JP5339406B2 - 耐震性構造物 - Google Patents

Description

高層ビルディング等のせん断変形が主となる構造物の耐震性能を向上させることができる耐震性構造物に関する。

地震動によって構造物に作用する地震力の大きさは、地震動の周期・振幅特性と構造物の固有周期と減衰定数などの振動特性に関係するが、特に地震動の周期特性を考慮して構造物の固有周期と減衰定数を適切に設計することは、耐震設計を経済的に行う上で重要であると考えられる（例えば、非特許文献１参照）。

非特許文献１においては、構造物の耐震性能の照査に用いる設計地震動は、標準加速度応答スペクトルと減衰定数別補正係数および地域別補正係数によって規定される。非特許文献１のレベル１・レベル２地震動の標準加速度応答スペクトルによれば、約１秒を超える固有周期においては、固有周期の長周期化に応じて加速度が低減される。

また、非特許文献２においては、地震力は固定荷重と積載荷重の和に地震層せん断力係数を乗じて計算するように規定されている。地震層せん断力係数を固有周期の関数として整理すると、約１秒を超える固有周期においては固有周期の長周期化に応じて地震層せん断力係数が低減される。

固有周期の長周期化は構造物に作用する地震力を低減する一方で、水平方向の剛性低下による変位振幅の増加を招くので、減衰増加などの制震対策を必要とする。長周期化と高減衰化を積極的に耐震設計に取り入れた構造物は、アイソレーターとダンパーを用いた免震建築物（非特許文献３参照）として実用化されている。
日本道路橋会：道路橋示方書・同解説Ｖ耐震設計編、ｐｐ．１２−２９、平成１４年３月 建築基準法施工令：昭和２５年政令第三百三十八号：建築基準法施行令、第８８条、最終改正平成１７年１１月７日政令第三百三十四号 日本建築学会：免震構造設計指針、ｐｐ．２６−５６、１９８９年９月２０日

アイソレーターとダンパーを用いた免震建築物は一般に高価であり、その適用範囲は高度な耐震性を要求される医療施設や公共施設などの低層ビルディングに限定されており、一般の高層ビルディングに適用可能な安価な耐震構造が求められている。

また、固有周期が１秒を超える領域での長周期化は、海溝型巨大地震によって引き起こされると予想されるやや長周期の地震動との共振を引き起こす可能性が高いので、減衰装置などを用いた効果的な制震対策の重要性が高まっている（非特許文献４参照）。
土木学会社、日本建築学会：海溝型巨大地震による長周期地震動と土木・建築構造物の耐震性向上に関する共同提言、２００６年１１月２０日

そこで、本発明では、高層ビルディング等のせん断変形が主となる構造体の耐震性能を向上させることを目的として、従来のせん断構造体と比較して長周期である固有振動モードを持つせん断構造体と、その構造体に適用する効率的な減衰装置の配設構造を提供するものである。

ここで、従来のせん断構造体とは、固定端となる最下層階を下部構造に固定し、最上層階を自由端とする複数の階層からなる片持ちせん断構造体であり、水平方向の層間復元力をせん断バネで表した振動モデルにより、耐震設計に必要な構造体の固有周期と固有振動モードを工学的に十分な精度で算出できる構造体とする。

請求項１に係る本発明の耐震性構造物は、下部構造の上に上部構造を支持させると共に、同上部構造は、主に骨組み構造で主たる鉛直荷重と水平荷重に抵抗する構造物であって、上部構造は、固定端側となる最下層階を下部構造に固定させた複数の階層からなる固定端側階層部と、同固定端側階層部の最上層階を形成する折曲部形成階層と、同折曲部形成階層が最上層階を形成すると共に自由端側となる最下層階を下部構造に水平可動支持装置を用いて水平移動自在に支持させた複数の階層からなる自由端側階層部とから、上方に突状に折り曲げた一体の折り曲がり片持ちせん断構造体となし、少なくとも一対の折り曲がり片持ちせん断構造体を、固定端側階層部が外方に且つ自由端側階層部が内方に位置するように配設すると共に、自由端側階層部同士を一体となしたことを特徴とする。

ここで、折曲部形成階層は、少なくとも、固定端側階層部の上層階が具備する梁部と自由端側階層部の上層階が具備する梁部とを共通に構成している。

請求項２に係る本発明の耐震性構造物は、請求項１に係る耐震性構造物であって、折り曲がり片持ちせん断構造体を放射状に配設すると共に、周方向に隣接する固定端側階層部同士を一体に連設して、自由端側階層部を囲繞する筒状となして構成したことを特徴とする。

請求項３に係る本発明の耐震性構造物は、請求項１又は２記載の耐震性構造物であって、自由端側階層部の最下層階と下部構造との間に減衰装置を介設したことを特徴とする。

請求項４に係る本発明の耐震性構造物は、請求項１〜３のいずれか１項記載の耐震性構造物であって、固定端側階層部と自由端側階層部との対向する階層の内、少なくとも一組の対向する階層同士間又は対向する片持ち梁部（もしく片持ち床部）同士間に減衰装置を介設して、同減衰装置により固定端側階層部と自由端側階層部を水平方向に連結したことを特徴とする。

請求項５に係る本発明の耐震性構造物は、請求項１〜４のいずれか１項記載の耐震性構造物であって、固定端側階層部と自由端側階層部との対向する階層の内、少なくとも一組の対向する階層同士の梁部（もしくは床部）から片持ち梁部（もしくは片持ち床部）を延伸させ、対向する片持ち梁部（もしくは片持ち床部）同士間に床用伸縮装置を介設して、同床用伸縮装置により固定端側階層部と自由端側階層部との水平相対変位を吸収する間隙を水平方向に伸縮自在に閉塞したことを特徴とする。

請求項６に係る本発明の耐震性構造物は、請求項１〜５のいずれか１項記載の耐震性構造物であって、固定端側階層部と自由端側階層部との対向する側面外壁部または側面外壁を取り付ける下地骨組部を水平方向に延伸させ、対向する側面外壁部同士間、対向する下地骨組部同士間、又は、対向する側面外壁部と下地骨組部の間に外壁用伸縮装置を介設して、同外壁用伸縮装置により固定端側階層部と自由端側階層部の水平相対変位を吸収する間隙を水平方向に伸縮自在に閉塞したことを特徴とする。

なお、本発明は、従来のせん断構造体の支持形式とせん断構造体を構成する骨組の配置を見直すことにより、せん断構造体の水平方向の固有周期の長周期化を実現し、且つ減衰装置による減衰増加に有利となる形状を持った固有振動モードの発現を実現するものである。

（１）請求項１記載の本発明では、下部構造の上に上部構造を支持させると共に、同上部構造は、主に骨組み構造で主たる鉛直荷重と水平荷重に抵抗する構造物であって、上部構造は、固定端側となる最下層階を下部構造に固定させた複数の階層からなる固定端側階層部と、同固定端側階層部の最上層階を形成する折曲部形成階層と、同折曲部形成階層が最上層階を形成すると共に自由端側となる最下層階を下部構造に水平可動支持装置を用いて水平移動自在に支持させた複数の階層からなる自由端側階層部とから、上方に突状に折り曲げた一体の折り曲がり片持ちせん断構造体となし、少なくとも一対の折り曲がり片持ちせん断構造体を、固定端側階層部が外方に且つ自由端側階層部が内方に位置するように配設すると共に、自由端側階層部同士を一体となしている。

このように構成して、上方へ突状に折り曲げた折り曲がり片持ちせん断構造体となした本発明に係る耐震性構造物は、従来のせん断構造体の上端すなわち自由端が地面を向くように構造体を高さ方向の略１／２点で折り曲げ、自由端を水平移動自在となした構造に相当する。そのため、下端を固定した従来のせん断構造体に比べると、本発明の折り曲がり片持ちせん断構造体の固有周期に関係する力学上の階数は、高さ方向の階数の約２倍となる。そして、せん断構造体の固有周期は階数に比例して増加するので、本発明の折り曲がり片持ちせん断構造体の固有周期は、従来のせん断構造体の固有周期の約２倍に長周期化する。

また、本発明の折り曲がり片持ちせん断構造体は、固定端側階層部と自由端側階層部の対向する階層間の大きな水平相対変位を特徴とする固有振動モードを発現する。耐震設計上最も重要な１次固有振動モードにおいては、上記の水平相対変位は上層階から下層階へ向かうにしたがって徐々に大きくなり、最下層階で最大となる。１次固有振動モードとは固有周期が最も長い固有振動モードである。

一般的に、構造体の減衰を効率良く増加させるためには、大きな相対変位が発生する部位にクーロン摩擦力や粘性力などを作用させると良い。自由端側階層部の最下層階は下部構造に水平移動自在に支持されているので、水平移動時には当該箇所の動摩擦係数と自由端側階層部の鉛直反力との積に比例するクーロン摩擦力が自由端側階層部の最下層階と下部構造との間に発生する。１次固有振動モードの水平相対変位が最も大きな部位に鉛直反力に起因するクーロン摩擦力が作用するので、本発明の折り曲がり片持ちせん断構造体は大きな摩擦減衰を潜在的に有する。従来のせん断構造体では、このような鉛直反力に起因するクーロン摩擦力は発生しない。

従って、請求項１記載の本発明では、従来のせん断構造体と比較して、長周期である固有振動モードを持つせん断構造体となすことができるため、固有周期の長周期化により構造体に作用する地震力を低減させることが可能であること、且つ自由端側階層部の最下層階に発生するクーロン摩擦力による大きな摩擦減衰を潜在的に有しているため、地震時の構造体の振動振幅を低減させることが可能であることから、高層ビルディング等のせん断変形が主となる構造体の耐震性能を向上させることができる。

（２）請求項２記載の本発明では、折り曲がり片持ちせん断構造体を放射状に配設すると共に、周方向に隣接する固定端側階層部同士を一体に連設して、自由端側階層部を囲繞する筒状となして構成している。

