卒業研究発表梗概 2014.02.07 既存超高層 RC 造建築物の保有耐震性能評価法に関する研究 -使用限界指標値- 指導教員 07T0207C 岩田望和泉信之秋田知芳 2．超高層 RC 造建築物の耐震性能評価 1.はじめに 2.1 評価法の概要と評価の流れ日本国内において，超高層鉄筋コンクリート造（以下，RC 造）建築物は現在までに 500 棟以上が建設さ本論では，耐震性能評価指針を参考に超高層 RC 造れている。社会資本の長寿命化が求められる省資源型建築物の耐震性能評価を行う。図－1 に耐震性能評価社会において既存超高層 RC 造建築物の長期活用を図の流れを示す。なお，梁降伏型の崩壊形を示す超高層るためには，制振補強等により，その耐震安全性を向 RC 造建築物を対象とするため，部材の損傷度の評価は上することが有効であるが，そのためにはまず既存超梁部材を対象に行う。高層 RC 建築物の保有耐震性能の実態を把握しておく 2.2 部材の限界状態と損傷度部材の曲げ復元力特性と各限界状態に相当する部必要がある。 RC 造建築物の耐震性能を評価する手法として，「鉄材変形の関係を図－2 に示す。部材の曲げに対する復筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針（案）・同解元力特性はひび割れ点及び降伏点を有するトリリニ説」１）（以下，耐震性能評価指針）において，RC 造建ア型にモデル化する。部材の限界状態は曲げ降伏点築物全体の耐震性能を指標化して示す方法が提案されを基準とした塑性率（以下，DF）で定義し，それをている。しかし，同指針では高さ 60ｍ以下の建築物を基に部材の損傷度を 5 段階で評価する。対象としているため，超高層 RC 造建築物については 2.3 層の使用限界状態各層において，いずれか 1 つの梁の塑性率が初めその保有耐震性能評価方法の検討が必要である。 2）では，耐震性能評価指針に基づいて超て 1 に達する時を，各層の使用限界状態と定義し，高層 RC 造建築物の保有耐震性能を評価する方法を提使用限界状態に相当する層間変形角を限界層間変形示し，既存超高層 RC 造建築物の修復限界指標値およ角として算定する。なお，本論では，限界変形角は，び安全限界指標値を算出し，その分布を考察したが，静的非線形荷重増分解析により求める。使用限界指標値については未検討であった。そこで本 2.4 限界地震動の算定既往の研究論では，超高層 RC 造建築物の使用限界状態を評価す限界地震動の算定には，最大法による判定方法をる方法を示して，既存超高層 RC 造建築物の使用限界用いる。図－3 に最大法の模式図を示す。最大法は，指標値を算出し，その特性を考察する。また，基準地ある層の最大応答層間変形角が，その層の限界変形震動が異なる場合について使用限界指標値を算出し，角に達した時の地震動を限界地震動として判定する考察する。方法であり，特定の層の損傷によって建築物全体の目標性能の設定限界層間変形角曲げモーメント（kN・m）基準地震動の算定部材の復元力特性の設定使用限界修復Ⅰ 安全（終局） My 階最大応答層間変形角静的非線形解析限界層間変形角の評価修復Ⅱ 損傷度 Mc Ⅰ Ⅱ Ⅲ Ⅳ （Ⅴ）応答解析⇒限界地震動の強さ保有耐震性能指標値の算出図－1 耐震性能評価の流れ DF=1 （Ry） DF=2 DF=3 DF=4 部材変形角（rad.）図－2 部材の復元力特性と限界状態層間変形角図－3 限界地震動の判定方法表－1 骨組モデル（基本モデル）の諸元設計年代モデル名方向建築物高さ（m）階数基準階階高（m） 2 柱芯面積（m ） 2 柱支配面積（ m ） m スパン長（）スパン数塔状比 2 1 1G20 X Y 60.75 20 2.95 675 22.5 第1年代 1G25 X Y 75.5 25 2.95 787.5 22.5 1G30 X Y 90.25 30 2.95 945 22.5 第2年代 2G30 2G20 X Y 61.7 20 3 600 30.0 X Y 91.7 30 3 900 30.0 2G40 X Y 121.7 40 3 1050 30.0 第3年代 3G30 3G20 X Y X 63.6 20 3.1 585 39.0 Y 94.6 30 3.1 936 39.0 3G40 X Y 125.6 40 3.1 1170 39.0 4.5 5 4.5 5 4.5 5 5 6 5 6 5 6 6 6.5 6 6.5 6 6.5 6 5 7 5 7 6 5 4 6 5 7 5 5 3 6 4 6 5 2.25 2.43 2.40 