の耐力をする方法としては 柱および梁の断面と主筋 せん断補強筋量を変更することとした 図 3-6A に 5 層建物 CASE2 の断面リストを示す

39 柱 (5F) 柱 (3F~2F) 柱 (1F) b D 5 5 b D b D 主筋 (X 方向 ) 4-D22 主筋 (X 方向 ) 5-D22 主筋 (X 方向 ) 6-D25 主筋 (Y 方向 ) 4-D22 主筋 (Y 方向 ) 5-D22 主筋 (Y 方向 ) 6-D25 帯筋 2-D16@1 帯筋 3-D13@1 帯筋 3-D13@1 pt(x 方向 ):.62% pt(x 方向 ):.64% pt(x 方向 ):.72% pt(x 方向 ):.62% pt(x 方向 ):.64% pt(x 方向 ):.72% pg: 1.86% pg: 2.5% pg: 2.4% pw:.8% (X,Y 方向 ) pw:.69% (X,Y 方向 ) pw:.59% (X,Y 方向 ) 梁 (RF~4F) 梁 (3F~2F) b D b D 4 55 上端 6-D16 上端 5-D19 下端 4-D16 下端 5-D19 帯筋 3-D13@15 帯筋 3-D13@15 pt:.76%( 上端 ) pt:.65%( 上端 ) pt:.51%( 下端 ) pt:.65%( 下端 ) pw:.73% pw:.64% 図 3-6A:5 層建物 CASE2 主要部材の断面リスト (a) 静的解析結果静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して図 3-6B に示す CASE2 では 層間変形角 1/2 に達した時点のベースシアは 239t となり 原建物と比べると約 25t あまり低下している 層間変位が 1/1 に達した時点でのヒンジ図を図 3-6C に示す CASE1 に比べて CASE2 では柱の降伏は生じなくなったが 全層の梁に曲げヒンジが発生して建物全体の変形が進んでおり 全体崩壊型が形成できていると考えられる 層間変位が最初に 1/2 に達した時点でのベースシア係数は.22 保有水平耐力時では.27 となった

40 35 層せん断力 (t) FL 4FL 3FL 2FL 1FL 層変位 (cm) 図 3-6B: 5 層建物 CASE2 の層せん断力 - 層間変位図 RF 5F 4F 3F 2F 1F RF 5F 4F 3F 2F 1F RF 5F 4F 3F 2F 1F X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 X8 X9 X1 X11 X12 図 3-6C 層間変形角が 1/1 に達した時点の 5 層原建物のヒンジ図 は曲げ降伏を表す

41 (b) 動的解析結果 5 層建物 CASE2 の動的解析結果のうち 応答層間絶対変位を図 3-6D に示す 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 層間変形角 1/ ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 階数 3 2 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅱ 1 損傷度 Ⅲ 損傷度 Ⅳ 層間絶対変位 (cm) 図 3-6D: 5 層建物 CASE2 の最大応答層間絶対変位 入力時震動は L2 レベルとする CASE2 では 入力波 EL CENTRO 194 NS で 4 層の層間変位が 4.61cm となり最大でとなった このときの層間変形角は 1/65 で 5 層原建物と同じ損傷度 3に相当する また 層せん断力 変位関係より 殆どの梁が降伏し崩壊メカニズムに至っている このケースの一次固有周期は.49 秒となっている 3-7:5 層建物 CASE2 とCASE2 を基礎免震化したケースの解析結果 5 層建物 CASE2 の基礎部分に原建物と同様にして鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入する 積層ゴムの配置図を図 3-7A に示す Y1 Y2 Φ6 12 台 Y3 X1 X2 X3 X4 図 3-7A: 5 層建物 CASE2 の積層ゴムの配置図

42 5 層建物 CASE2 と 5 層建物 CASE2 を免震化したケースの動的解析の結果のうち 応 答層間変位を図 3-7B に 応答加速度を図 3-7C に示す 6 階数 ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) ELCEN( 免震化 ) TAFT( 免震化 ) HACHI( 免震化 ) 層変位 (cm) 図 3-7B: 5 層建物 CASE2 と震化したケースの最大応答層変位 階数 -1は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする 階数 ELCEN( 免震化 ) TAFT( 免震化 ) HACHI( 免震化 ) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 応答加速度 (cm/s 2 ) 図 3-7C: 5 層建物 CASE2 と震化したケースの最大応答加速度 階数 -1は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする

43 CASE2 では 免震化したケースでも上部構造の最大応答加速度が 4gal を超えている 免震層の最大水平変位は 11.5cm で このときのせん断ひずみは 57% となり安全変形内におさまっている 上部構造の最大層間変形角は EL CENTRO NS で 1/27 となった 上部構造内の変形は許容応力度以内となっているが 部材断面と鉄筋量を変更したことで 応答値に大きく影響が表れた また CASE2を免震化したケースの一次固有周期は 1.96 秒となった 5 層建物 CASE2 と免震化したケースとを比べて 固有周期と最大応答層間変形角がど のように推移したのかを図 3-7D に示す 1/5 損傷度 Ⅳ 2/125 Ⅲ 層間変形角 1/1 1/2 Ⅱ Ⅰ 固有周期 ( 秒 ) ELCEN( 免震化 ) TAFT( 免震化 ) HACHI( 免震化 ) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 3-7D: CASE2 と CASE2 を免震化したケースの 固有周期と最大層間変形角の推移 5 層建物 CASE2 を免震化して動的解析を行ったところ 固有周期は約 1.5 秒のび 3 波とも上部構造の応答が損傷度 1レベルにおさまった 免震化したケースにおいては層 間変形角が最大で 1/27 となり 上部構造の応答層間変位が損傷度 Ⅰの限界値である 層間変形角 1/2 にかなり近づけることができた よって CASE2 において損傷制御 のクライテリアを満足できたものとする