このように構成した場合にも、長周期で高減衰の耐震性構造物となすことができる。

（３）請求項３記載の本発明では、自由端側階層部の最下層階と下部構造との間に減衰装置を介設している。

自由端側階層部の最下層階と下部構造との間で発生するクーロン摩擦力によって消費される振動エネルギーは、最下層階と下部構造の水平相対振幅に比例して増減する。これに対して構造体の持つ振動エネルギーは当該箇所の水平相対振幅の二乗に比例して増減する。従って、当該箇所の水平相対振幅が大きくなるとつまりせん断構造体の振動振幅が大きくなると、クーロン摩擦力による摩擦減衰の効果は減少する。

振動振幅の増加に伴う摩擦減衰の効果の減少を補うための方法として、例えば、振幅の二乗に比例して振動エネルギーが消費される粘性減衰装置を装着することが考えられる。粘性減衰装置の能力を最大限に発揮するためには、相対速度が最も大きくなる部位に粘性減衰装置を装着する必要がある。相対速度が最大となる部位と相対変位が最大となる部位は一致する。

本発明の折り曲がり片持ちせん断構造体においては、耐震設計上最も重要な１次固有振動モードの水平相対変位は、自由端側階層部の最下層階で最大となる。よって、自由端側階層部の最下層階と下部構造との間に減衰装置を介設することにより、せん断構造体の減衰性能を最も効率的に向上させることが可能である。

（４）請求項４記載の本発明では、固定端側階層部と自由端側階層部との対向する階層の内、少なくとも一組の対向する階層同士間又は対向する片持ち梁部（もしく片持ち床部）同士間に減衰装置を介設して、同減衰装置により固定端側階層部と自由端側階層部を水平方向に連結している。

ここで、本発明の折り曲がり片持ちせん断構造体は、固定端側階層部と自由端側階層部の対向する階層間の大きな水平相対変位を特徴とする固有振動モードを発現する。この水平相対変位は、１次固有振動モードでは上層階から下層階に向かって徐々に大きくなり自由端側階層部の最下層階で最大となるが、２次以降の固有振動モードにおいては上層階と下層階の中間である中層階あるいは上層階付近又は下層階付近で最大となる。

一方、階層が多数となる超高層ビルディングにおいては、階層の増加に比例して固有周期が長くなるので、１次固有振動モードに加えて２次以降の固有振動モードの振動を制御することが耐震設計上重要となる場合がある。

１次固有振動モードに加えて２次以降の固有振動モードを対象として最も効率良く減衰を増加させるためには、減衰増加の対象とする次数の固有振動モードにおいて、固定端側階層部と自由端側階層部の対向する階層間の水平相対変位が最大となる階層同士間を減衰装置により水平方向に連結すれば良い。

よって、本発明の減衰装置の介設方法は、減衰装置の性能を最大限に発揮できて、１次に加えて２次以降の固有振動モードを対象として効率的にせん断構造体の減衰性能を向上させることが可能である。

なお、請求項６と７に記載する減衰装置は、流体の粘性抵抗を利用する粘性減衰装置、流体の乱流による圧力降下を利用するオイルダンパー、金属の塑性変形を利用した履歴型ダンパー、クーロン摩擦を利用する摩擦型減衰装置などの振動エネルギーを消費することのできる装置である。さらに、磁性流体を利用した減衰係数をリアルタイムで制御できる可変型オイルダンパーなどを使用して、振動振幅の大きさに応じて可変型オイルダンパーの減衰係数を変化させることによりせん断構造体の減衰性能をリアルタイムで制御する方法を取り入れることも可能である。

（５）請求項５に記載の発明では、固定端側階層部と自由端側階層部との対向する階層の内、少なくとも一組の対向する階層同士の梁部（もしくは床部）からそれぞれ片持ち梁部（もしくは片持ち床部）を延伸させ、対向する片持ち梁部（もしくは片持ち床部）同士間に床用伸縮装置を介設して、同床用伸縮装置により固定端側階層部と自由端側階層部との水平相対変位を吸収する間隙を水平方向に伸縮自在に閉塞している。

本発明の対象とする高層ビルディングを建設する目的は、安全且つ快適且つ安価な居住空間および収納空間を提供することである。よって、限られた空間の中で居住空間および収納空間を最大限に確保することは、安価な空間を提供する上で重要である。

本発明のせん断構造体においては、固定端側階層部と自由端側階層部との対向する空間に、居住空間および収納空間に利用するための床部を設置することとした。この床部を設置するために、固定端側階層部と自由端側階層部の梁部から片持ち梁部を延伸すると共に同片持ち梁部を利用して片持ち床部を構成することとした。ただし、互いに相対する固定端側階層部と自由端側階層部には水平相対変位が発生するので、相対する片持ち梁部および片持ち床部には同水平相対変位を吸収する隙間を設けるものとした。さらに、片持ち床部の同隙間は安全管理上適当でないので、同間隙を容易に変形する床用伸縮装置で塞ぐことにより、片持ち床部を居住空間および収納空間として利用できるようにした。

また、互いに相対する固定端側階層部と自由端側階層部の水平相対変位により生じる床用伸縮装置の復元力は、せん断構造体の固有周期に影響を及ぼさない程度の小さなものとする。

なお、片持ち床部は、片持ち床部の中間や端部を必要に応じて床梁などにより補強を行うこととする。また、床用伸縮装置で発生する摩擦力などが経年的に一定で且つ定量的である場合は、同摩擦力をせん断構造体の摩擦減衰として考慮しても良い。

（６）請求項６に記載の発明では、固定端側階層部と自由端側階層部との対向する側面外壁部または側面外壁を取り付ける下地骨組部を水平方向に延伸させ、対向する側面外壁部同士間、対向する下地骨組部同士間、又は、対向する側面外壁部と下地骨組部の間に外壁用伸縮装置を介設して、同外壁用伸縮装置により固定端側階層部と自由端側階層部の水平相対変位を吸収する間隙を水平方向に伸縮自在に閉塞している。

本発明の対象とする高層ビルディングを建設する目的は、安全且つ快適且つ安価な居住空間および収納空間を提供することである。よって、安全且つ快適な空間を提供することは重要である。

本発明のせん断構造体では、固定端側階層部と自由端側階層部に水平相対変位が発生するので、互いに相対する固定端側階層部と自由端側階層部の境界では、互いの階層部に設置した側面外壁の端部同士間に同水平相対変位を吸収する隙間を設けるものとした。この隙間は、風雨の侵入などの原因となるので快適な空間を提供する目的に適当でないので、同隙間を容易に変形する外壁用伸縮装置で塞ぐこととした。

同隙間の寸法を最小限にすると共に外壁用伸縮装置を取り付けるために、固定端側階層部と自由端側階層部の側面外壁部または側面外壁を取り付ける下地骨組を水平方向に延伸し、側面外壁の端部同士間の隙間を容易に変形する外壁用伸縮装置で塞ぐこととした。ここで、下地骨組とは、外壁などを取り付けるために設置される一般的に間柱や胴縁と呼称されるようなものである。

また、互いに相対する固定端側階層部と自由端側階層部の水平相対変位により生じる外壁用伸縮装置の復元力は、せん断構造体の固有周期に影響を及ぼさない程度の小さなものとする。同水平相対変位により発生する外壁用伸縮装置の塑性変形などに起因する振動エネルギー消費が、経年的に一定且つ定量的であるときは、同振動エネルギー消費をせん断構造体の減衰として考慮しても良い。

本実施形態では、先ず、本発明に係るせん断構造体の骨組と下部構造としての基礎による支持形式の特徴を述べ、同せん断構造体の運動方程式と非減衰系の固有値問題を定式化し、固有振動モードの固有周期と形状および減衰定数を理論的に解明する。次に振動理論により得られた固有振動モードの形状に着目した粘性減衰装置の効率的な配置について述べ、粘性減衰装置の設置による減衰定数の増加を理論的に明らかにする。振動理論により得られた固有振動モードの固有周期と形状および減衰定数は縮小模型を用いた振動実験により具体的に検証する。最後に、振動理論と振動実験によって明らかになった本発明に係るせん断構造体の特徴をまとめる。

［本発明に係る折り曲がりせん断構造体の振動理論］

（１）従来の片持ちせん断構造体
図１に高層ビルディングの平面振動モデルの一つである下端が基部に固定されたせん断構造体を示す。この振動モデルはｎ個の梁とそれらに剛結された等断面の２本の柱とｎ個のダッシュポットで構成され，各層の動力学特性が全て等しいｎ層のせん断振動体をする。この振動モデルをＳｙｓｔｅｍ−ＣＳと呼ぶ。

各層の高さはｈとし，構造体の高さはｈ_{ｔｏｔａｌ}＝ｎｈとする。よって、層数を表すｎは構造体の幾何学的高さを表すパラメーターを兼ねる。柱は弾性体とし、梁は剛体とする。柱と梁の質量は各層の梁に集中させる。図１中の記号ｋとｍおよびｃは各層のせん断バネ定数と質量およびダッシュポットの粘性減衰係数とする。ダッシュポットは構造体の構造減衰または従来の上下の梁を連結する（以後、鉛直面配置と略す。）粘性減衰装置による減衰を表すものとする。基部が水平変位ｚ（ｔ）を生じたときの梁の水平変位を図１のごとくｘ_１，ｘ_２，…，ｘ_ｎと定義する。ここに、ｔは時間を表す。なお、図１は変形時のイメージであり、変形前の柱は真っ直ぐである。

図２に片持ちせん断構造体としてのＳｙｓｔｅｍ−ＣＳの各層の動力学特性を定義する振動モデルを示す。図のごとく梁に水平力ｐ_ｈが作用したときの梁の水平変位をｘとするとき、せん断バネ定数ｋについてはｐ_ｈ＝ｋｘの関係があるものとする。質量を梁に集中させると、この振動系はせん断バネ定数ｋと粘性減衰係数ｃおよび質量ｍからなる１自由度振動モデルとなる。よって、この振動モデルの非減衰系の固有円振動数ω_０と固有周期Ｔ_０および粘性減衰定数ζ_０はそれぞれ次式で表される。

