淺沼組技術研究報告 №30(2018)５．杭頭免震建物の側柱部に設置される積層ゴムの力学特性評価
Evaluation of Mechanical Characteristics of Laminated Rubber Bearing Installed on Perimeter Part inPile Top Seismic Isolation Buildings
山内 豊英＊１

飛田 喜則＊１

要 旨
杭頭免震建物の 1 構面を取り出した 2 次元フレームモデルの地震応答解析により、変動軸力が作用する側柱部の積層ゴムの力学特性を評価するとともに、既報で提案した力学特性評価法との関係についても考察を行った。側柱部の変動軸力に起因し、積層ゴムの水平剛性には正・負方向で非線形性の差異が見られたが、既報で提案した積層ゴムの水平剛性評価式については変動軸力の影響が小さいことを確認した。既報で提案した積層ゴムの曲げモーメント分配率の評価式については、変動軸力に応じた面圧の最大値を適用した評価式と側柱部の解析結果が概ね一致することを確認した。
キーワード：杭頭免震構造／積層ゴム／地震応答解析／変動軸力
１．はじめに

２．解析モデルおよび地震応答解析の概要

近年、物流施設では荷崩れ防止や事業継続計画上の対2.1 2 次元フレームモデル概要

策から免震化へのニーズが高まっており、大規模な計画

検討対象建物は、既報 4)～6)と同様に、図－1 のようなでは杭頭免震構造を採用する場合が多い。杭頭免震構造

X,Y 両方向 10m×10 スパンの地上 4 階建て、延床面積は、杭頭に直接免震装置を設置して基礎梁やマットスラ40000m2 の物流施設とした。構造種別は、柱を鉄筋コンクブなど（以下、連結部材と称す）を小断面化する構造でリート造（以下、RC と称す）、梁を鉄骨造（以下、S とあり、基礎工事の合理化や建設コストの削減を可能とす称す）とした柱 RC 梁 S ハイブリッド構法とした。

る。一方、杭を繋ぐ連結部材の剛性が低いため、特に軟地震応答解析に用いる 2 次元フレームモデルを図－2

弱地盤の場合に杭頭に曲げ回転変形が生じ易く、積層ゴに示す。検討対象建物の 1 構面を取出したフレームモデ

ムの力学特性に影響を及ぼすことが指摘されている 1)～3)。

ルとし、地震力に伴い側柱部（X1 通りおよび X11 通り）

筆者らは、杭頭の曲げ回転変形や地盤との動的相互作に生じる変動軸力を考慮できるようにした。上部構造の用の影響を考慮できる連成振動解析モデルを構築し、杭RC 柱のコンクリートの設計基準強度 Fc は 36N/mm2 とし頭免震構造の動的特性に関する研究を行ってきた 4)～6)。てヤング係数は Fc から算定 7)し、S 部材のヤング係数はさらに、部材構成や地盤条件に応じた積層ゴムの力学特2.05×105N/mm2 とした 8)。上部構造の柱と梁の接合部節性評価法 4)や杭基礎に対する応答変位法の適用法 5)等、杭点には負担するスパンの重量に相当する質点を設けた。

頭免震構造の応答評価法として幾つかの提案を行った。

上部構造の部材断面は全て既報 4)～6)と同様に弾性梁要素筆者らのこれまでの研究では、中柱部の 1 スパンを対とした。

象とした地盤-杭-上部構造の魚骨型モデルを使用しており、積層ゴムに作用する鉛直荷重を一定として検討を行

構造階高ってきたが、建物の側柱部の積層ゴムには地震力の方向4Fに応じた変動軸力が作用する。変動軸力は積層ゴムの力

S造

3F

学特性に影響を及ぼすことから、筆者らが提案した応答評価法の適用性を論じるためには当該評価法と変動軸力2Fの関係について整理する必要があると考える。

1F

本研究では、杭頭免震建物の 2 次元フレームモデルを10m 〃 〃 〃 〃 〃 〃 〃 〃 10m100m

用いた地震応答解析により、変動軸力を考慮して側柱部の積層ゴムの力学特性を評価し、提案した積層ゴムの力(a)平面計画概要

4)

