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たつやひがき
4 years ago
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1 第 4 話免震層を設計しようここでは上部構造のフレームの設定ができた段階とします免震部材の支持荷重は長期荷重時と地震時荷重時に分けて明らかにします特に地震時荷重時はフレームの非対称性によって加力方向で大きく異なってきます X,Y 共に正負の2 方向加力時の確認を行います更に平面形状が非対称な建物や超高層建物では45 度 135 度方向の確認も重要です立体フレームモデルでは 45 度 135 度方向に設計地震力を作用させます平面フレームモデルでは X,Y 方向加力による支持荷重を2 乗和平均で評価することもあります免震層の設計の目標は振動理論による原理で説明しましたように低い水平剛性と高い減衰特性の確保と高重量の建物荷重を支持する高い鉛直剛性の確保及び長期間 (6 年相当以上 ) の耐久性の保持にありますこれらを目標として以下の手順で設計を進めます 4-1. 免震部材の選定と配置を設計するここで免震部材の選定には参考文献 17. 免震部材標準品リスト 25 JSSI を参照すると便利です 1まず柱位置に鉛直剛性の高い積層ゴム支承を配置します積層ゴムの選択は長期荷重 W を積層ゴムの基準面圧 σs 程度で支持できる径 D とします σs=w/as (N/mm2) D(mm)= (4W /(σs x π)) 現在使用されている基準面圧 σs=1, 12, 15 が多く支持荷重が大きい場合は高い値を用い径 D を小さくすることができます径 D の選定では以下のポイントを考慮します A. 建物全体の免震部材の径を比較してできるだけ径 D の変化を少なくします多少面圧が低くなっても著しく小さくなることは避けます次節で説明する限界変形性能は変形が同じであれば径 D が小さい積層ゴムが不利になりこの積層ゴム支承で建物の限界性能が決まってしまうからです B. 積層ゴムの安定変形性能を確保する理由で想定水平変形が積層ゴム径の3 分の2 程度に抑えます例えば想定水平変形が 5mm とすると積層ゴム径は最低 75mm 以上を選択します 2 低い水平剛性として積層ゴムを用いるがゴム素材のせん断弾性係数 G(N/mm 2 ) は4としゴム1 層厚 tr (mm) とゴム層の総厚 nxtr,(n: 層数 ) が積層ゴム支承の安定性に影響するためここではせん断弾性係数 G=4. (N/mm 2 ) 1 次形状係数 :S1=D/(4xtr) > 3 2 次形状係数 :S2=D/(nxtr) > 4. としますせん断弾性係数 G は断面 A 厚さ T のゴムブロックを水平力 Q で静的に押した時の水平変形をδとしたとき Q/A=G(δ/T) の関係を構成する係数でせん断力に対して変形のし易さの程度を意味します実用の積層ゴムでは G=3.~8. があります 3 選定した免震部材の長期面圧 σl, 短期面圧 σs を算定します長期面圧 σl=w/ar, W: 長期支持荷重 Ar=π(D/2) 2 : ゴム部面積短期面圧 σs=( W+ N) /Ar, N: 地震時の変動荷重 ( 正負加力時を考慮する ) 33

この時点 W+ N < となった場合は 3-4 節に戻り W+ N > となる計画変更をします積層ゴムの変更設計せん断力の変更などの対策もありますが

節の変形量を用いますそのほか日本建築センターのビルディングレター JSSI MENSHINにある類似物件から推定することも有効な資料となります 5

変形を上記想定変形量とする A. 経験的に建物荷重の3~4% 程度の減衰抵抗を与えるダンパーの降伏耐力 Qy =.35xW W: 地震時建物荷重 B.