3.02 2.87 3.01 2.47 2.57 3.06 3.06 3.48 4.06 2.12 3.26 2.63 3.64 3.49 3.86 48 60 36 36 42 36 42 54 70 390 490 490 490 490 490 390 390 390 14.5[11.2] 14.3[11.3] 14.8[11.9] 15.5[11.8] 14.9[11.9] 14.4[11.7] 15.4[11.6] 14.3[11.4] 13.4[10.9] Fc(N/mm ） ※ 2 2 主筋強度 (N/mm ） ※ 2 ※3 平均重量(kN/m ) 弾性１次固有周期T1（sec） 1.11 1.12 1.36 1.36 1.65 1.66 1.17 1.17 1.71 1.73 2.31 2.38 1.27 1.28 1.79 1.92 2.40 2.45 0.163 0.130 0.113 0.145 0.105 0.074 0.134 0.090 0.068 設計用ベースシア係数CB ※ 1：使用コンクリートの中での設計基準強度 Fcの最大値 ※ 2：使用主筋の中での最大値 ※3：基準階重量を柱芯面積（バルコニー含まず）で除した値([ ]内はバルコニーを含んだ面積で除した値）表－2 基準地震動損傷を評価するものである。波形名称 2.5 保有耐震性能指標値の算出使用限界状態の限界地震動強さを算定し，基準地 BCJ-L2 最大速度 (cm/s) 57 最大加速度 (cm/s 2 ) 356 継続時間 (s) 120 震動の最大速度に対する限界地震動の最大速度の倍重増分解析では，外力分布を Ai 分布に基づき設定す率を使用限界指標値として算出する。る。また時刻歴地震応答解析では，復元力特性には TAKEDA モデルを使用し，除荷時剛性低下指数は梁 3.既存超高層 RC 造建築物の保有耐震性能評価で 0.50，柱で 0.40 とする。減衰は内部粘性型（瞬間 3.1 対象建築物剛性比例）とし，1 次の減衰定数を 3％とする。基準評価対象には，既往の研究 3）において作成した既地震動には，レベル 2 相当の模擬地震動 BCJ-L2（表存超高層 RC 造建築物の骨組モデルを用いる。骨組モ－2）を使用する。デルは，3 つの設計年代（第 1 年代：1971 年～1989 3.3 保有耐震性能指標値の分布年，第 2 年代：1990 年～1999 年，第 3 年代：2000 年使用限界指標の算出結果の一覧を表-3 に，骨組モデ～）の既存超高層 RC 造建築物の構造特性を模擬するルの構造特性および地震応答値と使用限界指標値とのように作成されている。骨組モデルの諸元を表－1 に関係を図－4 に示す。図－4(a)から使用限界指標値は示す。9 棟の基本モデルに加え，保有水平耐力を変えほとんどが 0.5～0.8 の範囲にあり，設計年代による大た強弱モデルと，剛性の大きさ（固有周期）を変えきな違いはないが，設計年代が進むに伴い，やや低減た剛柔モデルがあり，計 45 棟の骨組モデルを対象にする傾向が見られる。基本モデルと比較すると，強弱保有耐震性能評価を行う。なお，本論では X 方向にモデルはそれぞれ 15％程度増減しているが，剛柔モデついてのみ検討する。ルにおいてはそのような一定の傾向は見られない。図 3.2 解析概要－4(b)より建物高さと使用限界指標値に弱い負の相関静的非線形荷重増分解析により限界層間変形角をが見られる。図－4(c)および図－4(d)より CB×T1 と使評価した後，時刻歴地震応答解析を行い，限界地震用限界指標値の関係については弱い正の相関が見られ，動強さを算定する。解析には，柱・梁部材の弾塑性 CU×Te と使用限界指標値の関係については強い正の相特性を考慮した立体フレームモデルに置換して，剛関が見られる。CU×Te が大きい程，使用限界指標値が床仮定により水平変位を等値したモデルを用いる。大きくなる傾向がある。なお CB は設計用ベースシア柱および梁の部材モデルは材端ばねモデルとし，曲係数，T1 は弾性 1 次固有周期であり，CU は使用限界状げに対するスケルトンカーブは曲げひび割れ，曲げ態時のベースシア係数，Te は骨組の CB-RT 曲線におけ降伏を考慮するトリリニア型とする。静的非線形荷る使用限界状態時の変形点に対する割線剛性から算出した等価周期である。RT とは，静的非線形荷重増分解を示している。図－4(h)には中程度の負の相関があり，析の外力分布の重心位置における変形角で，重心位置基準地震動入力時の梁の DF が小さいものほど使用限の水平変位を重心高さで除したものである。