AP 工法 による増設壁補強計算例 (1) 設計フロー RC 耐震改修設計指針に示された 中低層鉄筋コンクリート造建物を対象とした開口付き増設壁に AP 工法 を用いて強度抵抗型補強とする場合の補強壁 ( せん断壁 ) の設計フローを示す 周辺架構から補強壁に期待できる耐力の目安をつけ プロポーショ
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- かおり さわい
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1 AP 工法 による増設壁補強計算例 (1) 設計フロー RC 耐震改修設計指針に示された 中低層鉄筋コンクリート造建物を対象とした開口付き増設壁に AP 工法 を用いて強度抵抗型補強とする場合の補強壁 ( せん断壁 ) の設計フローを示す 周辺架構から補強壁に期待できる耐力の目安をつけ プロポーション ( 壁厚さ 開口形状 寸法 ) ならびに配筋を仮定する 補強壁架構のせん断耐力を計算する せん断破壊するときのメカニズムは 次の (1) (2) のいずれか小さい耐力とする (1) 壁板と周辺の柱 梁とが一体であるとみなして計算されたせん断耐力 (2) 増設壁板内のり部分のせん断耐力と柱の耐力を変形の状態を考慮して合算した耐力 接合部の設計接合面に配置するあと施工アンカーは 補強壁のせん断破壊するときのメカニズム耐力から 引張側柱のパンチングシア耐力と圧縮側柱の変形の状態を考慮した耐力を考慮差し引いた耐力以上とする 開口補強筋の設計開口補強筋は 補強壁のせん断破壊するときのメカニズム耐力から両側柱の変形の状態を考慮した耐力を差し引いた設計用せん断力に対して 開口廻りに生じる縁張力以上の補強筋とする YES 周辺架構を含む曲げ耐力 を計算し せん断破壊するときの耐力以上であることを確認する YES 周辺架構を含む回転耐力 を計算し せん断破壊するときの耐力以上であることを確認する YES NO NO NO NO END 解図 16-1 AP 工法による補強壁 ( せん断壁 ) の設計フロー (2) 仮定条件 RC 造補強架構部の 全体曲げ降伏型 および 基礎回転破壊型 の耐力は 境界梁 直交梁 基礎などにより左右されるので ここでは これらの破壊モードは生じないものと仮定して補強計算例をすすめる 補強壁のプロモーションは 壁中央部に H mm の採光窓を設け 地上 1 ~ 階まで連層する 連層壁とする 本計算例では 最下層である 1 階部分についてのみ行う
2 解図 16-2 既存 RC 架構と AP 工法 による補強壁架構の主要寸法 () 材料強度 () 既存部位コンクリート強度 : F 18 (N/mm 2 ) (b) 補強部位 4 ヤング係数 : E 1 97 (N/mm 2 )New RC 式による 鉄筋降伏点強度 : s 294 (N/mm 2 )SR24 AP モルタル のせん断強度設計 に用いる圧縮強度 : F (N/mm 2 ) 4 ヤング係数 : E 2 2 (N/mm 2 ) 鉄筋降伏点強度 : s 4 (N/mm 2 )SD295A (4) 既存柱の終局耐力ならびにパンチングシア耐力 ( 配筋 ) 主筋 16-22φ Hoop 9φ-@2 F 18 (N/mm 2 ) 軸力 N6 解図 16 柱断面 () 柱の曲げ降伏時せん断耐力 - 4b D F > N6 ( 長期軸力 )
3 19 t mm 2 (5-22φ) æ N ö C U 8t s D 5N D ç1- è b D F ø m C Qmu 2 C U h æ 6 ö ç1 - è ø (b) せん断耐力 { t ( b D) } { 19 ( 6 6) } 528 ( x b) 127 ( 2 6) 6 ( Q d ) 522 ( ) 1 6 N ( b D) 6 ( 6 6) 2 79 P t % P s (N/mm 2 ) 2 Pt ( 18 + F) ( Q d ) 12 æ 5 ö C QSUç 85 P s 1s 8 b D è ø 2 æ ö ç è ø ( ) したがって 既存柱の終局耐力は Q C U 58 ( せん断破壊型 ) となる () パンチングシア耐力 ( 52 D) ( 52 1 ) 4 ( b D) ( 6 6) 169 K 4 + min 4 + Pg g s 68 N ( b D) ( 6 6) (N/mm 2 ) s s + P g s (N/mm 2 ) F < s < 66F (N/mm 2 ) より t 22F + 49s (N/mm 2 ) P Q C K t b D min