学特性評価法 との関係について考察した。

(b)断面計画概要

図－1 検討対象建物*１技術研究所構造研究グループ
5-1

柱RC・梁S混合構造淺沼組技術研究報告

解析変動因子を表－1 に示す。
既報 4)～6)までと同様に、№30(2018)および 21%とした。自由地盤下端には工学的基盤の半無限性を表すダッシュポット 13)を設けた。

基礎梁および杭のいずれも弾性梁要素とした。基礎梁はRC 造とし、梁せいが一律 350mm で梁幅を 1000mm～内部粘性減衰は初期剛性比例型とし、上部構造の減衰4000mm とした 4 種類の断面を設定し、杭とピン接合のケ定数は 3%、鋼管杭は 2%、RC 杭は 3%とし、免震層、水ースも対象とした。杭種別は鋼管杭と RC 杭の 2 種類と平地盤反力ばね、自由地盤の内部粘性減衰は 0 として履した。鋼管杭は中柱部を直径 1200mm(t=19mm)、側柱部歴減衰のみを考慮した。

を直径 800mm(t=14mm)、RC 杭は中柱部を直径 2000mm、側柱部を直径 1400mm とし、各杭の節点には杭の区分重表－1 解析変動因子量分の質点を設けた。基礎梁および RC 杭の設計基準強基礎梁 *1

2

度 Fc は 36N/mm とした。

幅(mm)

地盤条件は、文献 9)において第 2 種地盤相当として設定された「地盤-2」を対象とした。地盤-2 の N 値と S 波速度の分布を図－3、地盤物性諸元と自由地盤の等価固有周期をそれぞれ表－2 と表－3 に示す。水平地盤反力ばね9)の剛性は Francis の式 と群杭係数10)の積とし、層番号 1～5 の地盤（以下、表層地盤と称す）の剛性は等価地盤物性、工学的基盤の剛性は初期地盤物性として算定した。

せい(mm)*2

杭中柱部 側柱部剛比

種別

杭とピン接合0.0

1000

3500.011

直径：
直径：
鋼
管 1200mm 800mm
杭 (厚19mm) (厚14mm)

2000

3500.021

3000

3500.032

4000

3500.042*1RC造、Fc=36N/mm*2

1階梁に対する剛比R
直径：直径：C 2000mm 1400mm
杭 (Fc=36) (Fc=36)2-

水平地盤反力ばねの非線形特性は表層地盤を双曲線モデル、工学的基盤を線形ばねとした。また、表層地盤の極限地盤反力は Broms の式 9)より算定した。自由地盤は断表－2 地盤-2 の地盤物性諸元 9)

面積 100000 ㎡の土柱を想定し、表層地盤は石原、吉田の方法に基づく H-D モデル

それぞれ 0.18%および 17%、砂質土のそれらの値を 0.10%
100,000

70kN

650kN

1300kN

(m)

(m)

34.5
10.0
17.0
18.5
25.0
工学的基盤-

4.5
5.5
7.0
1.56.5-

R階梁（S造）:H-400×200×8×13
4階梁（S造）:H-600×300×12×1970kN

35kN

1300kN

650kN

660kN

1320kN(t/m )1.81.6
1.8
1.71.81.8

S波速度
VS

P波速度
VP(m/s)
90150
210150260
390(m/s)
1360
1560
1560
1560
1560
1700

土質粘性土
砂質土
砂質土
粘性土
砂質土
-

表－3 地盤-2 の等価固有周期

3階梁（S造）:H-700×300×14×25

柱（RC造）:
900×900

深度

12345

き、粘性土の基準せん断歪 0.5 および最大減衰定数 hmax を35kN

密度ρ

、工学的基盤は線形ばねとした。表層地盤の歪依存特性は、古山田らの提案 12)に基づ柱（S造）:
BOX
350×350×16

層厚

層番号11)