44 3-8:5 層建物の解析結果の考察 A: ベースシア係数による比較 5 層建物の各ケースのベースシア係数をまとめると表 3-8A のようになる 層間変形 角が 1/1 に達した場合を左側に 1/2 に達した場合を右側に示す 表 3-8A: 5 層建物の各ケースのベースシア係数 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 ベースシア係数 倍率 ベースシア係数 倍率 5 層原建物.48-5 層原建物.59 - CASE CASE CASE CASE 上部構造の耐力を下げる方法として CASE1: 主筋量の変更 CASE2: 部材断面と鉄筋量 ( 主筋と帯筋 ) の変更を行った 5 層建物のような低層建物を免震化すれば 上部構造の応答値を損傷度 1レベルに抑える条件を満たすためには ベースシア係数は基準法レベルの耐震設計した建物比べて約.45 倍まで下げることができた B: 応答加速度による比較 5 層建物の各ケースの動的解析による応答加速度をまとめて表 3-8B に記す 表 3-8B より 上部構造の耐力を下げていくほど (CASE を増やしていくほど ) 免震化した建物の応答加速度も増加する傾向にある しかしクライテリアを満たした CASE2 でも 原建物に比べて応答加速度を大幅に低減できた 表 3-8A: 5 層建物の各ケースの応答加速度 ( 単位 :gal) ELCEN NS TAFT EW HACHI NS 原建物 CASE CASE 大地震時での機能維持と建物の揺れの大きさの関係は 医療施設では什器の転倒限界 滑りなどを考慮して 床の応答加速度を 3gal 程度以下とする という具体的な指標が得られている この指標を本解析結果にあてはめてみる 免震構造では 最上階床の応答加速度が最も高くなる 表 3-8B より 本解析では原建物をそのまま免震化した場合でも応答加速度は 3gal を超えており 大地震時にも平常時と変わりなく建物内部での業務活動が継続できるような高度な機能維持は確保できない可能性があることが予測される

45 4:7 層建物の解析結果 4-1:7 層原建物の基本性能 主要部材の断面リストと中央構面の配筋詳細を図 4-1A に示す 柱 (7-6F) 柱 (5F~4F) 柱 (3F~1F) b D b D 8 8 b D 主筋 (X 方向 ) 6-D25 主筋 (X 方向 ) 6-D29 主筋 (X 方向 ) 6-D32 主筋 (Y 方向 ) 6-D25 主筋 (Y 方向 ) 6-D29 主筋 (Y 方向 ) 6-D22 帯筋 3-D13@1 帯筋 3-D13@1 帯筋 4-D13@1 pt(x 方向 ):.54% pt(x 方向 ):.6% pt(x 方向 ):.66% pt(x 方向 ):.54% pt(x 方向 ):.6% pt(x 方向 ):.66% pg: 1.8% pg: 2.1% pg: 2.2% pw:.51% (X,Y 方向 ) pw:.48% (X,Y 方向 ) pw:.6% (X,Y 方向 ) 梁 (RF~6F) 梁 (5F~4F) 梁 (3F~2F) b D b D 6 7 b D 上端 7-D25 上端 7-D29 上端 7-D32 下端 5-D25 下端 5-D29 下端 5-D32 帯筋 3-D13@2 帯筋 3-D13@2 帯筋 4-D13@2 pt:.99%( 上端 ) pt: 1.7%( 上端 ) pt: 1.14%( 上端 ) pt:.71%( 下端 ) pt:.76%( 下端 ) pt:.81%( 下端 ) pw:.35% pw:.32% pw:.39% (a) 静的解析結果 図 4-1A: 7 層原建物の主要部材リス 静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して 図 4-1B に示す 7 層原建物では 層間変形角 1/2 に達した時点のベースシアは 853t であった 崩壊メカニズムは最下層から中層の梁端にヒンジが発生する全体崩壊形となった ま た層間変位が最初に 1/2 に達した時点でのベースシア係数は.45 であった 保有 水平耐力時のベースシア係数は.54 となった

46 9 せん断力 (t) FL 6FL 5FL 4FL 3FL 2FL 1FL 変位 (cm) 図 4-1B: 7 層原建物の層せん断力 - 層間変位図 (b) 動的解析結果 7 層原建物の動的解析結果のうち 応答層間絶対変位を図 4-1C に示す 入力波 EL CENTRO NS で 4 層の層間変位が 2.84cm となり最大であった このときの層間変形角は 1/15 で 損傷度 Ⅱに相当する EL CENTRO 194 NS 波以外は 応答変位が層間変形角 1/2 以内となり損傷度 Ⅰにおさまった 7 層原建物は 図 4-1B より梁が降伏して崩壊メカニズムに至っている また一次固有周期は.37 秒となった