4 (d) 既存柱の強度寄与係数 せん断柱の終局時変形角 R : 柱の強度寄与係数 7 ( R 1 ) ( ) R m 7 R 25 R m S SU ここで R m ( h H ) Rm ( 1 5 ) ( 1 187, h D ) R m 7 [( 1 25) ( 1 25) ] 1 Q () mu R 25 1 R SU 697 > 58 より 25 Q SU 解図 よって 増設壁に取付く既存せん断柱の強度寄与係数は 1 S である (5) 補強壁架構のメカニズム時耐力の算定 う 接合部のすべり破壊が生じないものと仮定して 下記 2 つのメカニズム時耐力の算定を行 () 増設壁板と周辺の柱 梁とが一体であるとみなして計算されたせん断耐力 (b) 増設壁板内法部分のせん断耐力と柱の変形の状態を考慮した耐力を合算 なお 増設壁板の厚さならびに配筋を次のように仮定する 増設壁板の厚さ :2mm 増設壁板の配筋 : タテ ヨコ共 D1-@2( ダブル ) () のメカニズム耐力 Q Q 2 Pt ( 18 + F) ( Q L) 12 æ ö ç 5 85 P s + s b j g w w 1 e è ø P A (%) t g å w ( Q L) 6 P h ( P L) 6 8 ( 66) 1 15 beå Aw L mm P w { w ( x be )} s w { 254 ( 2 27) } s 1s æ ç 85 è ö g ø ( ) g ここで g 1 -h h ( ) ( 6 4 ) 29 ( 1-29) 21 4
5 (b) のメカニズム耐力 Q Q + 2 Q 1 Q P w w w w s t L g ( 2 2) 65 P w 254 ws 4 (N/mm 2 ) t 2 w mm L w 54 mm g Q 1 ( F 2 P s ) t L g Q 5 2 w + w w w w ( ) > 167 Q Q Q Q <() のメカニズム耐力 よって 補強壁のメカニズム時耐力は (b) の ある Q + 2 Q で決定され 61 で (6) 接合部の設計 補強壁架構メカニズム時耐力を設計用せん断力 Q として 接合部のすべり破壊が生じない ように配慮する Q 61 p Q + Q j + Q D Q j 61 - pq - Q あと施工アンカーのせん断耐力 ( 接合筋 D19(SD45) を用いる ) 鋼材で決まる耐力 : q 7 s 1 e / 本 支圧で決まる耐力 : q 4 E s q e B e / 本 D 必要本数 n は n Q j q 本接着系アンカー D19 シングル配置した場合のピッチ X は X L n ( 54 2 ) 21 - < 両側はしあき寸法を考慮した L とする> 247mm 2mm ピッチとする 接合部がすべり破壊するときの架構耐力は
6 j ( L X ) q ( 52 2) Q INT INT Q Q + Q + Q p j > QD 61 よって 接合部破壊は生じない (7) 開口補強筋の設計 補強壁架構メカニズム時耐力から 両側既存柱の耐力を差し引いたものを 開口補強筋設計用せん断力とする Q Q - 2 Q D w 開口高さ : h 125 mm 開口長さ : 16 mm 階高 : H4 mm スパン長 : L6 mm 鉛直縁張力 h 125 T ( L - ) 2( 6-16) V Q D 2 水平縁張力 H 16 4 T ( H - h ) L 2( 4-125) H Q D 2 付加斜張力 h TD Q D L タテ筋 ヨコ筋 tv T V s mm 2 設計 4-D19( 1148 mm 2 ) th T H s mm 2 設計 4-D19( 1148 mm 2 ) 付加斜張力に対する補強筋に算入できる開口周辺の鉛直及び水平方向補強筋の有効 断面積 ( t V th ) mm 2 ( 2 D1) 894 t t mm 2 V H - td TD s t t 解図 16-5
7 マイナス値 ( 必要なし ) 参考までに 本例題における補強壁架構の 全体曲げ耐力 と 回転耐力 を算定し メ カニズム時耐力が せん断破壊型 であることを確認する ( 仮定条件 ) 境界梁ならびに直交梁の耐力を解図 61-6 のように仮定する 壁の外力 1 階柱中間よりフーチング下端までの重量 N F は 294 とする 分布を等分布と仮定する 基礎形式は杭基礎とする 浮き上がり時の杭の引抜き抵抗を 1569 とする < 建築基礎構造設計指針 ( 日本建築学会 ) により 杭の極限引抜き力を採用する > 1 階柱軸方向力 ( 長期 ) は N6 とする () 全体曲げ耐力 1 階壁脚曲げ降伏時の耐力とする 外力によるモーメント( ) ( ) P < 等分布 > 22 8P 1 階壁脚曲げ耐力 ( U ) U t 解図 16-6 周辺架構耐力の仮定 ( T n) 5 s Lw + 5å Lw N L w