2 この時点 W+ N < となった場合は 3-4 節に戻り W+ N > となる計画変更をします積層ゴムの変更設計せん断力の変更などの対策もありますが未確定の設計条件が多いこの時点では構造計画から見直すことが全設計工程では効果的です 4 想定変形量を設定します応答解析ができていない時点では 3-1 節の変形量を用いますそのほか日本建築センターのビルディングレター JSSI MENSHINにある類似物件から推定することも有効な資料となります 5 減衰材料を選定します免震層の必要性能として高い減衰性能が必要ですが応答解析前に設定するための以下の仮定条件を用いるただしB 案で設定する場合は変形を上記想定変形量とする A. 経験的に建物荷重の3~4% 程度の減衰抵抗を与えるダンパーの降伏耐力 Qy =.35xW W: 地震時建物荷重 B. 告示 29 号第 6 八の減衰材の負担せん断力係数 μ=.35 [ 計算モデルの配置 ] Y X 必要支承径 φ> 2 (W/(π σ o ), σ o =1, 15: 基準面圧 (N/mm2) 図計算モデルの免震部材配置と面圧 34

3 4-2. 免震部材の基本性能限界性能を確認する選定した積層ゴムの限界性能を認定資料または免震部材標準品リスト 25 JSSI から確認します認定資料には図に示すように使用ゴムの G 値水平変形性能の特性グラフ鉛直変形性能の特性グラフ変形と支持荷重グラフの説明図が明示されています昭和電線電纜式天然ゴム系積層ゴムアイソレータ大臣認定番号 MVBR 水平性能 ( 図 1) 8 1. 免震材料概要図 6 4 Kh 水平荷重水平荷重 (kn) (kn) 水平変位 (mm) 4. 限界性能の荷重履歴 ( 図 2) Q δ= δm : 基準面圧時限界ひずみ相当変位 (δm,q1) 2. 認定範囲 Kh せん断弾性率 (N/mm 2 (δ,q) ) (γ=1% 相当 ) ゴム外径 (mm) 3~φ12 φ3~φ15 ゴム内径 (mm) φ15~φ6 φ15~φ75 1 次形状係数 2~4 5. 圧縮限界強度 ( 図 3) 2 次形状係数 3.5 以上 σ 型式番号解説種別 :R45 ゴム材料 :G=.44(N/mm 2 ) ゴム外径 :φ6mm (γ,σ) (γ1,σ1) ゴム1 層厚 4.5mm ゴム層数 26 層の場合 R 種別 ( せん断弾性率 ) ゴム径ゴム厚ゴム層数 γ = γ2 : 面圧時の限界ひずみ δm δ 圧縮限界強度 (γ2,σ2) γ 図認定性能の説明図 ( 出典 : 免震部材標準品リスト 25 JSSI 昭和電線電纜 ) 1 基本性能とは水平剛性と鉛直剛性を指します免震性能を支配する性能ですこれらの性能値は図のような載荷試験で求められます図 4-2.3(a) に鉛直剛性水平剛性の基本性能曲線を示します限界性能値はこの試験で変形を漸増させることで確認されます図 4-2.3(b) にはその歪み面圧別の過程を示しますその結果は限界状態は図に示すような破壊モードと座屈モードに分かれます一般に前掲の1 次形状係数が同じであれば 2 次形状が小さいほど座屈モードで限界性能となりますグラフから推定できるように座屈モードでは変形性能が少なくなります詳しくは参考文献 5 13,14を参照ください鉛直アクチュエーター鉛直ロードセルすべり支承試験体水平ロードセル水平アクチュエーター図水平剛性と鉛直剛性を求める載荷試験模式図 35

4 8 5 鉛直力 (kn) 6 4 Kv 水平荷重 (kn) 25 Qd Kd 鉛直変位 (mm) 水平変位 (mm) 図 4-2.3(a) 限界性能試験結果説明図せん断歪み ( 水平変位 ) 面圧 1% 2% 3% 4% N/mm 2 15N/mm 2 3N/mm 2 4N/mm 基準条件地震時 ( 短期荷重 ) 座屈破断水平荷重 [ 1kN] 水平変位 [mm] 図 4-2.3(b) 歪み面圧別の限界性能試験結果図 36