47 7 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 6 ELCEN( 原建物 ) 5 TAFT( 原建物 ) 階数 4 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅱ HACHI( 原建物 ) 層間絶対変位 (cm) 図 4-1C: 7 層原建物の最大応答層間絶対変位 入力地震動は L2 レベルとする 4-2:7 層原建物と原建物を基礎免震化したケースの解析結果 7 層原建物の基礎部分に鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入する 積層ゴムの形状は 5 層建物と同様に選定した 積層ゴムの配置図を図 4-2A に示す Y1 Y2 Y3 Φ6 8 台 Φ65 2 台 Φ7 2 台 X1 X2 X3 X4 図 4-2A: 7 層原建物の積層ゴムの配置図 7 層原建物と 7 層原建物を免震化したケースの動的解析の結果のうち 応答層間変位 を図 4-2B に 応答加速度を図 4-2C に示す - 4 -

48 階数 層変位 (cm) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 4-2B: 7 層原建物と震化したケースの最大応答層変位 階数 -1 は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする 8 7 階数 ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 応答加速度 (cm/s 2 ) 図 4-2C: 7 層原建物と震化したケースの最大応答加速度 階数 -1 は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする 免震化したケースの上部構造の最大応答加速度は全て 3gal 以内におさまり 免震 効果が示されている 免震層の最大水平変位は 18.19cm で このときのせん断ひずみ

49 は 91% となり安全変形内におさまっている 上部構造内の変形もごく小さく 許容応力度以内となっている また免震化したケースの一次固有周期は 2.68 秒であった 7 層原建物を免震化した場合に 原建物に比べて固有周期と最大応答層間変形角がど のように推移したのかを図 4-2D に示す 1/5 層間変形角 1/75 1/1 1/ 固有周期 ( 秒 ) 損傷度 Ⅳ Ⅲ Ⅱ Ⅰ ELCEN( 免震化 ) TAFT( 免震化 ) HACHI( 免震化 ) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 4-2D: 7 層原建物と免震化したケースの固有周期と最大層間変形角の推移 入力地震動は L2 レベルとする 図 4-2D より 免震化することで固有周期が約.4 秒から 2.7 秒までのび 最大応答層間変形角で比較した場合では 3 波とも上部構造の応答変位が損傷度 Ⅰにおさまっている また免震化することによって 層間変形角が最大でも 1/2156 となり 上部構造の応答層間変位がクライテリアである層間変形角 1/2 に到達するまでにはかなり余裕があることが確認できる 7 層原建物でも梁の降伏によって層の剛性低下が起こり始めたことが分かる そこで全体崩壊形が維持できる限り梁の耐力を下げることとする 梁の耐力を下げる方法として 5 層建物と同様に CASE1: 主筋量の変更 CASE2: 部材断面削減と鉄筋量の変更を行う 以下に本研究で解析を行った 7 層建物の 2 ケースについての概要を示す

50 4-3:7 層建物 CASE1 の解析結果 CASE1では柱よりも梁の曲げ破壊が先行する形を維持しながら 梁材と柱耐力を低減させた 耐力低減の方法として CASE1では柱 梁部材の主筋量のみを変更した 図 4-3A に 7 層建物 CASE1の断面リストを示す 柱 (7-6F) 柱 (5F~4F) 柱 (3F~1F) b D b D 8 8 b D 主筋 (X 方向 ) 5-D19 主筋 (X 方向 ) 6-D19 主筋 (X 方向 ) 5-D22 主筋 (Y 方向 ) 5-D19 主筋 (Y 方向 ) 5-D19 主筋 (Y 方向 ) 5-D22 帯筋 3-D13@1 帯筋 3-D13@1 帯筋 4-D13@1 pt(x 方向 ):.26% pt(x 方向 ):.27% pt(x 方向 ):.27% pt(x 方向 ):.26% pt(x 方向 ):.22% pt(x 方向 ):.27% pg:.82% pg:.81% pg:.86% pw:.51% (X,Y 方向 ) pw:.48% (X,Y 方向 ) pw:.6% (X,Y 方向 ) 梁 (RF~6F) 梁 (5F~4F) 梁 (3F~2F) b D b D 6 7 b D 上端 5-D19 上端 6-D19 上端 3-D29 下端 5-D19 下端 6-D19 下端 3-D29 帯筋 3-D13@2 帯筋 3-D13@2 帯筋 4-D13@2 pt:.4%( 上端 ) pt:.41%( 上端 ) pt:.4%( 上端 ) pt:.4%( 下端 ) pt:.41%( 下端 ) pt:.4%( 下端 ) pw:.35% pw:.32% pw:.39% 図 4-3A:7 層建物 CASE1 主要部材の断面リスト (a) 静的解析結果静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して図 4-3B に示す 7 層建物 CASE1 では 7 層と 1 層を除いてはほぼ均等な勾配になっている また層間変形角 1/2 に達した時点のベースシアは 512t で 原建物より約 34t 低下している また CASE1 でも梁に曲げヒンジが発生して建物全体の変形が進んでおり 加えて最下層の柱に降伏が起こるようになったが 全体崩壊形は維持できている 層間変形角 1/2 に達したときのベースシア係数は.27 で 保有水平耐力時のベースシア係数は.29 となった

51 せん断力 (t) 変位 (cm) 図 4-3B: 7 層建物 CASE1 の層せん断力 - 層間変位図 7FL 6FL 5FL 4FL 3FL 2FL 1FL (b) 動的応答解析結果 7 層建物 CASE1 の動的解析結果のうち 応答層間絶対変位を図 4-3D に示す 7 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 6 5 ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 階数 4 3 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅱ 層間絶対変位 (cm) 図 4-3D:7 層建物 CASE1 の最大層間絶対変位 入力時震動は L2 レベルとする

