既存超高層 RC 造建築物の保有耐震性能評価法

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

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