5 τb せん断応力破断基準圧縮面圧 σ: 一定せん断力 : 漸増線形限界歪 γ 2.5~3. γ=δ/h せん断歪 τs 線形限界歪 γ 1.5~2. 座屈せん断変形 δ せん断歪 γ γs 4. γ b 図限界性能試験結果説明図この関係をすべての積層ゴムで定義し図に示す限界性能曲線で表しています横軸に変形量と縦軸に支持面圧をとり設計変形に対し支持可能な荷重を確認することができますここで支持面圧は長期面圧では変形は無く Y 軸上になります一般に長期時に変形が生じることの無いように免震部材は水平に設置されます水平剛性が小さいため斜めに設置することは危険な設計になります一方短期時の面圧では変形が伴い最も面圧が高いときが限界性能ラインに近づきますこの時点では限界ラインの7 割程度に収まっていることがスムーズな設計になります逆に面圧が小さい場合もゼロ以上になるようにします 37

6 面圧 σ c.9σ c σ o 圧縮限界強度鉛直基準強度 =.9σc 以下面圧 σ c.9σ c =σ o 圧縮限界強度鉛直基準強度 =.9σc 以下 σ o /3 設計で用いる範囲 σ /3 設計で用いる範囲,δm mδd δu mδd δu =δm 水平変位水平変位弾性支承材すべり転がり支承材図限界性能曲線 ( 左 : 積層ゴム系支承右 : すべり系支承転がり系支承の例 ) なおこの図の中の符号は告示 29 号で規定された性能値で告示によりる設計を選択した場合は限界性能ラインは 1% 安全側のライン (.9σc) となりますまた各性能値は下記の意味です σc : 圧縮限界強度 : ゼロ変形の状態で荷重をかけて破壊モードを確認した面圧しかし実大モデルの試験は試験機の性能上難しく理論式から算定し各免震部材で安全係数をかけて設定しているまた基準面圧の4 倍程度で設定しているが理論値以下としている変形が伴う場合に値はいくつかの限界試験データと理論式から各免震部材で安全側に設定している σc = ζ G S1 S2 補正係数 ζ=π (κ/(8(1+2κ S1 2 G/Eb)) (G4: ゴム硬度補正係数 κ=.8~.9, 体積弾性係数 Eb=12(N/mm 2 ) ) Fc (=.9xσc) :( 試験値のばらつき誤差を考慮した安全係数 )x( 圧縮限界強度 ) で告示による設計ではこのラインが限界となります σo : 鉛直基準強度 :.9xσc 以下であれば良いとした設計者判断値です一般に大きな支持荷重で変形が少ない場合この値は大きく設定する方が設計可能領域が増えます逆の場合はこの値を.9xσc よりかなり低くすると有利ですしかし振動理論では荷重が大きいと変形も大きくなり勝ちで都合よくは行きませんそこで長期面圧 σl< σo/3 になるようにします即ちσo > 3x( 長期面圧 σl) とします σo/3 : 長期許容面圧短期時はこの2 倍です告示計算では長期面圧 σl<σo/3 短期面圧 σs< 2σo/3 が設計条件となります δu : 水平基準変形 : 長期許容面圧 σo/3 時の限界変形 mδd : 設計限界変形 : 安全率 βx δu で算定します安全率 βは免震部材の種類で異なります積層ゴム支承 :.8, 弾性すべり支承 :.9 ダンパー : 1. 復元材 : 1. δm : 各免震材料の限界変形 ( ひずみ ) 38