等価固有周期1320kN660kN1320kN660kN

2000kN

1000kN

1次1.01 s

2次0.38 s

3次0.24 s

2階梁（S造）:H-700×350×16×28
660kN

1320kN
1階梁(RC造)：
700mm×1800mm

免震層（積層ｺﾞﾑ＋鋼材ﾀﾞﾝﾊﾟｰ）

1000kN
266kN

2000kN
基礎梁（RC造）
532kN

水平地盤反力ばね（双曲線モデル）

自由地盤
532kN

266kN

杭H-Dﾓﾃﾞﾙ（鋼管, RC造）

表層地盤（地盤-2）

工学的基盤（寸法単位：mm）

X1

10,00010,000X510,000

X6

水平地盤反X11 力ばね（線形ばね）

図－2 2 次元フレームモデル
5-2

線形ばね
ﾀﾞｯｼｭﾎﾟｯﾄ(a)N 値(b)S 波速度（地下逸散減衰）地震波

図－3 地盤-2 の地盤物性の鉛直方向分布 9)

淺沼組技術研究報告 №30(2018)5.0）、長期鉛直荷重を 4000kN（面圧:10.4N/mm2）とし、22.2 免震層のモデル化

次形状係数と面圧を既報の設定と概ね一致させた。

免震層も既報 4)～6)と同様に天然ゴム系積層ゴムと鋼材積層ゴムの解析モデルは既報 4)～6)と同様に三山の方法ダンパーで構成した。免震層の骨格曲線の概念を図－416)によった。水平剛性 K H 、幾何学的非線形性を表す剛に示す。積層ゴム、鋼材ダンパーは 1 箇所につきそれぞれ 1 基ずつ設けることとした。鋼材ダンパーは、降伏せ性 K P 、曲げ回転剛性 K R の各マトリクスを並列結合しん断力係数で 0.04 相当の標準バイリニア型モデルとした。

た積層ゴムの剛性マトリクスを式(3)に示す。

積層ゴムの諸元を表－4 に示す。ゴムのヤング率 E0 はポアソン比 0.5 とせん断弾性率 G を用いて算定（ E0し、補正係数

QAMAQB3G ）と体積弾性率 E は文献 14)を参考にした。

xA

KH

1層の厚さ tr 、ゴムと内部鋼板を合わせた全高さ h により、Kh圧縮時における積層ゴムの有効水平剛性 k s および有効曲げ回転剛性 k rc は式(2)で表される。

ksGAh, krc
nt rEb

02 2S13E0 1(1)Erb Ihnt r

Krは水平変位依存性は、後述の積層ゴムの力学特性と回転剛性比の関係は積変化しないため 3)、提案した力学特性評価法の適用性を考慮して外径 700mm、ゴム総厚 140mm（2 次形状係数:Khks
1hPPcr

Krk rc1hPPcr

表－4 天然ゴム系積層ゴムの諸元
中柱部 側柱部0.39

21000
25200

曲げに対する弾性率 : E rb (N/mm )Brcを考慮した。K h と K r を式(4)および

2(4)

2(5)

rc

における極めて稀に発生する地震の加速度応答スペクト

70015140606.8ルに基づき、位相特性を乱数として作成した。入力地震波の概要を図－5 に示す。地震波は、2.1 節で示した自由地盤の下端のダッシュポットを介して入力した。

608.1

120400240.4kN

120.2kN20mm

NRB + 鋼材ﾀﾞﾝﾊﾟｰ
（側柱部）
変形

1002000-200
最大加速度（絶対値）：317.3cm/s2
継続時間：120s-4000204060
時刻(s)

80

100120

速度応答(cm/s)

NRB + 鋼材ﾀﾞﾝﾊﾟｰ（中柱部）

加速度(cm/s2)

荷重(3)入力地震波は、建設省告示第 1461 号の解放工学的基盤

36.45.00
2AxB

2.3 入力地震波

1.170.85
1961

体積弾性率 : E ∞(N/mm )外径 : D (mm)
内径 : d (mm)
ゴム総厚 : n ･t r (mm)1次形状係数 : S 12次形状係数 : S 201011/ 2h/41/ 2h/4式(5)に示す。

層ゴムの面圧や 2 次形状係数等が同じであればほとんど

2xA000P1/ 2 0h / 4 1/ 20sym.