本実施形態では、Ｔ_０、ω_０およびζ_０をそれぞれ層固有周期、層固有円振動数、および層粘性減衰定数と呼ぶ。

Ｓｙｓｔｅｍ−ＣＳにおいて基部が水平変位ｚ（ｔ）を生じる時の運動方程式は次式で示される。

ルとする。

ベクトルの上付・括弧付添え字（ｎ）はベクトルまたは正方行列のサイズがｎであることを示す。上付き添え字Ｔは行列の転置を示す。

数２のＫ^（ｎ）とＣ^（ｎ）およびＭ^（ｎ）はそれぞれ次式で示す剛性行列と減衰行列および質量行列とする。

ここに、Ｉ^（ｎ）は単位行列、Ａ^（ｎ）は次式の三重対角行列とする。

Ｓｙｓｔｅｍ−ＣＳの非減衰系の固有値問題は次式となる。

ここに、ωとψ^（ｎ）は固有円振動数とそれに対応する固有ベクトルである。数（４ａ）と数（４ｃ）を用いると数（６）は次式の標準固有値問題に変形される。

ここにλは固有値である。固有円振動数ω_ｉと層固有円振動数ω_０の比、固有周期Ｔ_ｉと層固有周期Ｔ_０の比、および固有値λ_ｉには次式の関係がある。

する。

数８と数９より、固有周期Ｔ_ｉと層固有周期Ｔ_０の比は次式で表される。

数１２より片持ちせん断構造体、Ｓｙｓｔｅｍ−ＣＳの固有周期は層固有周期Ｔ_０と層数ｎによって決まり、層固有周期を一定として層数を増加させると固有周期は増加することが分かる。

交条件より、ζ_ｉとζ_０の比は次式で表される。

数１３より、Ｓｙｓｔｅｍ−ＣＳの粘性減衰定数は層粘性減衰定数ζ_０と層数ｎによって決まり、層粘性減衰定数を一定として層数を増加させると粘性減衰定数は減少することが分かる。

（２）折り曲がり片持ちせん断構造体
ａ）固有周期と固有振動モード
ここではせん断構造体の高さｈ_{ｔｏｔａｌ}を変えることなく、数１２に基づいて固有周期に関係するところの層数ｎを２倍にすることにより、構造体の１次固有周期を約２倍にすることを考える。図３に示す振動モデルは、下端を基部に固定したせん断構造体Ｆと、下端を基部上のローラーで鉛直方向に支持したせん断構造体Ｒを、互いに上端で結合した折り曲がり片持ちせん断構造体である。せん断構造体Ｒは、せん断構造体Ｆの下端を基部から切り離し、その下端にローラーで鉛直方向に支持され且つ水平方向に移動が可能な梁を追加したものである。なお、図３は変形時のイメージであり、変形前の柱は真っ直ぐである。

せん断構造体Ｆの梁の番号を下端から上端に向かって１，２，…，ｎとし、せん断構造体Ｒの梁の番号を上端から下端に向かってｎ，ｎ＋１，…，２ｎとする。梁ｎはせん断構造体ＦとＲに共通な梁であり、梁２ｎはローラーで鉛直方向に支持された梁である。柱と梁の質量は各層の梁に集中させ、梁１から梁（ｎ−１）および梁（ｎ＋１）から梁（２ｎ−１）の質量をｍ_Ａとする。梁ｎと梁２ｎの質量はそれぞれ、（１＋α）ｍ_Ａと（１＋β）ｍ_Ａとする。αとβはそれぞれせん断構造体ＦとＲの上端の梁ｎを結合するための質量の増加およびローラー上の梁２ｎを可動とするための質量の増加を表す質量係数とする。各層のダッシュポットの粘性減衰係数とせん断バネ定数は全て等しく、それぞれｃ_Ａとｋ_Ａする。梁ｉの水平変位を図３に示すようにｘ_ｉとする。

図３の振動モデルをＳｙｓｔｅｍ−ＦＲと呼ぶ。Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの単層の動力学特性はＳｙｓｔｅｍ−ＣＳと相似であり、数１ａと数１ｂが成り立つものとして、ｍ_Ａとｋ_Ａおよびｃ_Ａには次数の関係があるものとする。

ここに、σは比例定数とする。

Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲにおいて基部が水平変位ｚ（ｔ）を生じるときの運動方程式は次式で示される。

ここに、ｆは梁２ｎの水平移動に対するローラーの転がり抵抗力をモデル化したクーロン

質量行列とする。

ここで、数１６ｄの行列Ｂ^（２ｎ）はｎ番目と２ｎ番目の対角要素の値がそれぞれαとβであり、他の要素の値が全てゼロである２ｎ次の行列とする。

Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲにおいてクーロン摩擦力と粘性減衰力を無視した非減衰系の固有値問題は次式となる。

である。数１６ａと数１６ｃを用いると数１７は次式に変形される。

また、固有円振動数ω_ＦＲ，ｉと層固有円振動数ω_０の比、固有周期Ｔ_ＦＲ，ｉと層固有周期Ｔ_０の比、および固有値λ_ＦＲ，ｉには次式の関係がある。

なお、数１４で示した構造体の質量とせん断バネ定数および粘性減衰定数の大きさを表す比例定数σは数２１で表す固有周期と層固有周期の比に影響を及ぼさない。
α＝β＝０の条件では、数１８の固有値と固有ベクトルはそれぞれ数９と数１０ｂにおいてｎを２ｎに置き換えたものに等しいので、Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの固有周期はＳｙｓｔｅｍ−ＣＳの固有周期の約２倍となることが分かる。

図４はＳｙｓｔｅｍ−ＣＳとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲにおける１次から３次までの固有周期と層数ｎの関係を数８と数２１で調べたものである。ここでの層数ｎは構造体の幾何学的な高さｈ_{ｔｏｔａｌ}も表している。Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲはα＝β＝０とα＝２，β＝１の二つの条件で計算した固有周期の比を示している。前者の条件の固有周期は数８と数９を用いて計算し、後者の条件では固有値λ_ＦＲを数値計算により数１８から求めて数２１で整理したものである。固有値問題の数値解法にはハウスホルダー法とＱＲ法を併用した解法を用いた。図４より層固有周期Ｔ_０が一定であれば、Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの固有周期はＳｙｓｔｅｍ−ＣＳの固有周期の約２倍となり、層数ｎに比例して増加することが分かる。Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲにおけるα＝２，β＝１の条件では固有周期はα＝β＝０に比べて若干大きくなることが分かる。

図５はα＝β＝０とｎ＝１０の条件のＳｙｓｔｅｍ−ＦＲの１次から４次までの非減衰系の固有ベク

ため、固定側のせん断構造体Ｆの梁を●印で、ローラー側のせん断構造体Ｒの梁を○印で表示する。１次モードは梁２ｎと梁ｎが同方向に変位する逆Ｖ字形、２次モードは梁２ｎと梁ｎが反対方向に変位する細長い０字形、３次モードはｌ字形、４次モードは「く」の字に曲がった８字形の振動モードとなることが分かる。

ｂ）粘性減衰定数

る粘性減衰定数ζ_{ＦＲ−ｃ，ｉ}とクーロン摩擦力ｆによる減衰を評価する等価粘性減衰定数ζ_{ＦＲ−ｆ，ｉ}に分けて考える。数２０ａと数２０ｂの固有ベクトルの直交条件より、ζ_{ＦＲ−ｃ，ｉ}と層粘性層粘性減衰定数ζ_０の比は数２２で表される。

なお、数１４で示した構造体の質量とせん断バネ定数および減衰定数の大きさを表す比例定数σは数２２の関係に影響を及ぼさない。

図６はＳｙｓｔｅｍ−ＣＳとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲの１次から３次までの粘性減衰定数と層数_ｎの関係を数２２で調べたものである。Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの条件は図４の条件と同じである。層粘性減衰定数ζ_０が一定であれば、Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの減衰定数はＳｙｓｔｅｍ−ＣＳの減衰定数の約１／２となり、層数_ｎの増加に反比例して減少することが分かる。

ベて若干小さくなるものの、_ｎ＞１０においては大きな違いは見られない。

ｃ）クーロン摩擦力と等価粘性減衰定数
クーロン摩擦力ｆが作用する振動系の１周期の間に消滅するエネルギーの量が等価粘性減衰係数を持つ減衰振動系の１周期の間に消滅するエネルギーの量に等しいと仮定し、固

ｃ_ｅ，ｉは次式で表される。

であり、着目する梁ｊの振幅をａ_ｊとすると、次式で近似できる。

数（２６ａ）に数（２３）と数（２４）を適用すると次式を得る。

ローラーに制動機能を持たせるとクーロン摩擦力ｆを任意の大きさに調整できるが、本実施形態では、ｆをローラーに作用する鉛直力に比例する力と考える。すなわちＳｙｓｔｅｍ−ＦＲのローラーに作用する鉛直力をｐ_ν、ローラーの動摩擦係数をμとすると、ｆは次式で表される。

鉛直力ｐ_νは、梁ｎの質量の１／２および梁ｎ＋１から梁２ｎの質量の和に重力加速度ｇを掛けたものとし、次式で表す。

ここに、γはローラーに作用する鉛直力の大きさを表す係数である。ローラーの動摩擦係数が与えられれば、数２６ｂによりクーロン摩擦力による減衰を等価粘性減衰定数として評価することが可能と考えられる。

（３）ダッシュポットの水平面配置による減衰増加対策
前節では自由端をローラーで鉛直方向に支持された折り曲がり片持ちせん断構造体の固有周期は通常の片持ちせん断構造体の固有周期の約２倍になるものの、粘性減衰定数は約１／２となることを示した。約１秒を超える領域での固有周期の長周期化は地震力の低減をもたらす一方で、水平方向の剛性低下による変位振幅の増加をもたらす。また、粘性減衰定数の減少は変位振幅の増加につながるので、変位振幅を減少させる対策が必要である。