7 [ 計算モデルの基本性能 ] ( 図配置図参照 ) 部材記号認定記号部材 1:RB8S R4-8-6.x33 部材 2:RB8 R4-8-6.x3 部材 3:SC6 SC8-6S-5x4 部材 4:SC7 SC8-7S-5x4 部材 5:SD SSUD45x4 表 a 配置部材の基本諸元ゴム直径 D(mm) ゴム剛性 G (N/mm 2 ) ゴム厚 t (mm) ゴム層数 n ゴム総厚 nxt(mm) 1 次形状 S1=D/4t 2 次形状 S2=D/nt 摩擦係数 μ φ φ φ φ x 表 b 配置部材の基本性能部材記号基数水平 1 次剛性水平 2 次剛性切片荷重 n K1 (kn/mm) n K1 (kn/mm) K2 (kn/mm) n K2 (kn/mm) 平均荷重 N(kN) Q (kn) n Q (kn) 部材 1:RB8S 部材 2:RB 部材 3:SC 部材 4:SC 部材 5:SD 合計注 ) 積層ゴム :K1= A G/nt = K2, Q=, 鉛錫フラク入り : K1=αk2, K2= A G/nt,Q=βAp すべり支承 :K1= A G/nt, K2=, Q=μN 水平抵抗 Q(kN) nk1 = 2.97 RB8S nk1 = 1.9 RB8 水平抵抗 Q(kN) Q = 736 nk2 =.512 nk1 = 3.4 水平抵抗 Q(kN) Q = 18 Q = 82.4 nk1 =22. SC7 SC6 歪 (%), 変位 (mm) 歪 (%), 変位 (mm) nk1=3. 歪 (%), 変位 (mm) ( 部材 1:3-RB8S,1-RB8) ( 部材 1:4-SD ) ( 部材 1:2-SC6, 2-SC7 ) 図基本性能曲線 ( 左 : 積層ゴムの例右 : すべり支承の例 ) 39

8 [ 計算モデルの限界変形性能 ] σc 5 σc 圧縮応力 (N/mm2) σc=Fc 2/3Fc 1/3Fc 圧縮応力 (N/mm2) σc=Fc 2/3Fc 1/3Fc 水平ひずみ (%) 水平ひずみ (%) RB8S 圧縮 - 変形限界曲線 RB8 圧縮 - 変形限界曲線 6 σc 6 σc 5.9σc =Fc 5.9σc =Fc 圧縮応力 (N/mm2) /3Fc 1/3Fc 圧縮応力 (N/mm2) /3Fc 1/3Fc 水平変形 (mm) 水平変形 (mm) SC6 水平抵抗 - 変形限界曲線 SC7 水平抵抗 - 変形限界曲線図限界性能曲線 ( 左 : 積層ゴムの例右 : すべり支承の例 ) 表配置部材の限界性能値部材記号圧縮限界強度鉛直基準強度 Fc 限界変形水平基準変形設計限界変形 σc (N/mm 2 ) <.9σc(N/mm 2 ) δm(mm) δu (mm) mδd (%),(mm) 部材 1:RB8S (%) 1792 (mm) 部材 2:RB (%) 343(%):Fc/3 679 (mm) 335(%):Fc/3 274(%) 543 (mm) 268(%) 572 (mm) 63 (mm) 6482 (mm) 部材 3:SC (mm) 55 (mm) 495(mm) 部材 4:SC (mm) 55 (mm) 495(mm) 部材 5:SD (mm) 765 (mm) 865 (mm) 最小値 : δs= (mm) 注 ) 水平基準変形 δu: 面圧 Fc/3 時の限界変形 ( 最小値 ) 設計限界変形 mδd <.8δu ( 積層ゴム支承 ),.9δu ( すべり支承 ),1.δu ( ダンパー, 復元材 ) 設計限界変位 δs = Min( mδd ) ( 変形 : 免震材料で使用変位 : 免震層で使用する ) 4