面圧依存性の近似式を適用し、さらに、曲げ回転剛性にを 8000kN（面圧:10.2N/mm2）とした。側柱部の積層ゴム

ヤング率 : E 0(=3G)(N/mm )補正係数 : κ010

積層ゴムの座屈荷重 Pcr と鉛直荷重 P の関係に基づいたゴム総厚 200mm（2 次形状係数:5.0）とし、長期鉛直荷重

せん断弾性率 : G (N/mm )h/2
h2 / 4h/2h2 / 4

なお、積層ゴムの水平剛性 K h と曲げ回転剛性 K r には

中柱部の積層ゴムは、既報 4)～6)と同様に、外径 1000mm、

2h/21h2 / 4 h / 2
1sym.

sym.

(2)

項目

xB
Bの断面積 A、断面二次モーメント I、ゴム層数 n、ゴム 1Eb E,Eb EAKRMB

曲げに対する弾性率 E rb は式(1)で算定した 15)。積層ゴムErbKP

8060
40
2000.01(a)加速度の時刻歴波形

図－4 免震層の骨格曲線

図－5 入力地震波
5-30.11
周期(s)10(b)速度応答スペクトル(h=5%)淺沼組技術研究報告 №30(2018)３．地震応答解析の結果

3.2 積層ゴムの等価水平剛性の評価
鋼管杭で基礎梁をピン接合とした場合の X11 側柱部に3.1 積層ゴムの変形と軸力の関係
鋼管杭で基礎梁をピン接合とした場合の積層ゴムの水おける積層ゴムのせん断力-水平変形履歴を図－8 に示す。

平変形と軸力の時刻歴を図－6 に示す。図－6(a)が X6 通

図－8 より、水平変形が正方向の場合には剛性低下が大きりの中柱部（以下、X6 中柱部と称す）、図－6(b)が X11くなり、負方向の場合には剛性低下が小さくなることが通りの側柱部（以下、X11 側柱部と称す）の結果を示す。

わかる。図－6 および図－7 からもわかるように、積層ゴ

水平変形は積層ゴムの下フランジに対して上フランジがムが正方向に水平変形すると側柱部の軸力が増加し、そ右側に水平変形する場合を正とし、軸力は引張力が正、れに伴って杭頭回転角も増加する。図－8 において水平変圧縮力を負とする。図－6(a)の X6 中柱部では積層ゴムに形が正方向の場合に剛性低下が大きくなるのは、杭頭回作用する軸力がほとんど変動しないのに対し、図－6(b)転角が増加することで軸力による水平分力がより大きくの X11 側柱部では-2686～-5491kN の範囲で大きく変動しなり、積層ゴムの水平剛性により強い非線形性が現れるている。また、X11 側柱部では水平変形と軸力が概ね逆ためである。

位相で推移しており、積層ゴムが右側に水平変形すると既報 4)と同様に、解析を行った全ケースについて、X11圧縮軸力が増加し、左側に水平変形すると圧縮軸力が減側柱部における積層ゴムのせん断力-水平変形履歴から少する様子がわかる。

最小二乗法により等価水平剛性 K eq を導出した。更に、等次に、鋼管杭で基礎梁をピン接合とした場合の X11 側価水平剛性 K eq を積層ゴムの曲げ回転変形が生じない場

柱部における積層ゴムの水平変形と曲げ回転角の時刻歴合の水平剛性 K h で除した値を水平剛性比率 K eq / K h とを図－7 に示す。曲げ回転角は杭頭部が時計回りに回転すした。水平剛性比率 K eq / K h と 1 階梁に対する基礎梁の剛る方向を正とする。図－7 より、積層ゴムの水平変形と曲比との関係を図－9 に示す。既報までと同様に、基礎梁のげ回転角は概ね同位相で推移していることがわかる。