一般に低次の固有振動モードは変位への寄与が大きいので、低次の固有振動モードに着目して、減衰装置としてのダッシュポットの設置による減衰増加を考える。ダッシュポットの性能を最大限に発揮させるためには、相対変位が大きい箇所にダッシュポットを設置する必要がある。図５のＳｙｓｔｅｍ−ＦＲの１次・２次固有振動モードの形状より、高さが等しい箇所の構造体Ｆの梁と構造体Ｒの梁では大きな相対変位が生じるので、図７に示すように左右の隣接する梁をダッシュポットｃ_Ｂで連結することにより減衰を増加させることが可能と考えられる。この減衰装置の配置を水平面配置と呼ぶ。ｃ_Ｂはダッシュポットの粘性減衰係数とし、既に存在するダッシュポットの粘性減衰係数ｃ_Ａと次の関係があるものとする。

ここに、τは比例定数である。図７の振動モデルをＳｙｓｔｅｍ−ＤＦＲと呼ぶ。Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲにおいて基部が水平変位ｚ（ｔ）を生じる時の運動方程式は次式で示される。

数３２ｂの行列Ｄ^（２ｎ）の配列特性により、Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲは非比例減衰振動系となるので、

有値解析^５）により評価できるが、Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲではクーロン摩擦力が非線形項として作用するので、複素固有値解析においてもこの非線形項の影響は考慮できない。本実施形態で

数３３には、減衰係数ｃ_Ｂの大きさを表す比例係数σは影響を及ぼさない。

図８は、Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲの粘性減衰定数ζ_{ＦＲ−ｄ，ｉ}と層数ｎの関係を、α＝β＝０、τ＝１の条件で調べたものである。比較のために図６で示したＳｙｓｔｅｍ−ＦＲのζ_{ＦＲ−ｃ，ｉ}（α＝β＝０）とＳｙｓｔｅｍ−ＣＳのζ_ｉも併記している。層粘性減衰定数ζ_０を一定とすると、ζ_{ＦＲ−ｃ，ｉ}とζ_ｉは層数ｎの増加に反比例して減少するのに対して、ζ_{ＦＲ−ｄ，ｉ}は層数ｎの増加に比例して増加することが分かる。τ＝１の条件は粘性減衰係数がｃ_Ａのダッシュポットを設置することを意味しているので、ダッシュポットｃ_Ａの鉛直面配置に比べてダッシュポットｃ_Ｂの水平面配置は効率的に減衰を増加させると考えられる。

ζ_{ＤＦＲ，ｉ}＝ζ_ＤＦ，ｉ＋ζ_{ＤＦ−ｄ，ｉ}となるので、数２９より次式で評価する。

以下に、本発明に係る実施例について、図面を参照しながら説明する。図９は、本実施例にかかる耐震性構造物ＳＴの模式的正面説明図、図１０（ａ）（ｂ）（ｃ）は、それぞれ同９図のＩ−Ｉ線断面説明図、ＩＩ−ＩＩ線断面説明図、ＩＩＩ−ＩＩＩ線断面説明図である。

耐震性構造物ＳＴは、図９に示すように、基礎又は地下構造物等の下部構造１０の上に、主に骨組み構造で主たる鉛直荷重と水平荷重に抵抗する上部構造１１を支持させて構成した構造物である。そして、上部構造１１は、図１０に示すように、固定端側せん断構造体Ｆ（以下、単に「せん断構造体Ｆ」と称する場合がある。）と自由端側せん断構造体Ｒ（以下、単に「せん断構造体Ｒ」と称する場合がある。）とから、上方へ突状に折り曲げた一体の折り曲がり片持ちせん断構造体ＤＦＲ（以下、単に「片持ちせん断構造体ＤＦＲ」と称することがある。）となしており、本実施例では、左右一対の片持ちせん断構造体ＤＦＲ，ＤＦＲを左右対称位置に配設して、一対の固定端側せん断構造体Ｆ，Ｆを配設し、両せん断構造体Ｆ，Ｆの間に両自由端側せん断構造体Ｒ，Ｒを配設すると共に、両自由端側せん断構造体Ｒ，Ｒを一体となして構成している。

すなわち、片持ちせん断構造体ＤＦＲは、図９及び図１０に示すように、固定端側となる最下層階を下部構造１０に固定させた複数の階層（本実施例では１０階層）からなる固定端側階層部１２と、同固定端側階層部１２の上層階（本実施例では最上層階）を形成する折曲部形成階層１３とで固定端側せん断構造体Ｆを形成し、上層階を形成すると折曲部形成階層１３と、自由端側となる最下層階を下部構造１０に水平移動自在に支持させた複数の階層（本実施例では１０階層）からなる自由端側階層部１４とで自由端側せん断構造体Ｒを形成している。

そして、固定端側階層部１２は、上下方向（図１０に示すＺ方向）に伸延する柱部１５と、左右及び前後方向（図１０に示すＸ方向及びＹ方向）に伸延する梁部（もしくは床部）１６とを組み立てて形成する各階層部を、上下方向に積層状態に構築して構成している。同様に、自由端側階層部１４は、上下方向に伸延する柱部１７と、左右及び前後方向に伸延する梁部（もしくは床部）１８とを組み立てて形成する各階層部を、上下方向に積層状態に構築して構成している。折曲部形成階層１３は、固定端側階層部１２の最上階層を形成する柱部１５と、自由端側階層部１４の最上階層を形成する柱部１７との間に、梁部（もしくは床部）１９を介設して構成している。

しかも、本実施例では、自由端側階層部１４を、固定端側階層部１２よりも質量が大となるように形成して、片持ちせん断構造体ＤＦＲの固有周期が長周期化するようにしている。具体的には、固有周期に関係する自由端側階層部１４の質量は、自由端側階層部１４の床面積を大きくすることにより増加させている。そして、床面積は、部屋を大きくすることにより、また、部屋の数を多くすることにより増加させている。また、自由端側階層部１４の階数を増加させることによっても床面積を大きくすることができる。

ここで、自由端側階層部１４の質量を大きくすると、逆に固定端側階層部１２の地震力の負担が増えることにもなるが、固定端側階層部１２が負担する水平方向質量（固定側の地震力の増加）を適宜増大させることで、また、大きく減衰を増やすことなどで、より大きな地震力を低減させるようにしている。本実施例では、基本的な構造形態が、片持ちせん断構造体ＤＦＲであることから、その一部を形成する固定端側階層部１２と自由端側階層部１４を上記したように適宜調整することができる。その結果、大きな地震力を堅実に低減させることができる。

さらに、本実施例では、下部構造１０に自由端側階層部１４の下層階を収容する収容凹部２９を段付き凹状に形成して設け、同収容凹部２９にて自由端側階層部１４の最下層階の床部２８を水平移動自在に支持させると共に、固定端側階層部１２と自由端側階層部１４との各階層の梁部１６，１８の地上高レベルを整合させている。

また、かかる収容凹部２９は、その内部の空間を有効に利用することができるものであり、適宜、自由端側階層部１４の最下層階を収容凹部２９内に収容して、同最下層階の地上高を、固定端側階層部１２の最下層階の地上高より下げることができる。従って、自由端側階層部１４の最下層階から最上層階までの階数と高さを、固定端側階層部１２の最下層階から最上層階までの階数と高さに比べて、大きくすることもできる。

この点からも、本実施例に係る片持ちせん断構造体ＤＦＲでは、固定端側階層部１２の階数と自由端側階層部１４の階数を合計した階数を増加させることにより、又は、前記したように自由端側階層部１４の質量を増加させることによっても、固有周期を増加させることができる。よって、固定端側階層部１２の階数と高さに拘ることなく、自由端側階層部１４の階数を増加させることにより、固有周期に関係する階数および質量を増加させて、片持ちせん断構造体ＤＦＲの固有周期を長周期化することができる。

自由端側階層部１４の最下層階には、複数の水平可動支持装置Ｍを設けて、下部構造１０に設けた前記収容凹部２９に、これらの水平可動支持装置Ｍを介して自由端側階層部１４を図１０に示すＸ方向及びＹ方向に水平移動自在に支持させている。ここで、水平可動支持装置Ｍは、図１１に示すように、下部構造１０上に配置する水平板状の下沓部２０の上に、多数の炭素鋼製の球状ローラー２１ａを具備するローラー部２１を左右及び前後方向（図１０に示すＸ方向及びＹ方向）に転動自在に載置し、同ローラー部２１の上に上沓部２２を載設して、同上沓部２２を自由端側階層部１４の最下層階の床部２８に連設して構成している。

また、片持ちせん断構造体ＤＦＲの摩擦減衰を調整するために、一部の水平可動支持装置Ｍを、図１２に示すような、すべり摩擦型水平可動支持装置Ｌに置き換えることも可能である。

すべり摩擦型水平可動支持装置Ｌは、図１２に示すように、摺動板５３ａが固着又は固定された下沓部５３を下部構造１０に固定し、上沓部５５を自由端側階層部１４の最下層階に固定し、摺動板５４ａが固着又は固定された中沓部５４を摺動板５３ａと摺動板５４ａが接し且つ上沓部５５と中沓部５４の中心が一致するように載設する。

クーロン摩擦力は摺動板５５ａと摺動板５６ａの接触面で発生するので、ころがり摩擦型である水平可動支持装置Ｍに比べてすべり摩擦型水平可動支持装置Ｌの摩擦係数は大きい。これより、摩擦係数の異なる種類の水平可動支持装置ＭとＬを併用することにより、片持ちせん断構造体ＤＦＲの摩擦減衰を調整することができる。

下部構造１０に形成した前記収容凹部２９内には、水平可動支持装置Ｍを水平移動自在に収容している。また、自由端側階層部１４の最下層階の床部２８と下部構造１０の収容凹部２９との間には複数の減衰装置Ｎａを介設している。

ここで、減衰装置Ｎａは、平面視的には互いに隣接する水平可動支持装置Ｍの中間に配置され、すなわち最下層階の床部２８の全面に減衰力が作用するように配置されている。（図９および図１０（ｃ）参照）よって、減衰装置Ｎａとしては、床部２８と下部構造１０の間の未利用の空間を有効に利用できる大型の減衰装置を使用できる。また、１次固有振動モードの水平相対変位は床部２８と下部構造１０の間で最大となるので、減衰装置Ｎａは最も効率良く１次固有振動モードの減衰定数を増加させる。また、床部２８は図１０に示すＸ方向とＹ方向の各方向に変位するので、減衰装置ＮａはＸ方向とＹ方向の各方向の変位に有効である必要がある。