図－4(e) 界指標値は大きくなる。また図－4(i)から使用限界変は，時刻歴応答解析によるレベル 2 相当の模擬地震動形時の梁の動的な DF は，0.9～1.4 程度である。 BCJ-L2（1.0 倍）入力時の最大応答層間変形角（R2） 3.4 使用限界状態の評価方法の考察と使用限界指標値との関係を表したものである。図－本評価法では静的非線形増分解析により層の使用限 4(e)から， R2 と使用限界指標値の関係には弱い負の界状態を評価するが，時刻歴地震応答解析から梁の最相関が見られる。一般的に最大応答変形角が小さい程，大塑性率が１となる限界地震動強さを算定し使用限界建築物の保有する耐震性能は高いと推測されるため，状態を評価することも可能である。骨組モデル 3G30X 指標値が大きくなると考えられる。図－4(f)は，使用基本モデルにおける両算出法による使用限界指標値は，限界状態となる地震動を入力した時の全体変形角（RT）前者で 0.56，後者で 0.55 となり，差があまり見られなと使用限界指標値との関係を示している。RT と使用限かった。これは図－5 に示すように，Ai 分布に基づく界指標値の関係には，中程度の正の相関が見られる。静的非線形荷重増分解析のせん断力分布と時刻歴地震図－4(g)は，使用限界変形時の地震動を入力した時の応答解析の最大応答せん断力分布がほぼ一致している最大応答変形角（RL）の RT に対する比（RL/RT）を示表－3 使用限界指標値一覧す。RL/RT が大きい程，特定層に変形が集中している年代ことを表している。RL/RT と使用限界指標値の関係に第1年代は，ほとんど相関がない。図－4(h)および図－4(i)は第2年代基準地震動入力時および使用限界変形時の地震動入力モデル名基本モデル 1G20X 0.78 1G25X 0.56 1G30X 0.70 2G20X 0.59 2G30X 0.70 2G40X 0.63 3G20X 0.62 3G30X 0.56 3G40X 0.61 第3年代時の梁の最大塑性率（DF）と使用限界指標値との関係 1 1 0.9 0.9 第一年代（使用限界） 0.6 第三年代（使用限界） 0.5 0.7 0.6 0.5 第2年代 0.8 0.7 0.6 0.4 第3年代 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0 0.05 0.1 H[m] (a)設計年代 0.60 0.70 0.60 0.50 0.40 0.40 0.150 0.250 0.350 0.01 0.015 0.02 0 0.025 【相関係数】使用： -0.19 0.60 【相関係数】使用： -0.41 0.90 0.80 0.70 0.60 0.50 0.50 2 3 RL/RT BCJ-L2(使用限界変形時) (g) RL/RT（BCJ-L2 使用限界変形時） 0.80 0.70 0.60 0.50 0.40 0.40 0.006 (f) RT（BCJ-L2 使用限界変形時）耐震性能指標値 0.70 0.004 1.00 0.90 0.80 0.002 RT[rad.] BCJ-L2(使用限界変形時) 1.00 耐震性能指標値耐震性能指標値 0.005 (e) R2（BCJ-L2 入力倍率 1.0 倍） (d)CU×Te 1 0.60 R2[rad.] BCJ-L2(1.0倍) 1.00 0 0.70 0.40 Cu × Te 0.90 0.80 0.50 0 0.450 0.3 【相関係数】使用： 0.52 0.90 0.80 0.50 0.050 【相関係数】使用： -0.28 耐震性能指標値耐震性能指標値耐震性能指標値 0.70 0.25 1.00 0.90 0.80 0.2 (c) CB×T1 (b)建物高さ【相関係数】使用： 0.75 0.90 0.15 CB × T 1 1.00 1.00 柔モデル 0.61 0.59 0.71 0.66 0.70 0.60 0.74 0.61 0.55 0.5 0.4 第1年代剛モデル 0.93 0.71 0.67 0.80 0.66 0.61 0.78 0.75 0.63 【相関係数】使用： 0.38 0.9 0.8 0.4 弱モデル 0.65 0.45 0.57 0.55 0.58 0.55 0.51 0.50 0.53 1 【相関係数】使用： -0.26 耐震性能指標値第二年代（使用限界） 0.7 耐震性能指標値耐震性能指標値 0.8 強モデル 0.83 0.71 0.80 0.66 0.79 0.78 0.70 0.67 0.68 0.40 0 2 4 