8 ここで 壁タテ筋の項目 5 ( T n) L は あと打ち壁であることを考慮して脚部 å w 樹脂アンカー 19φ@2( シングル ) の引抜き耐力以下とする アンカー 1 本あたりの引抜き耐力は T 1 s T 976A 2 2 s B AC 2 mm Le 8d d 19 mm として { p - p ( q 9) + SIN 2q } ( Le + d 2) - ( p 4 d 2) - ( p 4 d ) / 本 T s 21 p d L B e t/ 本 コーン状破壊で決まり T 5 4 / 本 アンカー本数 n は n INT ( INT ( 52 2) 27 本 ( 16 8) ( ) U m 境界梁の曲げ戻し効果( å ) å x ( 485 ) + ( 267 ) + ( 126 ) m 直交梁の曲げ戻し効果( åq ) åq モーメントの釣合い 外力によるモーメント ( する å x + åq L U 22 8P P278 P1221 x 1 階壁脚曲げ降伏時せん断耐力 Q mu P > Q 61 (b) 回転耐力 x ) と内力のモーメントとの釣合いより 曲げ耐力を算定 回転耐力は 引張側が浮き上がる時だけを考慮して耐力を算定する
9 外力によるモーメント( ) フーチング底面を基点として算定する ( ) P < 等分布 > 28 2P 境界梁の曲げ戻しモーメント( å ) å x ( ) + ( ) + ( ) m 直交梁の曲げ戻し効果( åq ) å Q 浮き上がり抵抗力 ( N F ) N F ( 長期軸力 )+( フーチング自重 )+( 杭の引抜き力 ) モーメントの釣合い 外力によるモーメント ( する ( Q + N F ) Lx + ( ) 6 å x + å 28 2P P2726 P969 x ) と内力のモーメントとの釣合いより 回転耐力を算定 基礎浮き上がり時の回転耐力 Q RU P < Q 61 よって 補強壁架構のメカニズム時耐力は基礎回転型で決定されるが せん断耐力に対す る比は 15 であることから F1 となる
10 解図 16-7 補強詳細図例
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許容応力度設計の基礎 曲げに対する設計 材料力学の後半は 許容応力度設計の基礎を学びます 構造設計の手法は 現在も進化を続けています 例えば 最近では限界耐力計算法という耐震設計法が登場しています 限界耐力計算法では 地震による建物の振動現象を耐震設計法の中に取り入れています しかし この設計法も 許容応力度設計法をベースにしながら 新しい概念 ( 限界設計法 ) を取り入れて発展させたものです ですから
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CLT による木造建築物の設計法の開発 ( その 2)~ 構造設計法の開発 ~ 構造研究グループ荒木康弘 CLT 構造の特徴 構法上の特徴 構造上の特徴 講演内容 構造設計法の策定に向けた取り組み CLT 建物の現状の課題 設計法策定に向けた取り組み ( モデル化の方法 各種実験による検証 ) 今後の展望 2 構造の構法上の特徴軸組構法の建て方 鉛直荷重水平力 ( 自重 雪地震 風 ) 柱や梁で支持壁で抵抗
More information<8BC882B082A882E682D18EB297CD82F08EF382AF82E CD82E882CC90DD8C E93E7817A2E786477>
コンクリート構造設計の基本 第 6 章曲げおよび軸力を受ける鉄筋コンクリートはりの設計 P7~P96 ( 株 ) 国際建設技術研究所真鍋英規 はじめに 土木学会 コンクリート標準示方書 昭和 6 年版 限界状態設計法 を導入 許容応力度設計法 から 限界状態設計法 へ 7 年版安全性の照査使用性の照査曲げひび割れ幅の制御 変位 変形等耐久性の照査に関する記述が追加 /8/ 鉄筋コンクリート Reinforced
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BCJ - LC -209 昭和 61 年 1 月 23 日 JL ボルト工法 ジャパンライフ株式会社 BCJ - LC - 209 昭和 61 年 1 月 23 日 評定報告書 工業化住宅評定委員会 コンクリート系構造分科会主査工学博士園部泰寿 当委員会において 下記の構造材料について検討した結果 構造耐力上支障ないものと評定したので報告する 記 1. 評定申込者会社名ジャパンライフ株式会社代表社名代表取締役神吉祐輔所在地東京都葛飾区新小岩一丁目