52 CASE1 では 入力波 EL CENTRO 194 NS で 4 層の層間変位が 2.58cm となり最大でとなった このときの層間変形角は 1/116 で損傷度 2 に相当する 応答変位が層間変形角 1/2 すなわち損傷度 におさまったのは HACHINOHE 1968 NS 波だけであった CASE1 の一次固有周期は約.4 秒となっている 4-4:7 層建物 CASE1 とCASE1 を基礎免震化したケースの解析結果 7 層建物 CASE1 の基礎部分に原建物と同様にして鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入して動的解析を行った 積層ゴムの配置図を図 4-4A に示す Y1 Y2 Y3 Φ6 8 台 Φ65 2 台 Φ7 2 台 X1 X2 X3 X4 図 4-4A: 7 層建物 CASE1 の積層ゴムの配置図 7 層建物 CASE1 と 7 層建物 CASE1 を免震化したケースの動的解析の結果のうち 応答層間変位を図 4-4B に 応答加速度を図 4-4C に示す 8 階数 ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 層変位 (cm) 図 4-4B: 7 層建物 CASE1 と震化したケースの最大応答層変位 階数 -1は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする

53 8 階数 ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 応答加速度 (cm/s 2 ) 図 4-4C: 7 層建物 CASE1 と震化したケースの最大応答加速度 階数 -1は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする 免震化した場合の上部構造の応答加速度は概ね 3gal 以内におさまり 原建物を免震化した場合よりも低減されている 免震層の最大水平変位は約 17cm で せん断ひずみは約 85% となり安全変形内におさまっている 上部構造内の変形もごく小さく 許容応力度以内となっている 7 層建物 CASE1 と免震化したケースを比べて 固有周期と最大応答層間変形角がどのように推移したかを図 4-4D に示す 免震化することで固有周期が約.4 秒から約 2.6 秒までのび 層間変形角では 3 波とも上部構造の応答が損傷度 レベルにおさまった 免震化した場合は 上部構造の層間変形角が最大でも 1/152 となり 上部構造の応答がクライテリアである層間変形角 1/2 に到達するまでには まだかなり余裕があることも確認できた 7 層原建物を免震化したケースと比較すると CASE1 は固有周期が若干短くなったが 層間変形角や応答加速度にはあまり変化が出なかった 柱 梁の主筋のみを限界値まで低減したが 上部構造の応答値にあまり影響が出なかった

54 層間変形角 1/5 1/75 1/1 1/2 損傷度 Ⅳ Ⅲ Ⅱ 固有周期 ( 秒 ) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) Ⅰ ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 4-4D: 7 層建物 CASE1 と免震化したケースの固有周期と最大層間変形角の推移 入力地震動は L2 レベルとする 4-5:7 層建物 CASE2 の解析結果 CASE1 では 1 層の柱に降伏が生じたが 全体崩壊型は維持できている また CASE1 では柱 梁の主筋量のみを変更したが 層間変形角や応答加速度にはあまり変化が見られなかった CASE2 では柱および梁の断面と主筋 せん断補強筋量を変更することで部材の耐力をする 図 4-5A に 7 層建物 CASE2 の断面リストを示す 柱 (7-6F) 柱 (5F~4F) b D b D 主筋 (X 方向 ) 5-D19 主筋 (X 方向 ) 4-D22 主筋 (Y 方向 ) 5-D19 主筋 (Y 方向 ) 4-D22 帯筋 3-D16@1 帯筋 3-D16@1 pt(x 方向 ):.47% pt(x 方向 ):.51% pt(x 方向 ):.47% pt(x 方向 ):.51% pg: 1.52% pg: 1.54% pw: 1.9% (X,Y 方向 ) pw:.48% (X,Y 方向 )

55 柱 (3F~2F) 柱 (1F) b D 6 6 b D 6 6 主筋 (X 方向 ) 6-D22 主筋 (X 方向 ) 6-D25 主筋 (Y 方向 ) 6-D22 主筋 (Y 方向 ) 6-D25 帯筋 3-D16@1 帯筋 3-D16@1 pt(x 方向 ):.54% pt(x 方向 ):.7% pt(x 方向 ):.54% pt(x 方向 ):.7% pg: 1.72% pg: 2.25% pw: 1.% (X,Y 方向 ) pw: 1.% (X,Y 方向 ) 梁 (RF~6F) 梁 (5F~4F) b D 4 5 b D 4 5 上端 3-D19 上端 3-D22 下端 3-D19 下端 3-D22 帯筋 3-D13@1 帯筋 3-D13@1 pt:.43%( 上端 ) pt:.58%( 上端 ) pt:.43%( 下端 ) pt:.58%( 下端 ) pw:.95% pw:.95% 梁 (3F~2F) b D 上端 3-D25 下端 3-D25 帯筋 4-D16@15 pt:.58%( 上端 ) pt:.58%( 下端 ) pw:.95% 図 4-5A:7 層建物 CASE2 主要部材の断面リスト (a) 静的解析結果 静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して 図 4-5B に示す