9 4-3. 免震層の復元力特性を確認するここまでで設計した免震部材の復元力特性を総計し免震層の復元力特性を求めますそのためにはここの特性を変形と復元力のグラフにしそれぞれの特性値を重ね合わせます図は積層ゴムの復元力と鉛ダンパーの復元力を重ね合わせた模式図です一般に重ね合わせたグラフは複数の折れ点を持つトリリニア型多点折線の復元力曲線となります [ 告示計算モデル ] 4 3 設計線形限界変位時等価剛性積層ゴム基準風速 37.5m/s SD 免震部材特性基準風速 3m/s SC6 SC7 せん断力 (kn) (kN) 全体性能積層ゴム線形領域非線形領域 RB8+RB8S 1 SD SC7 SC6 54mm(28% 歪時 ) 風応答の推定変位 (mm) 風力と免震層の復元力特性による変形関係 44(mm) 図積層ゴムの復元力と鉛ダンパーの復元力を重ね合わせた模式図 4-4. 免震周期を確認する次に免震周期を確認します免震層の復元力特性から塑性剛性 Kp (: 第 3 剛性 K3) と建物の地震時荷重重量 Wから固有周期 Tf を算定します Tf = 2π (M/Kp), M=W/g, g: 重力加速度 (98cm/s 2 ) この固有周期は建物を1 質点とし免震層の復元力 Kpで振動する周期を意味し免震周期と呼びますこの周期が長いほど応答スペクトルで説明したように免震性能が高くなりますここでの確認条件は算定値 Tf > 5 秒としますこの条件を満たすと経験的に許容応力度設計の耐震目標を設定することが可能となります一般に積層ゴム支承だけではこの条件を満たすことはやや難しいため対策として積層ゴム支承の一部を低摩擦すべり支承や転がり支承に置き換えることが有効ですなお地震時の実周期はこの免震周期に対して減衰力によって修正された等価周期に近くなります 41

10 [ 告示計算モデル ] 設計限界固有周期 Ts = 2π ( M/Ke) = (sec) 上部構造の総質量 :M=W/g=( )/ /98 = (kn/(cm/s 2 )) 設計限界変位時の免震層等価水平剛性 Ke = Q(δs)/ δs = (kn/cm) 注 δs = 482mm ---.9x482 = mm とする (* 告示設計で説明します ) Q(δs)=44x(3x ) (736 +(44-16)x.51)= 2944(kN) { RB8S + RB8 } + SC6 + SC7 + SD 4-5. 免震層の変動性能を確認する前節で選定した免震部材の変動特性を確認しておきます告示による設計計算時刻歴解析による設計計算においてもこの性能変動率を考慮した設計が必要ですむしろ耐震目標の確認のためには変動性能を用いた解析が必要です即ち上部構造下部構造の応力変形の確認では免震効果が最も低くなる免震部材のプラス誤差が最大となる上限性能で設計を行いますまた免震層の変形の確認では免震効果が最も高くなる免震部材のマイナス誤差が最大となる下限性能で設計を行います免震部材の誤差やばらつきは各部材で異なり認定リストから計画地の環境温度使用年数も考慮して設定します天然ゴム系積層ゴム低摩擦弾性すべり支承鋼材ダンパーオイルダンパーの例を表 4-5.1a 表 4-5.1b に示します解析上ではこれらの変動率を基準性能値に掛けて扱いますしかし下記の変化率は設計者の地震動の特性も考慮した総合判断が必要です a. 繰り返し変化率 : 地震動の非定常性と繰り返し回数の推定を考慮して設定する b. 変形依存性 : 大地震時の想定変形時を当てはめる面圧依存は他の変化率と同様に扱う表 4-5.1a 免震部材の性能変動率例 1 変動依存性能天然ゴム系積層ゴム低摩擦弾性すべりオイルダンパー水平剛性摩擦係数上限下限上限下限上限下限上限下限製造誤差 +15% -15% +2% -2% +2% -2% +15% -15% 経年変化率 (6 年相当 ) +1% +1% + 3% - 3% 繰り返し変化率 (4 回 /3 回 ) 温度変化率 ( ~3 ) + 6% -5% +15% - 5% + 5% - 5% + 3% 僅僅 - 3% 変形依存性 (2% 時 ) -1% か面圧依存性 (.5σo~2.σo) + 5% - 5% + 5% - 5% +5% -45% 速度依存性高速域一定性能式で設定 42