6 8 0 DF BCJ-L2(1.0倍) (h) 梁の DF （BCJ-L2 入力倍率 1.0 倍） 1 2 3 4 DF BCJ-L2(使用限界変形時） (i)梁の DF（BCJ-L2 使用限界変形時）図－4 骨組モデルの構造特性および地震応答値と使用限界指標値階 30 表－4 検討用地震動静的非線形荷重増分解析 25 波形名称最大加速度(cm/s2) 継続時間(s) BCJ-L2 COOD-BCJ-L2 (地表） COOD-BCJ-L2 (基盤） ELC-NS_50kine HACH-NS_50kine TAFT-EW_50kine 356 330 343 509 503 332 120 120 120 54 51 54 時刻歴地震応答解析 20 15 10 5 0 0 10000 20000 30000 40000 50000 表－5 検討用地震動による使用限界指標値 60000 層せん断力（KN）図－5 層せん断力の比較（3G30X）ためと考えられる。 3.5 基準地震動による指標値への影響基準地震動 BCJ-L2 COOD-BCJ-L2 (地表） COOD-BCJ-L2 (基盤） ELC-NS_50kine HACH-NS_50kine TAFT-EW_50kine 本評価法では，基準地震動としてレベル 2 相当の模擬地震動 BCJ-L2 を使用した。基準地震動を他の地震動に変更した場合の指標値への影響を見るため，表－4 の検討用地震動を用いて骨組モデル 3G20X，3G30X， 3G40X における使用限界指標値を算出した（表－5）。 3G30X 0.56 0.66 0.76 0.62 0.56 0.96 3G40X 0.61 0.64 0.75 0.76 0.84 0.93 表－6 使用限界状態時の等価周期基準地震動 BCJ-L2 ELC-NS_50kine HACH-NS_50kine TAFT-EW_50kine 3G20X 1.88 1.96 1.95 1.98 3G30X 2.66 2.79 2.79 2.79 3G40X 3.53 3.47 3.45 3.45 SV(cm/s) 1000 ELC‐NS_50kine COOD－BCJ-L2（地表），COOD－BCJ-L2（基盤）を用いた使用限界指標値は，どのモデルも BCJ-L2 を用 3G20X 0.62 0.67 0.92 0.94 1.04 0.77 HACH‐NS_50kine 100 TAFT‐EW_50kine いた使用限界指標値に比べ大きな値になった。既往波 3 波を用いた使用限界指標値の大小関係は，使用限界状態での等価周期（表－6）における既往波 3 波の擬似 10 3G20X 3G30X 速度応答値の大小関係(図－6)に概ね対応しているこ 3G40X とがわかる。 T(s) 1 0.1 4.まとめ 1 1.95 2.79 3.45 図－6 既往波 3 波の擬似速度応答スペクトル本論では，超高層 RC 造建築物の使用限界指標値の 4）本評価法に基づく使用限界指標値は，時刻歴地震算出方法を示すと共に，既存超高層 RC 造建築物の使応答解析から得られる使用限界指標値と比較的用限界指標値の分布を検討した。また，静的非線形解近い値となる。析に基づく限界変形角から算出した使用限界指標値と 5）異なる地震動による使用限界指標値は，等価周期時刻歴地震応答解析から得られる使用限界指標値とのにおける地震動の擬似速度応答値に概ね対応して比較，基準地震動を変更した場合の使用限界指標値にいる傾向がある。ついて考察した。以下に本論で得られた知見を示す。 <参考文献> 1）既存超高層 RC 造建築物の使用限界指標値は，模 1）日本建築学会：鉄筋コンクリート造建築物の耐震性能評価指針擬地震動 BCJ-L2 を基準地震動とした場合，概ね 0.5～0.8 の範囲にある。 2）既存超高層 RC 造建築物の使用限界指標値は，設計年代による大きな違いはないが，設計年代が進むに伴い，やや低減する傾向が見られる。 3）使用限界変形時のベースシア係数 CU と等価周 Te の積が大きい程，使用限界指標値が大きくなる傾向がある。（案）・同解説，400pp，2004.1 2) 秋田知芳，栗本耕太郎，石塚圭介，和泉信之：既存超高層 RC 造建築物の保有耐震性能評価に関する基礎的検討，コンクリート工学年次論文集，Vol.34，No.2，pp.853-858，2012.7 3) 藤原実咲ほか：既存超高層鉄筋コンクリート造建築物の保有耐震性能評価に関する研究（その 3 耐震性能指標値の分布），日本建築学会大会学術講演梗概集，p599－600，2013.8