56 25 せん断力 (t) FL 6FL 5FL 4FL 3FL 2FL 1FL 変位 (cm) 図 4-5B: 7 層建物 CASE2 の層せん断力 - 層間変位図 CASE2 では層間変形角 1/2 に達した時点のベースシアが 222t となり 原建物と比べると 63t あまり低下している また CASE2 では 特に 3 層の梁の曲げ降伏が進んで建物としての変形角 1/1 に達しているが 変形角が 1/1 を超えても増分解析を続けると 2 から7 層の梁が降伏して全体崩壊型が形成できた 層間変形角が 1/2 に達した時点でのベースシア係数は.15 保有水平耐力時では.17 となった (b) 動的応答解析結果 7 層建物 CASE2 の動的解析結果ののうち 応答層間絶対変位を図 4-5D に示す CASE2 では 入力波 EL CENTRO 194 NS で 4 層の層間変位が 3.92cm となり最大となった このときの層間変形角は 1/76 で損傷度 Ⅲに相当している また CASE2 では 3 波とも最大応答層間変形角が 1/1 以上となって損傷度 Ⅲに相当しており TAFT EW 波よりも HACHINOHE NS 波で最大応答変位が大きくなった このケースの一次固有周期は.65 秒となっている

57 7 層間変形角 1/2 層間変形角層間変形角 1/1 1/ ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 階数 4 3 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅱ 2 1 損傷度 損傷度 Ⅲ Ⅳ 層間絶対変位 (cm) 図 4-5D: 7 層建物 CASE2 の最大応答変位 入力時震動は L2 レベルとする 4-6:7 層建物 CASE2 とCASE2 を基礎免震化したケースの解析結果 7 層建物 CASE2 の基礎部分に原建物と同様にして鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入する 積層ゴムの配置図を図 4-6A に示す Y1 Y2 Y3 X1 X2 X3 X4 Φ6 1 台 Φ65 2 台 図 4-6A: 7 層建物 CASE2 の積層ゴムの配置図 7 層建物 CASE2 と 7 層建物 CASE2 を免震化したケースの動的解析の結果のうち 応 答層間変位を図 4-6B に 応答加速度を図 4-6C に示す - 5 -

58 8 階数 ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 層変位 (cm) 8 7 図 4-6B: 7 層建物 CASE2 と震化したケースの最大応答層変位 階数 -1 は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする 階数 ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 応答加速度 (cm/s 2 ) 図 4-6C: 7 層建物 CASE2 と震化したケースの最大応答加速度 階数 -1は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする CASE2 を免震化したケースでは特に TAFT EW 波による応答層間変位が大きいが 上部構造の最大応答加速度は 3 波とも概ね 35gal におさまっている 免震層の最大水

59 平変位は 12.6cm で このときのせん断ひずみは約 64% となり免震部材も安全変形内におさまっている 上部構造の最大応答層間変形角は TAFT EW 波で 1/25 となった 上部構造内の変形は許容応力度以内となっているが 部材断面と鉄筋量を変更したことで 応答値に大きく影響が表れた CASE2 を免震化したケースの一次固有周期は 2.36 秒となった 7 層建物 CASE2 と免震化したケースとを比べて 固有周期と最大応答層間変形角がどのように推移したのかを図 4-6D に示す 1/5 損傷度 Ⅳ 層間変形角 1/75 1/1 1/2 Ⅲ Ⅱ Ⅰ 固有周期 ( 秒 ) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 4-6D: CASE2 と CASE2 を免震化したケースの固有周期と最大層間変形角の推移 7 層建物 CASE2 を免震化して時刻歴動的応答解析を行った場合 固有周期は約 1.7 秒のび 3 波とも上部構造の最大応答変位が損傷度 1レベルにおさまった 免震化したケースでは層間変形角が最大で 1/25 となり 上部構造の応答層間変位が損傷度 Ⅰの限界値である層間変形角 1/2 にかなり近づけることができた よって CASE2 において損傷制御のクライテリアを満足できたものとする 4-7:7 層建物の解析結果の考察 A: ベースシア係数による比較 7 層建物の各ケースのベースシア係数をまとめると表 4-7A のようになる

60 表 4-7A: 7 層建物の各ケースのベースシア係数 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 ベースシア係数 倍率 ベースシア係数 倍率 7 層原建物.45-7 層原建物.54 - CASE CASE CASE CASE 上部構造の耐力を下げる方法として CASE1: 主筋量の変更 CASE2: 部材断面と鉄筋量 ( 主筋と帯筋 ) の変更を行った 7 層建物のような中層建物を免震化すれば 応答変位を損傷度 1レベルに抑えるためには 層間変形角 1/2 に達した時点のベースシア係数で 既往の基準法のレベルの建物に比べて約.3 倍まで下げることができた B: 応答加速度による比較 7 層建物の各ケースの動的解析による応答加速度をまとめて表 4-7B に記す 5 層建物と同様に 7 層建物でも おおむね CASE を増やしていくほど免震化した建物の応答加速度も増加する傾向にある 表 4-7B: 7 層建物の各ケースの応答加速度 ( 単位 :gal) ELCEN NS TAFT EW HACHI NS 原建物 CASE CASE 層建物と同様に 床の応答加速度を 3gal 程度以下とする という指標を 7 層建物の解析結果にあてはめてみると 免震構造では 最も高い最上階床でも応答加速度がおおむね 3gal におさまっており 大地震時にも平常時と変わりなく建物内部での業務活動が継続できるような機能維持が確保できていると予測される 5:15 層建物の解析結果 5-1:15 層原建物の基本性能主要部材の断面リストと中央構面の配筋詳細を図 5-1A に示す