11 表 4-5.1b 免震部材の性能変動率例 2 変動依存性能鋼材ダンパー鉛ダンパー水平剛性降伏せん断力水平剛性降伏せん断力上限下限上限下限上限下限上限下限製造誤差 +1% -1% +1% -1% +2% -2% +1% -1% 経年変化率 (6 年相当 ) 繰り返し変化率 (4 回 /3 回 ) 未定未定 -45% 温度変化率 ( ~3 ) + 2% - 2% + 2% - 2% +7% -7% 変形依存性 ( 限界変形内 ) -25% 面圧依存性速度依存性 [ 告示計算モデル ] 計画地日最低気温の月別平年値 2.8(1 月 ) 日最高気温の月別平年値 3.8(8 月 ) 天然ゴム系積層ゴム ( 弾性系 ) 入力標準 + 変動 - 変動 ΣnK1(kN/m) % % 3793 剛性 K1 変動経年変化 (%) 1% % 温度変化 (%) 5% -3% 製造誤差 (%) 1% -1% 低摩擦弾性すべり支承 ( すべり系 ) 入力標準 + 変動 - 変動 ΣnK1(kN/m) 52 47% % 4212 ΣQy(kN) 19 4% % 経年変化 (%) 1% % 剛性 K1 変動温度変化 (%) 1% -4% 製造誤差 (%) 15% -15% 面圧変化 (%) 7% % 経年変化 (%) % % 降伏変動温度変化 (%) 5% -5% 製造誤差 (%) 15% -15% 面圧変化 (%) 2% % ダンパー ( 弾塑性系, 鉛ダンパー鋼棒ダンパー ) 入力標準 + 変動 - 変動 ΣnK1(kN/m) 34 15% % 2584 ΣnK2(kN/m) 512 1% % 46.8 ΣnQy(kN) % % 経年変化 (%) % % 剛性 K1 変動温度変化 (%) % % 製造誤差 (%) 15% -15% 経年変化 (%) % % 剛性 K2 変動温度変化 (%) % % 製造誤差 (%) 1% -1% 経年変化 (%) % % 降伏変動温度変化 (%) 2% -2% 製造誤差 (%) 1% -1% 43

12 4-6. 免震層のねじれ特性を確認する免震層のねじれ特性は各免震部材の変形に応じた等価水平剛性 Kiと支持荷重 Wiを用いて算定します偏心率は微小変形から大変形まで計算しできるだけ大変形で偏心率が小さくなるように調整します調整方法は以下の2つの方法が効果的ですこの段階では積層ゴム支承やすべり支承は変更しない調整が合理的です 1 分散して設置したダンパーの取り付け位置を変更する 2ダンパーの性能を変更する基数を増減するまたはダンパーの種類や型式を変更する ( 免震層の偏心率の計算式 ) 重心位置 gx= (N X)/W, gy= (N Y)/W (mm) W=ΣN : 長期支持荷重 (kn) X,Y: 免震部材の座標 (mm) 剛心位置 Lx= (Ky X)/ΣKy, Ly= (Kx Y)/ΣKx (mm) Kx,Ky: 免震部材の等価剛性積層ゴム, すべり支承の場合 :Kx=Ky 偏心距離 ex= Lx-gx, ey= Ly-gy (mm) ねじり剛性 Kr= (Ky X' 2 )+Σ(Ky Y' 2 ) (kn mm 2 /mm) 剛心間距離 :X' = Lx-X, Y'= Ly-Y 弾力半径 rex= (Kr/ΣKx), rey= (Kr/ΣKy) (mm) 偏心率 Rex=ey/rex, Rey=ex/rey (mm) 12 1 RB8 SB7 SB7 SD SD RB8S 8 Y 座標 (mm) 6 4 SD SD 2 RB8S SB6 SB6 RB8S X 座標 (mm) 重心剛心 RB8S SB6 SD RB8 SB7 免震部材配置図図免震部材の配置と免震層の重心剛心位置 44