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長方形板の計算システム Ver3.0 適用基準 級数解法 ( 理論解析 ) 構造力学公式集( 土木学会発行 /S61.6) 板とシェルの理論( チモシェンコ ヴォアノフスキークリ ガー共著 / 長谷川節訳 ) 有限要素法解析 参考文献 マトリックス構造解析法(J.L. ミーク著, 奥村敏恵, 西野文雄, 西岡隆訳 /S50.8) 薄板構造解析( 川井忠彦, 川島矩郎, 三本木茂夫 / 培風館 S48.6)
More information目次構成
< 参考資料 5> 多雪地域の耐震診断法について 今回の実験の結果 既存建築物の耐力は診断結果の耐力を大きく上回るものであった これは 積雪を考慮した診断法と積雪時のの低減に問題があるものと考えられる 積雪地域では現行の耐震診断法は安全側にききすぎている可能性があることから 多雪地域における耐震診断法の精緻化の方向性について提案する () 多雪地域における耐震診断法の課題と精緻化の方向性 多雪地域における耐震診断法の課題積雪による鉛直荷重の押さえ込みにより
More informationコンクリート工学年次論文集 Vol.27
論文壁が柱の外面にある耐震壁の耐震性能に関する実験的研究 兼平雄吉 *1 小野里憲一 *2 下山哲男 *3 *4 望月洵 要旨 : 耐震壁の最大強度が柱に取り付く壁の位置によってどのように変化するかを調べることを目的としている は柱芯と壁芯が一致するものと, 柱外面と壁外面がそろい柱芯に対して壁芯が偏心しているものを 2 体ずつ製作し, 低速加力と高速加力で実験を行った 実験の結果から, 壁が偏心するものは偏心していないものに比較して柱のコンクリートの剥落が著しく,
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合成スラブに関する 構造計算適合性判定時の留意事項 審査重点項目 (BCJ) では これまでに鉄骨造建築物に合成スラブを使用した場合の比較的多い質疑事例を収集しました. それらの対応事例について資料を作成しましたので 設計の参考にして頂ければ幸いです なお 本資料における指摘事項例は 日本建築センター 構造判定部の協力を受けて作成したものですが 本資料は一般的な建築物を想定しておりますので 場合によっては検討が不十分
More information2.1 全体構成及び部材配置 (1) 構成概要図 に CLT 制震壁の全体構成及び部材配置図を示す CLT 制震壁は 鉄骨造建物の一つのフレーム ( 柱と梁に囲まれた部分 ) に配置することを想定した 頭部鋼板ビス打ちせん断金物 < ビス接合部 > CLT 制震壁の範囲 鉄骨造梁 CLT
第 2 章 CLT 制震壁部材構成の検討 2.1 全体構成及び部材配置 (1) 構成概要図 2-1.1 に CLT 制震壁の全体構成及び部材配置図を示す CLT 制震壁は 鉄骨造建物の一つのフレーム ( 柱と梁に囲まれた部分 ) に配置することを想定した 頭部鋼板ビス打ちせん断金物 < ビス接合部 > CLT 制震壁の範囲 鉄骨造梁 CLT パネル 鉄骨造柱 極低降伏点鋼材ダンパー < 鋼材ダンパー
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規準改定に関する第 2 回公開小委員会 計算例 8 条構造解析の基本事項 9 条骨組の解析 竹中工務店角彰 28 年 3 月 31 日 計算例 : 建物概要 / 使用材料 中規模事務所ビルを対象 コンピューター一貫計算手法での設計 耐震スリットの無い 造 延べ面積 3628.8 m 2 建築面積 518.4 m 2 構造 鉄筋コンクリート造 階数 地上 7 階 高さ 28.3 m 軒の高さ 27.7
More information. 柱の断面計算式柱は軸方向力と曲げモーメントを同時に受けるので, 許容軸方向力 N と許容曲げモーメント M は連成して, 解図 14.3, 解図 14.4 に示すような M - N 曲線として得られる. よって, この曲線を求めるには, 軸方向力 ( 縦軸の値 ) を先に定めて許容曲げモーメント
14 条柱の軸方向力と曲げに対する断面算定 本文案 下線部は改定箇所を示す. 重取消線は削除した部分を示す 1. 柱の設計用曲げモーメントは, 以下の方法で計算する. (1) 使用性検討用の長期設計用曲げモーメントは, その部材に長期荷重が作用した場合の最大曲げモーメントとする. () 修復性検討用の短期設計用曲げモーメントは, その部材に長期荷重と水平荷重が同時に作用した場合の最大曲げモーメントとする..