具体的には、減衰装置Ｎａは、図１３（ａ）（ｂ）に平面説明図と側面説明図を示すように、平面視円形で上面を開口させて扁平円筒型に形成して側端部に連結部２５ａを有する粘性流体ケース２５と、同粘性流体ケース２５内に収容した粘性流体（図示せず）と、同粘性流体ケース２５内の水平面上を図１０に示すＸ方向とＹ方向に上記オイルを介してスライド自在に収容したスライド体２６を具備している。スライド体２６は上端に連結部２６ａを具備している。そして、減衰装置Ｎａを配設する際には、下部構造１０又は高さ調整のために下部構造１０上に設けた台座１０ａの減衰対象物の一方に粘性流体ケース２５の連結部２５ａを連結し、梁部や床部等の減衰対象物の他方に連結部２６ａを連結するようにしている。２５ｂ，２６ｂはそれぞれ連結孔である。粘性流体としては、所要の粘度のある流体であるオイル等を使用することができ、流体の粘度およびスライド体２６と流体ケース２５の流体を介在する間隔を適宜設定することにより、せん断構造体の減衰の増加に必要な粘性減衰係数を得ることができる。よって、減衰装置Ｎａは床部２８の全ての水平変位に対して有効な減衰力を発生できるようにしている。

固定端側階層部１２と自由端側階層部１４との対向する階層の内、少なくとも一組の対向する階層（本実施例では１階層〜８階層まで）同士間には、図９及び図１０に示すように、複数の減衰装置Ｎｂを介設して階層同士を水平方向に連結している。すなわち、固定端側階層部１２の梁部１６から片持ち梁部２３を自由端側階層部１４側に張り出し状に伸延させて形成する一方、自由端側階層部１４の梁部１８から片持ち梁部２４を固定端側階層部１２側に張り出し状に伸延させて形成して、両片持ち梁部２３，２４を略同一水平面上にて対向状態に配置すると共に、両片持ち梁部２３，２４間に減衰装置Ｎｂと床用伸縮装置ＦＥを介設している。かかる床用伸縮装置ＦＥは、図９における符号ＦＥが示すところの片持ち梁部２３，２４の間隙を塞ぐ装置であり、図では符号ＦＥのみを記載している。

両片持ち梁部２３，２４を形成する目的は、図１５に示すように、それらの片持ち梁部を利用して固定側階層部１２と自由端階層部１４の間に床部６１，６３を形成することにより、居住空間と収容空間を増加させることにある。同床部６１，６３は、片持ち梁部２３または片持ち梁部２４の上に床を増設し、必要に応じてその床の端部や中間部を、床梁などを用いて補強することにより、既往の技術にて簡単に設置することができる。よって、同床部６１，６３の形成法の詳細は説明を省略する。先ず、減衰装置Ｎｂの型式と配置および取りつけ方法を図１４を参照しながら説明し、床用伸縮装置ＦＥの構造について図１５を参照しながら説明する。

減衰装置Ｎｂを設置する目的は、１次固有振動モードに加えて２次以降の固有振動モードの減衰定数を効率的に増加させることである。減衰装置Ｎｂは、床部６１，６３の下面とその下の天井の間の空間に設置することが望ましいので、外形がコンパクトな減衰装置の使用が便利である。また、固定端側階層部１２と自由端側階層部１４は、それぞれ図１０に示すＸ方向とＹ方向の各方向に変位するので、減衰装置Ｎｂは全ての水平相対変位に対して有効でなければならない。

ここで、減衰装置Ｎｂは、流体の乱流による圧力低下を利用する高性能で且つ形状がコンパクトなオイルダンパーを使用するものとして、その配置を、図１４の断面側面説明図（ａ）と底面説明図（ｂ）に示す。底面説明図（ｂ）は減衰装置Ｎｂが取り付けられる床部６１，６３下面を下から見上げたときの減衰装置Ｎｂの配置を示す。減衰装置Ｎｂは、両端に連結部６４ａと６４ｂを具備する２個の本体６４で構成する。連結部６４ａはブラケット６５ａを介設して床部６１に設置された床梁６０に連結され、連結部６４ｂはブラケット６５ｂを介設して床部６３に設置された床梁６２に連結される。床部６１は、片持ち梁部２３または片持ち梁部２４のいずれか一方に設置された床部であり、床部６３は残りの一方の片持ち梁部に設置された床部とする。また、床梁６０，６２の断面形状は、充実断面、薄肉断面、開断面、閉断面等の任意形状の断面で良い。ブラケット６５ａ，６５ｂは床梁６０，６２ではなく、床部６１，６３に直接取り付けても良い。なお、減衰装置本体の構造、減衰装置の連結部とブラケットの連結方法、ブラケットと床梁の固定方法の説明は省略する。

また、図中のＸ方向とＹ方向の各変位に対応するために、隣り合う２本の本体６４と床梁６０の一部は、２個のブラケット６５ａとブラケット６５ｂを頂点とする三角形の各辺となるように配置する。減衰装置Ｎｂの本体６４の作動方向は連結部６４ａと連結部６４ｂを結ぶ方向であり、その方向は図中のＸ方向とＹ方向の何れとも交差しているので、あらゆる方向の変位に対して減衰装置Ｎｂは有効に作動する。Ｘ方向とＹ方向の所要減衰性能が異なる場合には、二つの本体６４の角度を調整する。

三角形の二辺となる二つの本体６４を一組として、減衰増加に必要な組数を設置する。必要組数が少数の場合は、減衰力をＹ方向に分散させ且つ効率的に作用させるために、少なくとも二組を使用すると共に互いの組はブラケットを共有せずにつまりＹ方向に対して離して設置するのが良い。

ここで、減衰装置Ｎａと減衰装置Ｎｂの型式と配置は、この実施例で示したような粘性減衰装置とオイルダンパーおよびそれらの配置に限定する必要はなく、他の型式の減衰装置とその性能を最大限に発揮できる配置とすることもできる。

床用伸縮装置ＦＥを設置する目的は、図１５に示すように、固定端側階層部１２の片持ち梁部２３と自由端側階層部１４の片持ち梁部２４の間隙Ｇａを塞ぐことにより、片持ち梁部２３，２４に設置された床部６１，６３を居住空間または収納空間として支障がないようにすることである。また、床用伸縮装置ＦＥには、固定端側階層部１２と自由端側階層部１４との間の水平相対変位に対してせん断構造体の固有周期を短くするような復元力を固定端側階層部１２と自由端側階層部１４に作用させないことが求められる。

床用伸縮装置ＦＥは、図１５の平面説明図（ａ）と断面側面説明図（ｂ）に示すように、床部６１に容易に変形する粘弾性材７１と連結板７０を収納し且つ摺動材７２を固定する収納凹部６１ａを設け、床部６１と相対する床部６３に連結板７０を固定する収納凹部６３ａを設け、連結板７０を収納凹部６３ａに固定し、連結板７０の先端部７０ｂを、収納凹部６１ａに固定された摺動材７２上に乗せ掛けた構造であり、且つ連結板の先端部７０ｂの前方と側方の収納凹部６１に容易に変形する粘弾性材７１を充填したものである。床部６１と床部６３の水平相対変位に応じて連結板の先端部７０ｂの前方および側方の粘弾性材７１は変形するので、例えば粘弾性材７１としてシリコン系シール材などを用いることにより、粘弾性材７１の変形により生じる復元力をせん断構造体の固有周期に影響しない程度に小さくすることができる。

摺動材７２と連結板７０の材料の組み合わせは、例えばふっ素樹脂板とステンレス板とすることができる。あるいは連結板の材料費を縮減するために、摺動材７２と接する連結板７０の表面のみに摺動材７２と適合する別の摺動材を固着または固定しても良い。なお、摺動材７２と連結板７０との間の摩擦係数が経年的に一定で且つ定量的であれば、摺動材７２と連結板７０で発生するクーロン摩擦力を、せん断構造体の減衰として考慮しても良い。

次に、本発明のせん断構造体を覆う外壁の構造について説明する。図９に示す断面ＩＩ−ＩＩから下方の相対する片持ち梁部２３と片持ち梁部２４の間隙Ｇａすなわち符号ＦＥが示す間隙では、固定端側階層部１２と自由端側階層部１４の水平相対変位に起因する大きな間隙Ｇａの変化が生じ、また、図９の骨組面と平行なせん断構造体の側面全体は風雨の浸入等を防ぐために側面外壁で覆わなければならないので、断面ＩＩ−ＩＩ付近とそれより下方の同側面外壁においては、固定端側階層部１２に設置する側面壁面と、この側面外壁に相対する自由端側階層部１４に設置する側面外壁との間に、固定端側階層部１２と自由端側階層部１４の水平相対変位を吸収する間隙Ｇａを設けると共に、同間隙Ｇａを図１６に示す外壁用伸縮装置ＷＥで塞ぐものとした。

外壁用伸縮装置ＷＥは、図１６の内側から外側を見た側面説明図（ａ）と断面底面説明図（ｂ）に示すように、相対する固定端側階層部と自由端側階層部から互いの側面外壁８２を水平方向に延伸させると共に、水平相対変位を吸収する間隙Ｇａを設け、または相対する固定端側階層部と自由端側階層部から側面外壁８１を取り付ける互いの下地骨組８３を水平方向に延伸させると共に、水平相対変位を吸収する間隙Ｇａを設け、延伸させた側面外壁８２同士または延伸させた下地骨組８３同士を、容易に変形できるように形成した伸縮材８０を介設して連結するものである。

また、図１６は下地骨組８３と側面外壁８２を連結する例を取り上げて、下地骨組８３との連結方法と側面外壁８２との連結の方法を同時に説明したものである。下地骨組８３と伸縮材８０との連結は、下地骨組８３に上下に延伸して取りつけたブラケット８３ａに固定された袋ナット８３ｂと伸縮材８０の連結孔８０ａを、押さえ板８４とボルト等（図省略）などを介設して連結する。袋ナット８３ａではなくスタッドボルトなどを用いて連結することも可能である。側面外壁８２と伸縮材８０との連結は、側面外壁８２に埋め込まれた袋ナット８２ａと伸縮材８０の連結孔８０ａを押さえ板８４とボルト等（図省略）を介設して連結する。袋ナット８２ａではなく埋め込みボルトなどを用いて連結することも可能である。