13 (1) [ 計算モデル ] SD の等価剛性例 5mm 1mm 3mm 4mm (kn) Keq δ(mm) 公称名 RB8S RB8 SC6 SB7 SD ゴム総厚 mm ゴム歪 % 25% 28% すべり出変位 Keq(kN/mm) δ(mm) 免震材料の水平変形量と偏心率 (%) 注 ) 赤字は直接記入する δ(mm) 最小ゴム厚最小径装置歪 % 偏心距離 X(mm) Y(mm) 偏心率 X(%) < 3% Y(%) < 3% δ= 5 (mm) 変形等価剛性による偏心率建物総重量 (kn) X Y (N X)/ΣN (N Y)/ΣN 重心位置 g (mm) (K X)/ΣK (K Y)/ΣK 剛心位置 L (mm) Lx-gx Ly-gy 偏心距離 e (mm) Kr= (K X' 2 )+Σ(K Y' 2 ) ねじり剛性 kr (kn mm2/mm) 1.8E+9 (Kr/ΣK) 弾力半径 re (mm) ey/re ex/re 偏心率 Re

14 (2) 偏心率の目標値とその背景一般に偏心率は3% 以下に設計しますこの値は免震構造の評定審査が開始された建築センターの審査物件の統計的値やねじれを考慮した免震建築物の地震応答解析の論文等から決定されてきました告示 29 号の規定値はその値を継承したものです計算モデルで免震部材の変形歪み25% で固定して偏心率を変動させて免震部材のせん断力の変動を補正係数 αを計算すると図の結果を得たこの例では偏心率 3% 程度では免震部材のせん断応力 3% 以上の誤差が含まれることになるこの変動が上部構造の応答をどの程度増幅させるかが懸念されるがこれまでの研究では 3% 以下ではその増幅はわずかであるとされています補正係数 α(%) 偏心率と補正係数 α の関係基準値 (3%) 偏心率 (%) 図計算モデルによる25% 歪み時の免震層の偏心率と免震部材の負担せん断力補正係数 (%) の関係表負担せん断力補正係数 αの計算式と計算結果分担せん断力に対する補正係数 α (Qi'=α Qi) K X 2 K Y 2 αx=1+dejx Y' αy=1+dejy X'.E+.E E+6.E E+7.E E+8.E E+ 9.42E E+6 1.8E E+7 1.8E E E E E E E E E E E E+.E

15 4-7. 免震層の履歴特性も確認する前節 4-3. 免震層の復元力特性を確認するでは設定した免震部材の復元力を重ね合わせることで免震層の復元力特性を算定したが第 1 象限の上り抵抗部分だけでしたここでは全象限の履歴ループを推定します告示計算では履歴ループはその面積から算定する減衰係数の算定に用います地震応答解析では各免震部材または免震層の履歴ループをバイリニア型やトリリニア型の履歴曲線モデルによって近似化します 4mm 3mm 2mm 1mm 5mm 水平荷重 (kn) 水平変位 δ(mm) -2-3 免震層の履歴ループ 3 4mm 3mm 2 2mm 1mm 1 5mm δ(mm) -2 (kn) -3 RB8S 履歴ループ 3 (kn) 4mm 32mm 2 24mm 16mm 1 8mm δ(mm) -2-3 RB8 履歴ループ 3 (kn) 5mm 1mm 2 3mm 4mm 1 2mm δ(mm) -2-3 SC6の履歴ループ 3 (kn) 5mm 1mm 2 3mm 4mm 1 2mm δ(mm) -2-3 SC7 の履歴ループ 3 (kn) 5mm 1mm 2 3mm 4mm 1 2mm δ(mm) -2-3 SD 履歴ループ 47

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text5 第 5 話地震風応答を予測しようこの時点では免震層の位置仮定断面が決まり意匠デザインの建物平面立面計画図がある程度できあがり構造デザインは解析フレームモデル免震部材の種類配置が決まった状態にあるとします想定した地震荷重や免震層の最大変形を以下の簡易な方法で確認をします勿論この時点で観測波を用いた応答解析をすることも十分可能ですがそのためには建物の振動解析モデルの作成が必要となるため