61 柱 (15-12F) 柱 (11F~4F) 柱 (3F~1F) b D b D b D 主筋 (X 方向 ) 6-D22 主筋 (X 方向 ) 5-D29 主筋 (X 方向 ) 7-D29 主筋 (Y 方向 ) 6-D22 主筋 (Y 方向 ) 5-D29 主筋 (Y 方向 ) 7-D29 帯筋 3-D13@1 帯筋 3-D13@1 帯筋 4-D13@1 pt(x 方向 ):.77% pt(x 方向 ):.76% pt(x 方向 ):.8% pt(x 方向 ):.77% pt(x 方向 ):.76% pt(x 方向 ):.8% pg: 2.56% pg: 2.43% pg: 2.74% pw:.69% (X,Y 方向 ) pw:.59% (X,Y 方向 ) pw:.68% (X,Y 方向 ) 梁 (RF~13F) 梁 (12F~7F) 梁 (6F~2F) b D b D 5 6 b D 上端 5-D22 上端 4-D32 上端 4-D32 下端 5-D22 下端 4-D32 下端 4-D32 帯筋 3-D13@15 帯筋 3-D13@15 帯筋 4-D13@15 pt:.78%( 上端 ) pt: 1.6%( 上端 ) pt:.89%( 上端 ) pt:.78%( 下端 ) pt: 1.6%( 下端 ) pt:.89%( 下端 ) pw:.56% pw:.51% pw:.62% (a) 静的解析結果 図 5-1A: 15 層原建物の主要部材リスト 静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して 図 5-1B に示す 15 層原建物では 層間変形角 1/2 に達した時点のベースシアは 515t であった また崩壊メカニズムは 中層の梁端にヒンジが発生する全体崩壊形と なった 層間変位が最初に 1/2 に達した時点でのベースシア係数は.16 であった 保有水平耐力時のベースシア係数 すなわち層間変位が 1/1 に達した時点でのべー スシア係数は.2 となった

62 せん断力 (t) 変位 (cm) 15FL 14FL 13FL 12FL 11FL 1FL 9FL 8FL 7FL 6FL 5FL 4FL 3FL 2FL 1FL 図 5-1B: 15 層原建物の層せん断力 - 層間変位図 (b) 動的解析結果 15 層原建物の動的解析結果のうち 応答層間絶対変位を図 5-1C に示す 入力波 TAFT EW で 4 層の層間変位が 2.32cm となり最大であった このときの層間変形角は 1/129 で 損傷度 2 に相当する 15 層原建物は 図 5-1B より梁が降伏して崩壊メカニズムに至っている また一次固有周期は.99 秒となった

63 階数 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅱ 層間絶対変位 (cm) 図 5-1C: 15 層原建物の最大応答層間絶対変位 入力地震動は L2 レベルとする 5-2:15 層原建物と原建物を基礎免震化したケースの解析結果 15 層原建物の基礎部分に 5 層建物と同様にして 鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入した 積層ゴムの配置図を図 5-2A に示す Y1 Y2 Y3 Φ65 4 台 Φ7 6 台 Φ75 2 台 X1 X2 X3 X4 図 5-2A: 15 層原建物の積層ゴムの配置図 15 層原建物と 15 層原建物を免震化したケースの動的解析の結果のうち 応答層間変位を図 5-2B に 応答加速度を図 5-2C に示す

64 階数 層変位 (cm) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 5-2B: 15 層原建物と震化したケースの最大応答層変位 階数 -1 は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする 階数 応答加速度 (cm/s 2 ) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) 図 5-2C: 15 層原建物と震化したケースの最大応答加速度 階数 -1 は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする

65 免震化したケースの上部構造の最大応答加速度は全て 3gal 以内におさまり 免震層の最大水平変位は 15.5cm で せん断ひずみは 79% となり安全変形内におさまっている 上部構造内の変形もごく小さく 許容応力度以内となっている また免震化したケースの一次固有周期は 3.6 秒であった 15 層原建物を免震化した場合に 原建物に比べて固有周期と最大応答層間変形角がどのように推移したのかを図 5-2D に示す 損傷度 1/5 層間変形角 1/75 1/1 1/2 Ⅳ Ⅲ Ⅱ Ⅰ 固有周期 ( 秒 ) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 5-2D: 15 層原建物と免震化したケースの固有周期と最大層間変形角の推移 入力地震動は L2 レベルとする 図 5-2D より 免震化することで固有周期が.99 秒から 3.6 秒までのび 応答層間変形角は 1/2 以内におさまっており 3 波とも上部構造の応答が損傷度 1 におさまっていることがわかる また免震化することによって 層間変形角が最大でも 1/399 となり 上部構造の応答変位が損傷度 Ⅰのボーダーラインである層間変形角 1/2 に到達するまでには かなり余裕があることが確認できる しかし中 低層建物を免震化した場合ほど顕著に効果が確認できなかった 15 層原建物でも梁の降伏によって層の剛性低下が起こり始めたことが分かる そこで全体崩壊形が維持できる限り梁の耐力を下げることとする 梁の耐力を下げる方法としては 5,7 層建物と同様に CASE1: 主筋量の変更 CASE2: 部材断面削減と鉄筋量の変更を行う 以下に 本研究で解析を行った 15 層建物の 2 ケースについての概要を示す