More information- 1 - 2 ç 21,464 5.1% 7,743 112 11,260 2,349 36.1% 0.5% 52.5% 10.9% 1,039 0.2% 0 1 84 954 0.0% 0.1% 8.1% 91.8% 2,829 0.7% 1,274 1,035 496 24 45.0% 36.6% 17.5% 0.8% 24,886 5.9% 9,661 717 6,350 8,203 38.8%
More information1 2 D16ctc250 D16ctc250 1 D25ctc250 9,000 14,800 600 6,400 9,000 14,800 600 以上 6,500 隅角部テーパーをハンチ処理に 部材寸法の標準化 10cm ラウンド 10cm ラウンド 定尺鉄筋を用いた配筋 定尺鉄筋 配力筋位置の変更 ( 施工性考慮 ) 配力筋 主鉄筋 配力筋 主鉄筋 ハンチの除去底版テーパーの廃止 部材寸法の標準化
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001 F 型標識柱強度計算書 ( 柱長 6.75m ) (1400 * 3800) (1400 * 3800) 略図 000 3800 300 300 6750 300 550 900 300 5700 STK-φ76.3x.8 STK-φ165.x4.5 STK-φ67.4x6.6 50 300 5000 1400 3000 100 1400 P. 1 1. 一般事項 1-1 概要 F 型 標識柱
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Rev.1 2017.10.1 2017 年版実務のための補強設計マニュアル 2017 年 10 月 1 日 一般社団法人東京都建築士事務所協会 建築物耐震改修評価特別委員会 目次 はじめに P.1 1. 実務における補強設計 1.1 基本原則 P.6 1.2 補強設計の進め方 P.8 1.3 補強設計 P.8 1.4 段階的耐震改修 P.12 2. RC 造 SRC 造の補強 2.1 適用範囲 P.13
More information(3) 基準強度 a) 鋼材 平成 12 年建設省告示第 2464 号 ( 平成 19 年国土交通省告示 623 号改正 ) による (N/mm 2 ) 種類 基準強度 鋼材 SS400 板厚が 40mm 以下 235 SM490 板厚が 40mm 以下 325 鋼材の材料強度の基準強度は 表中の値
2. 工法標準仕様 2.1 使用材料及び材料強度 (1) 使用材料 a. 基礎部コンクリート : 設計基準強度 Fc 21 N/mm 2 b. 杭頭中詰コンクリート : 設計基準強度 Fc 24 N/mm 2 c. PC リング 1コンクリート : 設計基準強度 Fc 36 N/mm 2 ( 現場製作の場合 基礎の設計基準強度以上かつ 21 N/mm 2 以上 ) 2 定着筋 :SD295A SD345
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DYMO を用いた動的解析例 単柱式鉄筋コンクリート橋脚の動的耐震設計例 解説のポイント DYMOを使った動的解析による耐震性能照査の流れ 構造のモデル化におけるポイント 固有振動解析 動的解析条件 動的解析結果 ( 各種応答 ) の見方 安全性の照査 形状寸法あるいは支承諸元の変更始め 橋梁構造のモデル作成 固有振動解析による橋梁の固有振動特性の把握 動的解析条件の設定 動的解析の実施及び解析結果の評価
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第 1 章モールの定理による静定梁のたわみ 1-1 第 1 章モールの定理による静定梁のたわみ ポイント : モールの定理を用いて 静定梁のたわみを求める 断面力の釣合と梁の微分方程式は良く似ている 前章では 梁の微分方程式を直接積分する方法で 静定梁の断面力と変形状態を求めた 本章では 梁の微分方程式と断面力による力の釣合式が類似していることを利用して 微分方程式を直接解析的に解くのではなく 力の釣合より梁のたわみを求める方法を学ぶ