伸縮材８０は弾性係数が小さな弾性材料または粘弾性材料を用いると共に容易に変形することが可能な断面形状例えば図１６（ｂ）に示す断面形状のように形成する。よって、伸縮材８０の材料と断面形状を適宜選択することにより、伸縮材８０の図中のＸ方向とＹ方向の変形によって生じる復元力は、せん断構造体の固有周期に影響しない程度に小さくすることができる。

なお、水平相対変位に伴い発生する伸縮材８０の塑性変形などに起因する振動エネルギー吸収が経年的に一定で且つ定量的であれば、これによる減衰をせん断構造体の減衰として考慮しても良い。

以上に説明してきた本実施例のように、左右一対の折り曲がり片持ちせん断構造体ＤＦＲ，ＤＦＲを、固定端側階層部１２が外方で、自由端側階層部１４が内方に位置するように、左右対称に配設した構成に限らず、折り曲がり片持ちせん断構造体ＤＦＲを前方及び又は後方に増設して構成することもできる。また、多数の折り曲がり片持ちせん断構造体ＤＦＲを、固定端側階層部１２が外方で、自由端側階層部１４が内方に位置するように、放射状に配設して構成することもできる。この際、周方向に隣接する固定端側階層部１２同士を一体に連設して、自由端側階層部１４を囲繞する筒状となして構成することもできる。このように構成した場合にも、長周期で高減衰の耐震性構造物となすことができる。

なお、上部構造１１は、主に骨組み構造で主たる鉛直荷重と水平荷重に抵抗する構造物であって、局所的な大きなせん断力に抵抗するためのせん断壁５１または斜材５２を部分的に有しても良い（図９参照）。

［実験例］
以下に、本実施例としての耐震性構造物ＳＴの縮小模型を用いて行った振動実験の結果について説明する。

（１）実験の目的
本実施例としての構造体ＤＦＲで実現しようとする固有振動モードの長周期化と、その構造体ＤＦＲに適用する粘性減衰装置Ｂの水平面配置による減衰の増加を検証するために、縮小模型を用いて振動実験を行った。振動実験では、振動理論により得られた固有周期と減衰定数の算定式を検証する自由振動実験と固有振動モードの形状を検証する振動台加震実験を実施した。自由振動実験では、手で加振した後の縮小模型の自由振動を観測し、その観測された自由振動の波形から固有周期と粘性減衰定数を算出し、振動理論による計算値と比較した。振動台加震実験では、振動台の正弦波加震による縮小模型の定常振動を観測し、その定常振動の記録から固有振動モードの形状と位相のずれを算出し、振動理論の形状と比較した。ただし、位相のずれについては理論式を示していないので、実験により得られた定性的な性状を説明する。

なお、振動計測にはレーザー変位計（測定範囲±１０ｍｍ、分解能０．００２ｍｍ）を用い、振動台実験には熊本大学の導電式振動発生機を用いた。

（２）縮小模型の諸元
ａ）折り曲がりせん断構造体模型の諸元
図１７は、折り曲がり片持ちせん断構造体ＤＦＲの外観説明図であり、同構造体ＤＦＲは、基板３０上に左右一対のせん断構造体Ｆ，Ｆを立設し、両せん断構造体Ｆ，Ｆ間にせん断構造体Ｒを配置して、二つのせん断構造体Ｆ，Ｆの上端の梁部３１，３１をせん断構造体Ｒの上端の梁部３２を、左右方向に伸延するボルト３３により連結している。この模型は、水平荷重の矢印の方向の剛性が矢印と直角方向の剛性に比べて小さく、矢印の方向に振動する平面振動模型である。せん断構造体Ｒの下端にはローラー４３を具備する水平可動支持装置３４を設けている。水平可動支持装置３４の詳細は後述する。

図１７は、折り曲がり片持ちせん断構造体ＤＦＲの自由端に水平荷重を作用させた時の変形の様子を誇張して描写したものである。せん断構造体Ｆとせん断構造体Ｒの位置関係と変形の方向を分かり易くするために、梁部３１，３２と柱部３５，３６およびローラー４３を強調し、他の部材は省略して描いている。この図では、固定端を基準として、せん断構造体ＦとＲの上端の梁部３１，３１，３２の水平変位ｘ_５と、せん断構造体Ｒの下端の梁部３７すなわち自由端の水平変位ｘ_１０を図示している。この変形は図５に示す１次固有振動モードに良く似たものとなる。この図の水平変位の方向が模型の振動方向となることに注意が必要である。

模型の柱部３５，３６にはアルミニューム合金製平角棒ＦＢ２０×２×８９４ｍｍ（Ａ６０６３）を、梁部３１，３２にはみがき平角鋼ＦＢ４４×１９×２４０ｍｍ（ＳＳ４００）を用いた。模型の柱部３５，３６は一箇所当たり２本のボルト（Ｍ８、強度区分１０．９）を用いて梁部３１，３２の端面に固定した。図１８及び１９に示す粘性減衰装置Ａと粘性減衰装置Ｂの詳細は後述する。

表１に、主に固有周期に関係する構造体模型の諸元を示す。表１に記載するせん断バネ定数と層固有周期は、模型の静的載荷試験により求めた値である。詳細については次節で詳述する。

ｂ）水平可動支持装置の諸元
水平可動支持装置３４は、図２０に示すように、下レール３８とローラー車体３９と上レール４０とを具備している。上・下レール４０，３８はみがき平角鋼５０×１６（ＳＳ４００）とした。ローラー車体３９は、アルミニューム合金製フレーム４１にシャフト４２を介して４個の直径２０ｍｍのフランジ付きローラー４３を取り付けている。シャフト４２とローラー４３の材質は炭素鋼（ＳＣ４５０）である。シャフト間隔は１８０ｍｍ、レール幅は５０ｍｍである。上レール４０はボルト（図示せず）でせん断構造体Ｒの下端の梁部３７に固定する。

図２１は傾斜法によって求めたローラー車体３９の動摩擦係数の頻度分布図である。これは、表１に示すせん断構造体Ｆの自重すなわち鉛直力ｐ_ν＝２５９Ｎに相当する重りを載せたローラー車体３９が僅かに傾斜させた斜面を運動する様子を、レーザー変位計で計測し、その運動の軌跡から動摩擦係数を推定したものである。実験で得られた動摩擦係数は０．１〜０．３×１０^−３に分布し、その分布は概ね正規分布に近い形状であった。動摩擦係数の平均値は０．２×１０^−３である。なお、静止摩擦係数は０．４〜０．５×１０^−３に分布し、平均値は４．５×１０^−３である。

ｃ）粘性減衰装置の諸元

図３で示すＳｙｓｔｅｍ−ＦＲのダッシュポットｃ_Ａに相当する粘性減衰装置Ａの外観を図２２に示す。粘性減衰装置Ａは透明アクリル板製の粘性流体ケースとしてのオイルケーシング４４とスライド体としての平行板４５とを具備している。

図７で示したＳｙｓｔｅｍ−ＤＦＲのダッシュポットｃ_Ｂに相当する粘性減衰装置Ｂの外観を図２３に示す。粘性減衰装置Ｂは、アルミニューム合金製（Ａ６０６３）の粘性流体ケースとしてのオイルケーシング４６とスライド体としての平行板４７と連結体４８とを具備している。これらの二つの粘性減衰装置Ａ，Ｂは共にオイルケーシング４４，４６内に充填したジメチルシリコーンオイルのせん断変形を利用する粘性型・平行板方式の減衰装置である。

図１８は、模型の振動方向と垂直な横断面における粘性減衰装置ＡとＢの配置図である。この図では減衰装置の配置を分かり易く説明するために、せん断構造体Ｒとせん断構造体Ｆは切り離して表している。実際の構造ではせん断構造体Ｒの基準線ＣＬとせん断構造体Ｆの基準線ＣＬは重なる。粘性減衰装置Ａは、せん断構造体Ｆの上下方向に隣接する梁部３１，３１の間に介設すると共に、せん断構造体Ｆの外側に設置する。粘性減衰装置Ｂは、せん断構造体Ｆとせん断構造体Ｒの左右方向に隣接する梁部３１，３２同士の間に介設する。

図１９は、図１８のａ部の拡大図であり、この図を用いて粘性減衰装置Ａ，Ｂの配置を詳細に説明する。粘性減衰装置Ａはせん断構造体Ｆの上下の梁部３１，３１の相対速度を利用するので、スライド体４５の上端は上側の梁部３１に固定された連結板４９に固定し、スライド体４５の下端を下側の梁部３１の外面に固定したケーシングオイル４４内に挿入する。この構造を全ての階層で繰り返す。ただし、Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲのダッシュポットｃ_Ａの配置を再現するためにはせん断構造体Ｒに粘性減衰装置Ａを設置する必要があるが、構造体模型内に設置スペースが足りないため、せん断構造体Ｒには粘性減衰装置Ａを設置できなかった。

粘性減衰装置Ｂはせん断構造体Ｒの梁部３２とせん断構造体Ｆの梁部３１の相対速度を利用するので、平行板４７に取り付けた連結体４８を、せん断構造体Ｆの左右方向に隣接する梁部３１，３１同士の間に横架状に架設した横連結フレーム５０の中途部に固定し、平行板４７の下端をせん断構造体Ｒの左右一対の梁部３２，３２間に配設したオイルケーシング４６内に挿入する。横連結フレーム５０と連結体４８は、両方共にアルミニューム合金製（Ａ６０６３）である。