66 5-3:15 層建物 CASE1 の解析結果 15 層原建物では 梁が降伏耐力に達し変形がすすんでいるが 全体崩壊型は維持できている CASE1では柱よりも梁の曲げ破壊が先行する形を維持しながら 柱 梁部材の主筋量のみを変更して建物の耐力を低減させた 図 5-3A に 15 層建物 CASE1の断面リストを示す 柱 (15-12F) 柱 (11F~7F) 柱 (3F~1F) b D b D b D 主筋 (X 方向 ) 6-D13 主筋 (X 方向 ) 4-D19 主筋 (X 方向 ) 4-D22 主筋 (Y 方向 ) 6-D13 主筋 (Y 方向 ) 4-D19 主筋 (Y 方向 ) 4-D22 帯筋 3-D13@1 帯筋 3-D13@1 帯筋 4-D13@1 pt(x 方向 ):.25% pt(x 方向 ):.27% pt(x 方向 ):.28% pt(x 方向 ):.25% pt(x 方向 ):.27% pt(x 方向 ):.28% pg:.84% pg:.82% pg:.83% pw:.69% (X,Y 方向 ) pw:.59% (X,Y 方向 ) pw:.68% (X,Y 方向 ) 梁 (RF~13F) 梁 (12F~7F) 梁 (6F~2F) b D b D 5 6 b D 上端 5-D16 上端 6-D16 上端 5-D19 下端 5-D16 下端 6-D16 下端 5-D19 帯筋 3-D16@15 帯筋 3-D16@1 帯筋 4-D13@1 pt:.4%( 上端 ) pt:.4%( 上端 ) pt:.92%( 上端 ) pt:.4%( 下端 ) pt:.4%( 下端 ) pt:.92%( 下端 ) pw:.88% pw: 1.19% pw:.92% 図 5-3:15 層建物 CASE1 主要部材の断面リスト (a) 静的解析結果静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して図 5-3B に示す 15 層建物 CASE1 では 2 層から9 層にかけての中間層はほぼ均等な勾配になっている また層間変形角 1/2 に達した時点のベースシアは 312t で 原建物より 2t あまり低下している また CASE1 では 特に 2 層から 1 層にかけた中間層の梁に曲げヒンジが発生して建物全体の変形が進んでいるが 全体崩壊形は維持できている 層間変形角 1/2 に達した時のベースシア係数は.1 で 保有水平耐力時のベースシア係数は.12 となった

67 せん断力 (t) 変位 (cm) 図 5-3B: 15 層原建物の層せん断力 - 層間変位図 15FL 14FL 13FL 12FL 11FL 1FL 9FL 8FL 7FL 6FL 5FL 4FL 3FL 2FL 1FL (b) 動的解析結果 15 層建物 CASE1 の動的解析結果のうち 応答層間絶対変位を図 5-3C に示す 階数 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 損傷度 Ⅰ 損傷度 Ⅱ ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 層間絶対変位 (cm) 図 5-3C:15 層建物 CASE1 の最大応答層間絶対変位 入力時震動は L2 レベルとする - 6 -

68 CASE1 では 入力波 EL CENTRO NS で 3 層の層間変位が 2.6cm となり最大でとなった このときの層間変形角は 1/116 で損傷度 2 に相当する 応答変位は 3 波とも損傷度 Ⅱに相当している CASE1 の一次固有周期は約 1.5 秒となり 15 層原建物より若干長くなっている 5-4:15 層建物 CASE1 とCASE1 を基礎免震化したケースの解析結果 15 層建物 CASE1 の基礎部分に原建物と同様にして鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入した 積層ゴムの配置図を図 5-5A に示す Y1 Y2 Φ65 4 台 Φ7 6 台 Φ75 2 台 Y3 X1 X2 X3 X4 図 5-4A: 15 層建物 CASE1 の積層ゴムの配置図 15 層建物 CASE1 と 15 層建物 CASE1 を免震化したケースの動的解析の結果のうち 応答層間変位を図 5-4B 応答加速度を図 5-4C に示す 階数 ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 層変位 (cm) 図 5-4B: 15 層建物 CASE1 と震化したケースの最大応答層変位 階数 -1は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする

69 階数 ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 応答加速度 (cm/s 2 ) 図 5-4C: 15 層建物 CASE1 と震化したケースの最大応答加速度 階数 -1は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする 免震化した場合の上部構造の応答加速度は概ね 3gal 以内におさまり 原建物を免震化した場合よりも低減されている 免震層の最大水平変位は約 15cm で せん断ひずみは約 76% となり安全変形内におさまっている 上部構造内の変形もごく小さく 許容応力度以内となっている 15 層建物 CASE1 と免震化したケースを比べて 固有周期と最大応答層間変形角がどのように推移したかを図 5-4D に示す 図 5-4D より 免震化することで固有周期がのび 層間変形角では 3 波とも上部構造の応答が損傷度 Ⅰレベルにおさまった しかし免震化した場合でも 上部構造の応答層間変形角が最大で 1/254 となり クライテリアである最大応答層間変形角 1/2 にかなり近づけることができた また 15 層原建物を免震化したケースと比較すると CASE1 は固有周期も短くなり 応答層間変形角も大きくなったが 最大応答加速度にはあまり変化が出なかった