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論文鉄筋コンクリート柱のせん断ひび割れ幅制御によるせん断力の評価に関する研究 大浜設志 *1 中村佳史 *2 篠原保ニ *3 林靜雄 *4 要旨 : 本研究では, せん断ひび割れ幅を制御するという観点から許容できるせん断耐力を評価する方法を提案することを目的とした ピーク時最大せん断ひび割れ幅と平均せん断応力の関係から求める損傷評価方法を提案し, 評価式として実験値から導いた 提案した評価式は実験値と良い適合性を示した
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論文補修用ガラス繊維材による鉄筋コンクリート部材の耐荷性能向上効果 角永敏章 *1 下村匠 *2 田村隆弘 *3 要旨 : コンクリート構造物の補修方法としてガラス短繊維とアクリル系樹脂を用いた工法が開発されている 本稿では, 本来補修目的で用いるガラス繊維を,RC 部材の力学性能を改善する補強材としても利用する可能性の検討を行った 繊維の積層数, 異種繊維との組み合わせをパラメータとし, 要素実験と部材レベルでの試験を実施した
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東京における緊急輸送道路沿道建築物の耐震化を推進する条例 に基づく耐震補強における 補強設計マニュアル 平成 25 年 11 月 一般社団法人 東京都建築士事務所協会 目次 1. 適用範囲 P.1 1.1 本マニュアルの目的 P.1 1.2 適用範囲 P.1 1.3 準拠基準 P.1 1.4 助成金の申請と補強設計 P.1 2. RC 造 SRC 造建物の補強設計 P.3 2.1 基本方針 P.3
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1 標準吊金具の計算事例 5t 超え ~10t 以下用 ( 補強リブ無しのタイプ ) 015 年 1 月 修正 1:015.03.31 ( 社 ) 鋼管杭 鋼矢板技術協会製品技術委員会 1. 検討条件 (1) 吊金具形状 寸法 ( 材料 : 引張強度 490 N/mm 級 ) 00 30 φ 65 90 30 150 150 60 15 () 鋼管仕様 外径 板厚 長さ L 質量 (mm) (mm)
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原子炉建屋屋根版の水平地震応答解析モデル 境界条件 : 周辺固定 原子炉建屋屋根版の水平方向地震応答解析モデル 屋根版は有限要素 ( 板要素 ) を用い 建屋地震応答解析による最上階の応答波形を屋根版応答解析の入力とする 応答解析は弾性応答解析とする 原子炉建屋屋根版の上下地震応答解析モデル 7.E+7 6.E+7 実部虚部固有振動数 上下地盤ばね [kn/m] 5.E+7 4.E+7 3.E+7
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1 章断面方向の計算 1.1 設計条件 ( 主たる適用基準 : 土工指針 ) 1.1.1 一般条件 (1) 構造寸法図 00 00 600 4 000 500 5 100 000 500 5 000 500 6 000 () 基礎形式地盤反力度 ( 地盤反力度算出方法 : 全幅 ) 1.1. 材料の単位重量 舗 装 γa (kn/m 3 ).50 盛土 湿 飽 潤 和 γt γsat 1 18.80
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RC One Point Advice 3 断面の -N 破壊包絡線 軸力と曲げモーメントを受ける断面の終局耐力は -N 破壊包絡線 (-N failre envelope) によって記述される ( 例えば [1]) これは2つの断面力がお互いに影響を与えることから -N 相互作用図 (-N interaction crve) とも呼ばれる 柱部材には 上部荷重により軸力が常時作用し これが通例偏心荷重として作用するため
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