粘性減衰装置Ａ，Ｂの粘性減衰係数は、次式により算定する。

ここに、εは粘性流体の粘度であり、ｌとｗおよびｓはそれぞれ図２４に示す平行板４７の長さと流体の接触深さおよび平行板４７とオイルケーシング４６の側壁との隙間である。粘性減衰装置Ａの粘性減衰係数ｃ_{ｄｅｖｉｃｅ}に一層あたりの粘性減衰装置Ａの設置個数を掛けたものがＳｙｓｔｅｍ−ＦＲのダッシュポットｃ_Ａの粘粘性減衰係数となる。同様に、粘性減衰装置Ｂの粘性減衰係数ｃ_{ｄｅｖｉｃｅ}に一層あたりの粘性減衰装置Ｂの設置個数を掛けたものがＳｙｓｔｅｍ−ＦＲＤのダッシュポットｃ_Ｂの粘性減衰係数となる。

実験に使用したジメチルシリコーンオイルの標準温度２５℃における設計粘度は９．７５Ｎ／ｍ^２・ｓであるが、実験時の振動模型の温度３０〜３８℃とシリコーンオイルの製造メーカーが公表している粘度−温度曲線を考慮して、粘性減衰係数は温度３４℃における粘度８．３Ｎ／ｍ^２・ｓを用いて計算を行った。粘性減衰装置Ａ，Ｂの粘性減衰係数とダッシュポットの粘性減衰係数を表２にまとめる。

ｄ）縮小模型における振動系の定義
自由振動実験と振動台加震実験は、折り曲がりせん断構造体模型に粘性減衰装置ＡとＢおよびローラーガイドを装着したＳｙｓｔｅｍ−ＤＦＲ、Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲの減衰装置Ｂを無効にしたＳｙｓｔｅｍ−ＦＲ、Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲからローラー車体を取り外した振動系であるＳｙｓｔｅｍ−Ｆについて行う。また、構造体模型の構造減衰を計測するために、Ｓｙｓｔｅｍ−Ｆの粘性減衰装置Ａを無効にした振動系であるＳｙｓｔｅｍ−Ｆ０の自由振動実験を行う。

（３）静的載荷試験
構造体模型のせん断バネ定数を計測するために、図１７に示す自由端に作用する水平荷重と模型の上端および自由端の水平変位の関係を静的載荷試験により調べた。

図２５は、Ｓｙａｔｅｍ−ＦＲとＳｙａｔｅｍ−Ｆの１サイクルの荷重−変位曲線の一例である。図２５（ａ）のＳｙａｔｅｍ−ＦＲの履歴には、クーロン摩擦力が作用する構造系の特徴すなわち載荷と除荷時の荷重のギャップが顕著に現れている。通常、ギャップの大きさは静止摩擦力の２倍となるので、ローラーガイドの静止摩擦係数０．４５×１０^−３とローラーに作用する鉛直力ｐ_ν＝２５９Ｎによりギャップの大きさを計算すると０．２３Ｎとなり、図中のギャップの大きさに概ね一致する。上端（ｘ_５）と自由端（ｘ_１０）の履歴曲線の傾きはそれぞれ２７００Ｎ／ｍと１３６０Ｎ／ｍであるので、これよりせん断バネ定数ｋ_Ａを計算するとそれぞれ１３．５ｋＮ／ｍと１３．６ｋＮ／ｍとなる。

一方、図２５（ｂ）のＳｙａｔｅｍ−Ｆの履歴には、載荷と除荷時の荷重のギャップは見られず、荷重と変位の関係は線形である。上端（ｘ_５）と自由端（ｘ_１０）の履歴曲線の傾きはそれぞれ２２００Ｎ／ｍと１２６０Ｎ／ｍであるので、これらよりせん断バネ定数ｋ_Ａを計算するとそれぞれ１１．０ｋＮ／ｍと１２．６ｋＮ／ｍとなる。Ｓｙａｔｅｍ−Ｆに比べてＳｙａｔｅｍ−ＦＲのせん断バネ定数が大きい理由は、Ｓｙａｔｅｍ−ＦＲではローラーが柱の軸方向変形を拘束するためと考えられる。表１のせん断バネ定数ｋ_Ａ＝１３．５ｋＮ／ｍは、Ｓｙａｔｅｍ−ＦＲの上端（ｘ_５）の履歴曲線から計算したものである。

（４）固有周期と粘性減衰定数に着目した自由振動実験
ａ）構造体模型の構造減衰
折り曲がりせん断構造体模型の構造減衰を計測するためにＳｙｓｔｅｍ−Ｆ０の自由振動記録から算出した１次固有振動の１波形の粘性減衰定数と振幅の関係および１波形の固有周期と振幅の関係を図２６に示す。着目点は模型の上端の梁５である。ここでの１波形の粘性減衰定数と固有周期とはそれぞれ変位応答時刻歴の隣り合うピークの振幅とピークの発生時刻から算出した粘性減衰定数と周期である。図では、煩雑さを避けるために波形の１０個のピーク毎に実験値を示す。Ｓｙｓｔｅｍ−Ｆ０の減衰定数は振幅に関わらず一定であり、構造減衰は約０．２％であることが分かる。

また、固有周期は振幅に関わらず一定であり、模型は弾性体として振動することが確認される。前節よりＳｙａｔｅｍ−Ｆ０とＳｙａｔｅｍ−Ｆのせん断バネ定数として１１．０ｋＮ／ｍを採用すると、この二つの振動系の層固有周期はＴ_０＝０．１２３ｓと計算される。この層固有周期とＳｙｓｔｅｍ−ＦＲの固有値λ_ＦＲ，１＝０．０１９４９を用いると、Ｓｙｓｔｅｍ−Ｆ０とＳｙｓｔｅｍ−Ｆの１次固有周期はＴ_Ｆ，１＝０．８８ｓと計算される。この固有周期は図２６の実験結果とよく一致する。固有周期の計算に必要な縮小模型Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの１次と２次の固有値とそれに対応する固有ベクトルを表３に示す。

ｂ）固有周期
図２７は、Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲおよびＳｙｓｅｍ−Ｆの自由振動記録から算出した１次固有振動モードの１波形の固有周期と振幅の関係を比較したものである。着目点は模型の上端の梁５とローラー上の梁１０である。表１の層固有周期Ｔ_０＝０．１１１ｓと表４の固有値λ_ＦＲ，１＝０．０１９４９を用いると、数２１によりＳｙｓｔｅｍ−ＤＦＲとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲの１次固有周期はＴ_ＦＲ，１＝０．７９５ｓと計算される。前項で示したようにＳｙｓｔｅｍ−Ｆの１次固有周期はＴ_Ｆ，１＝０．８８ｓと計算される。図より、これらの２つの固有周期は実験結果を良く一致することが分かる。

ｃ）ダッシュポットによる粘性減衰定数
前節の粘性減衰装置の諸元で述べたが、模型のせん断構造体Ｆには粘性減衰装置Ａを設置できるが、せん断構造体Ｒには減衰装置Ａを設置できないので、模型においてはＳｙｓｔｅｍ−ＤＦＲとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲのダッシュポットｃ_Ａの配置を再現できない。模型のダッシュ

の粘性減衰定数ζ_{ＦＲ−ｃ，ｉ}と層粘性減衰定数ζ_０の比を次式で近似する。

表４は縮小模型におけるＳｙｓｔｅｍ−ＦＲとＳｙｓｔｅｍ−ＤＦＲの粘性減衰定数を振動理論に基づいて計算するために必要な諸量と計算結果をまとめたものである。

層粘性減衰定数ζ_０はｍ_Ａ＝４．２ｋｇとｋ_Ａ＝１３．５ｋＮ／ｍおよびｃ_Ａ＝５０．４Ｎｓ／ｍの条件で計算した。粘

と梁の接合部で失われるエネルギー起因する構造減衰は含まれていない。よって、図２６で示したＳｙｓｔｅｍ−Ｆ０の振動実験により得られた粘性減衰定数ζ_ＦＯ，１＝０．００２を構造減衰として考慮し、これを表４に併記する。

図２８は、Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲおよびＳｙｓｔｅｍ−Ｆについて、振動模型の自由振動記録から算出した１波形毎の粘性減衰定数と振幅の関係を、模型の構造減衰を考慮した理論値と比較したものである。着目点は模型の上端の梁５とローラー上の梁１０である。Ｓｙｓｔｅｍ−Ｆの粘性減衰定数は振幅に関わらず約１．９％である。構造減衰は約０．２％なので、ダッシュポットｃ_Ａによる粘性減衰定数は約１．７％である。Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの減衰定数は無次元振幅が１／１００程度において約２％であり、振幅が小さくなるに従い徐々に減衰定数が大きくなる。これはクーロン摩擦力を含む振動系の特徴が現れたものである。理論値と実験値は一致しているので、本実施形態のせん断構造体においては、ローラーの転がり抵抗による減衰は、クーロン摩擦力を用いた数２６ｂによる等価粘性減衰として評価することが可能であると考えられる。ただし、実験で用いたローラーガイドの動摩擦係数は非常に小さいので、動摩擦係数が大きくなる場合には検討が必要と考えられる。Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲの減衰定数は１０％から７％に分布しているが、振幅が小さいところでは減衰が大きく、振幅が大きくなると減衰が小さくなる傾向が見られる。実験値は理論値に比べて約１０〜１５％小さいものの、減衰定数と振幅の関係は定性的に一致している。理論値が実験値を下回る理由は、非比例減衰を対角近似により比例減衰とする粘性減衰定数の評価法にあると考えられる。

図２８において、Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲの減衰定数の差は約５％であり、これはダッシュポットｃ_Ｂの水平面配置により増加した減衰である。Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲのダッシュポットｃ_ＢとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲのダッシュポットｃ_Ａの粘性減衰係数の比はτ＝０．２２３であるが、減衰定数の増

の比は約１３となる。これは図８で示したダッシュポットｃ_Ｂとダッシュポットｃ_Ａによる粘性減衰定数の差にほぼ等しい。また、模型実験におけるダッシュポットｃ_Ａとｃ_Ｂの設置数は等しいことから、ダッシュポットに関する提案の水平面配置は、従来の鉛直面配置に比べて、効率的にせん断構造体の減衰を増加させられると考えられる。