70 層間変形角 1/5 1/75 1/1 1/2 損傷度 Ⅳ Ⅲ Ⅱ Ⅰ 固有周期 ( 秒 ) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) 図 5-4D: 15 層原建物と免震化したケースの固有周期と最大層間変形角の推移 入力地震動は L2 レベルとする 5-5:15 層建物 CASE2 の解析結果 CASE1 では柱 梁の主筋を最小鉄筋量まで減らしたが 全体崩壊型は維持できており クライテリアにもかなり近づけることができた そこで CASE2 では柱および梁の断面と主筋 せん断補強筋量を変更することにした 図 5-5A に 15 層建物図 5-5A:CASE2 の断面リストを示す 主要部材の断面リスト 柱 (15-12F) 柱 (11F~7F) 柱 (6F~1F) b D 6 6 b D 6 6 b D 7 7 主筋 (X 方向 ) 5-D19 主筋 (X 方向 ) 4-D29 主筋 (X 方向 ) 5-D32 主筋 (Y 方向 ) 5-D19 主筋 (Y 方向 ) 4-D29 主筋 (Y 方向 ) 5-D32 帯筋 3-D16@1 帯筋 3-D16@1 帯筋 4-D16@1 pt(x 方向 ):.7% pt(x 方向 ):.71% pt(x 方向 ):.81% pt(x 方向 ):.7% pt(x 方向 ):.71% pt(x 方向 ):.81% pg: 2.25% pg: 2.14% pg: 2.59% pw: 1.% (X,Y 方向 ) pw: 1.% (X,Y 方向 ) pw: 1.14% (X,Y 方向 )

71 梁 (RF~13F) 梁 (12F~7F) 梁 (6F~2F) b D 4 5 b D 4 5 b D 上端 4-D19 上端 4-D25 上端 4-D29 下端 4-D19 下端 4-D25 下端 4-D29 帯筋 3-D13@15 帯筋 3-D13@15 帯筋 4-D13@15 pt:.73%( 上端 ) pt: 1.1%( 上端 ) pt: 1.4%( 上端 ) pt:.73%( 下端 ) pt: 1.1%( 下端 ) pt: 1.4%( 下端 ) pw:.73% pw:.64% pw:.75% (a) 静的解析結果 静的解析により得られた各階の層せん断力 - 変位曲線をトリリニア型にモデル化して 図 5-5B に示す せん断力 (t) 変位 (cm) 図 5-5B: 15 層建物 CASE2 の層せん断力 - 層間変位図 15FL 14FL 13FL 12FL 11FL 1FL 9FL 8FL 7FL 6FL 5FL 4FL 3FL 2FL 1FL CASE2 では 層間変形角 1/2 に達した時点のベースシアは 278t となり 原建物 と比べると 24t あまり低下している また CASE2 でも 中間層の梁の曲げ降伏が進 んでおり 層の梁にもヒンジが発生している このケースでも全体崩壊型が形 成できている また層間変形角が 1/2 に達した時点でのベースシア係数は.9 保有水平耐力時では.1 となった (b) 動的解析結果 15 層建物 CASE2 の動的解析結果のうち 応答層間絶対変位を図 5-5C に示す

72 階数 層間変形角 1/2 層間変形角 1/1 層間変形角 1/75 損傷度 Ⅰ 損傷度 層間絶対変位 (cm) 図 5-5C: 15 層建物 CASE2 の最大応答層間絶対変位 ELCEN( 原建物 ) TAFT( 原建物 ) HACHI( 原建物 ) CASE2 でも入力波 EL CENTRO NS で 4 層の応答層間変位が 2.95cm となり最大でと なった このときの層間変形角は 1/11 で損傷度 Ⅱに相当する CASE2 では 3 波とも 最大応答変位が損傷度 Ⅱ に相当しており 一次固有周期は 1.27 秒となっている Ⅱ 損傷度 Ⅲ 入力時震動は L2 レベルとする 5-6:15 層建物 CASE2 とCASE2 を基礎免震化したケースの解析結果 15 層建物 CASE2 の基礎部分に原建物と同様にして鉛プラグ挿入型積層ゴム支承を挿入した 積層ゴムの配置図を図 5-6A に示す Y1 Y2 Y3 Φ6 4 台 Φ7 6 台 Φ75 2 台 X1 X2 X3 X4 図 5-6A: 15 層建物 CASE2 の積層ゴムの配置図

73 15 層建物 CASE2 と 15 層建物 CASE2 を免震化したケースの動的解析の結果のうち 応答層間変位を図 5-6B 応答加速度を図 5-6C に示す CASE2 を免震化したケースでは 3 波とも上部構造の最大応答加速度は概ね 35gal におさまっている また免震層の最大水平変位は 14.2cm で このときのせん断ひずみは約 72% となり安全変形内におさまっている 上部構造の最大応答層間変形角は TAFT EW 波で 1/29 となった また CASE2 を免震化したケースの一次固有周期は 3.3 秒となった 15 層建物 CASE2 と免震化したケースとを比べて 固有周期と最大応答層間変形角がどのように推移したのかを図 5-6D に示す 15 層建物 CASE2 を免震化して時刻歴動的応答解析を行った場合 層間変形角が最大で 1/29 となり 上部構造の応答層間変位が損傷度 Ⅰの限界値である層間変形角 1/2 にかなり近づけることができた よって CASE2 において損傷制御のクライテリアを満足できたものとする 階数 層変位 (cm) ELCEN(LRB) TAFT(LRB) HACHI(LRB) ELCEN( 原建 図 5-6B: 15 層建物 CASE2 と震化したケースの最大応答層変位 階数 -1 は免震層に相当する 入力地震動は L2 レベルとする