（５）固有振動モードに着目した振動台加震実験
図２９と図３０および図３１は、それぞれＳｙｓｔｅｍ−ＤＦＲとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲおよびＳｙｓｔｅｍ−Ｆの各々の振動系について、振動台による正弦波加震時の振動模型の定常振動を計測して得られた１次と２次の固有振動モードを、表４の非減衰系の固有ベクトルと比較したものである。この３つの振動系は共に非比例減衰振動系であるため、梁の振幅ａ_ｉで表される振動モードの形状に加えて、振動台の動きを基準とした位相のずれも示している。正の角度が位相の遅れを表し、負の角度が位相の進みを表す。振動台による正弦波加震時

１次固有撮動モードの形状を比較すると、何れの振動系も理論値と良く一致する。表４の固有ベクトルは非減衰振動系であるから、理論上は、粘性減衰装置Ｂとローラーの影響が無いＳｙｓｔｅｍ−Ｆが表４に示すところの理論値に近くなるものと考えられるが、実験結果はＳｙｓｔｅｍ−ＤＦＲ、Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲ、Ｓｙｓｔｅｍ−Ｆの順に理論値との差が大きくなった。１次固有振動モードの位相を比較すると、Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲが６５〜８０°、Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲが５７〜７０°、Ｓｙｅｔｅｍ−Ｆが１６９〜１７５°の位相の遅れを示した。

２次固有振動モードの振幅を比較すると、何れの振動系も理論値と概ね一致するが、Ｓｙｓｔｅｍ−Ｆでは理論値との差が大きい。２次モードの位相は梁の位置により複雑な位相のずれを示し、構造体の固定端から自由端すなわちローラー車体上の梁部に近づくにつれて位相のずれが大きくなる傾向が見られる。しかし、振動系の違いと位相のずれの違いには明確な関係は見出せなかった。なお、２次固有振動モードの固有周期の理論値はＴ_ＦＲ，２＝０．２７ｓｅｃ．である。

［まとめ］
高層ビルディング等のせん断変形が主となる構造体の耐震性能を向上させるために、下端を基礎に固定した片持ちせん断構造体と下端を基礎上の水平可動支持装置で支持したせん断構造体を互いに上端で結合した長周期の固有振動モードを持つ折り曲がり片持ちせん断構造体と、これを構成する二つのせん断構造体の隣り合う梁・床を互いに水平方向に連結する粘性減衰装置の水平面配置とした。粘性減衰装置を水平面に配置した提案の折り曲がり片持ちせん断構造体の運動方程式と非減衰系の固有値問題を定式化し、非減衰系の固有振動モードの固有周期と形状および粘性減衰定数を理論的に導いた。また、これらの自由振動特性は、小規模で限られた条件の実験の範囲であるが、具体的に模型を用いた振動実験により検証した。その結果、本実施形態のせん断構造体と粘性減衰装置の水平面配置について以下の知見が得られた。

（ａ）本折り曲がり片持ちせん断構造体の１次固有振動モードの固有周期は、同じ階数の下端を固定した従来の片持ちせん断構造体の固有周期の約２倍となる。
（ｂ）粘性減衰装置の水平面配置により、１次固有振動モードの粘性減衰定数は、粘性減衰装置の従来の鉛直面配置に比べて、約１３倍に増加した。
（ｃ）模型実験で確認された粘性減衰装置の水平面配置による１次固有振動モードの減衰定数は、対角近似による粘性減衰定数に比べて約１０〜１５％小さい。
（ｄ）ローラーの転がり抵抗が小さい場合は、これによる減衰をクーロン摩擦力による等価粘性減衰として評価できる。

本折り曲がりせん断構造体では、せん断構造体の骨組と基礎による支持形式の変更により固有振動モードの長周期化を達成できるが、水平方向の剛性低下よる変位振幅の増加を伴なう。変位振幅は粘性減衰装置の設置による減衰定数の増加により低減が可能であり、提案の粘性減衰装置の水平面配置は従来の鉛直面配置に比べて効率良く減衰定数を増加することができる。

よって、本実施形態の構造体を用いた長周期化による地震力の低減と粘性減衰装置の水平面配置を用いた高減衰化を適切に耐震設計に取り入れることにより、耐震性能の高い構造物を構築することができる。

片持ちせん断構造体（Ｓｙｓｔｅｍ−ＣＳ）の概念説明図。 層の動力学特性を定義する振動モデル。 由端をローラーで支持された折り曲がり片持ちせん断構造体（Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲ）の概念説明図。 Ｓｙｓｔｅｍ−ＣＳとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲにおける非減衰系の固有周期と層数ｎの関係を示す図。 Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの非減衰系固有振動モードの一例（α＝β＝０，ｎ＝１０）。 Ｓｙｓｔｅｍ−ＣＳとＳｙｓｔｅｍ−ＦＲにおける粘性減衰定数と層数ｎの関係を示す図。 ダッシュポットを水平面に配置する折り曲がり片持ちせん断構造体（Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲ）の概念説明図。 Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲにおける粘性減衰定数と層数ｎの関係（α＝β＝０，τ＝１）説明図。 本実施例に係る耐震性構造物の概念的正面説明図。 図９のＩ−Ｉ線断面説明図（ａ）、図９のＩＩ−ＩＩ線断面説明図（ｂ）、図９のＩＩＩ−ＩＩＩ線断面説明図（ｃ）。 水平可動支持装置の平面説明図（ａ）、同装置の側面説明図（ｂ）。 減衰装置の平面説明図（ａ）、同装置の側面説明図（ｂ）。 すべり摩擦型水平可動支持装置の平面説明図（ａ）、同装置の側面説明図（ｂ）。 減衰装置の断面側面説明図（ａ）、同装置の底面説明図（ｂ）。 床用伸縮装置の平面説明図（ａ）、同装置の断面側面説明図（ｂ）。 外壁用伸縮装置の内側から外側を見た側面説明図（ａ）、同装置の断面底面説明図（ｂ）。 折り曲がり片持ちせん断構造体模型の外観説明図（自由端に水平荷重が作用する時の変形の様子を示す）。 粘性減衰装置の横断面配置説明図。 図１４のａ部拡大説明図。 水平可動支持装置の分解説明図。 ローラー車体の動摩擦係数のグラフ。 粘性減衰装置Ａの拡大説明図。 粘性減衰装置Ｂの拡大説明図。 粘性減衰装置の基本寸法説明図。 自由端に作用する水平荷重と水平変位の関係を示す図。 Ｓｙｓｔｅｍ−Ｆ０の１次固有周期と粘性減衰定数の関係を示す図。 ダッシュポットとローラーに着目した固有周期の比較。 ダッシュポットとローラーに着目した粘性減衰定数の比較。 Ｓｙｓｔｅｍ−ＤＦＲの固有振動モード。 Ｓｙｓｔｅｍ−ＦＲの固有振動モード。 Ｓｙｓｔｅｍ−Ｆの固有振動モード。

符号の説明

ＳＴ 耐震性構造物
ＤＦＲ 折り曲がり片持ちせん断構造体
Ｆ 固定端側せん断構造体
Ｒ 自由端側せん断構造体
Ｌ すべり摩擦型水平可動支持装置
Ｍ 水平可動支持装置
Ｎａ 減衰装置（粘性減衰装置）
Ｎｂ 減衰装置（オイルダンパー）
ＦＥ 床用伸縮装置
ＷＥ 外壁用伸縮装置
Ａ，Ｂ 粘性減衰装置
１０ 下部構造
１１ 上部構造
１２ 固定端側階層部
１３ 折曲部形成階層
１４ 自由端側階層部
１５ 柱部
１６ 梁部（もしくは床部）
１７ 柱部
１８ 梁部（もしくは床部）
１９ 梁部（もしくは床部）

Claims (6)

1. 下部構造の上に上部構造を支持させると共に、同上部構造は、主に骨組み構造で主たる鉛直荷重と水平荷重に抵抗する構造物であって、
   上部構造は、固定端側となる最下層階を下部構造に固定させた複数の階層からなる固定端側階層部と、同固定端側階層部の最上層階を形成する折曲部形成階層と、同折曲部形成階層が最上層階を形成すると共に自由端側となる最下層階を下部構造に水平可動支持装置を用いて水平移動自在に支持させた複数の階層からなる自由端側階層部とから、上方に突状に折り曲げた一体の折り曲がり片持ちせん断構造体となし、
   少なくとも一対の折り曲がり片持ちせん断構造体を、固定端側階層部が外方に且つ自由端側階層部が内方に位置するように配設すると共に、自由端側階層部同士を一体となしたことを特徴とする耐震性構造物。
2. 折り曲がり片持ちせん断構造体を放射状に配設すると共に、周方向に隣接する固定端側階層部同士を一体に連設して、自由端側階層部を囲繞する筒状となして構成したことを特徴とする請求項１記載の耐震性構造物。
3. 自由端側階層部の最下層階と下部構造との間に減衰装置を介設したことを特徴とする請求項１又は２記載の耐震性構造物
4. 固定端側階層部と自由端側階層部との対向する階層の内、少なくとも一組の対向する階層同士間又は対向する片持ち梁部（もしくは片持ち床部）同士間に減衰装置を介設して、同減衰装置により固定端側階層部と自由端側階層部を水平に連結したことを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項記載の耐震性構造物
5. 固定端側階層部と自由端側階層部との対向する階層の内、少なくとも一組の対向する階層同士の梁部（もしくは床部）からそれぞれ片持ち梁部（もしくは片持ち床部）を延伸させ、対向する片持ち梁部（もしくは片持ち床部）同士間に床用伸縮装置を介設して、同床用伸縮装置により固定端側階層部と自由端側階層部との水平相対変位を吸収する間隙を水平方向に伸縮自在に閉塞したことを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項記載の耐震性構造物。
6. 固定端側階層部と自由端側階層部との対向する側面外壁部または側面外壁を取り付ける下地骨組部を水平方向に延伸させ、対向する側面外壁部同士間、対向する下地骨組部同士間、又は、対向する側面外壁部と下地骨組部の間に外壁用伸縮装置を介設して、同外壁用伸縮装置により固定端側階層部と自由端側階層部の水平相対変位を吸収する間隙を水平方向に伸縮自在に閉塞したことを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項記載の耐震性構造物。

Images