剛比が小さいほど剛性低下が大きく、鋼管杭ではより顕著となり最大で約 12％剛性が低下している。

300-6000-7000

1000-8000-100-9000

水平変形(X6通り)
軸力(X6通り)-200-300
020406080-10000

100120

時刻(s)(a)X6 中柱部
-2000-2686

200-3000

1000-4000-100-200

水平変形(X11通り)
軸力(X11通り)

-5491

-300
020406080

100-5000

軸力(kN)

水平変形(mm)

300

100
軸力：減←

-200

水平変形(X11通り)
曲げ回転角(X11通り)-200-300
020406080

100120時刻(s)図－7 積層ゴムの水平変形と曲げ回転角の時刻歴波形
5-4

水平剛性比率 Keq/Kh

水平変形(mm)-100

曲げ回転角(rad)図－6 積層ゴムの水平変形と軸力の時刻歴波形

0200300

鋼管杭基礎梁ピン接合1(b)X11 側柱部

100

100

図－8 積層ゴムのせん断力-水平変形関係-6000

0.020.015
0.010.005
0-0.005-0.01-0.015-0.02-1000-100-200

時刻(s)200→軸力：増0剛性低下が小さい 水平変形(mm)

120

300

剛性低下が大きい200
せん断力(kN)

200

軸力(kN)

水平変形(mm)300

0.950.9
鋼管杭
RC杭0.85
0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05
1階梁に対する基礎梁の剛比
図－9 積層ゴムの水平剛性比率

淺沼組技術研究報告 №30(2018)

次に、積層ゴムの曲げ回転剛性 K rP を下部構造の回転剛性 K B で除した値を回転剛性比 K rP / K B

軸力とした既報の直線近似式付近には分布するものの、

3),4)と定義し、横軸の増加に伴い極僅かな差異が生じている。これは、

既 報 で 示 し た 水 平 剛 性 比 率 K eq / K h と 回 転 剛 性 比K rP / K B の関係4)

変動軸力により 0.9max以上での積層ゴムの面圧が 12.5～2に本論の解析結果を併せて示したもの

12.8N/mm 程度まで増加するためである。一方、併せて示を図－10 に示す。図－10 において、X11 側柱部およびした面圧 12.7 N/mm2 で一定とした場合の直線近似式 10)X6 中柱部の結果をそれぞれ□および＊のプロットで示とは一致しており、側柱部のす。図－10 より、X11 側柱部でも一定軸力とした既報の式により推測可能と考えられる。

直線近似式と概ね一致し、提案した評価法で等価水平剛10
曲げﾓｰﾒﾝﾄ分配率 αM(t)性を推測可能であることがわかる。図－8 では変動軸力の影響がわずかに見られたが、平均的な剛性は一定軸力の場合と概ね同じと判断できる。
3.3 積層ゴムの曲げモーメント分配率
積層ゴムの反曲点移動を表す指標として、積層ゴム上端部が負担する曲げモーメント M A を積層ゴムに回転が生じない場合の負担曲げモーメント M 0 で基準化した値を曲げモーメント分配率

M( M A / M 0 ) と定義する3),4)。

鋼管杭で基礎梁をピン接合とした場合の X11 側柱部における時刻 t におけるM84
20-2-200 -100が重要となるのは P-⊿効果が最大となる最大変形max付近であるため 4)、0.9以上のMを評価した 4)。

解析を行った全ケースについて曲げモーメント分配率を導出し、1 階梁に対する基礎梁の剛比との関係をプロットした図を図－12 に示す。既報までと同様に、基礎Mが大き次に、既報で示した曲げモーメント分配率

M併せて示したものを図－13 に示す。側柱部の1.21.11M

図－12 積層ゴムの曲げモーメント分配率

も一定

1.051.8

凡例（図－10,13 共通）
太線プロット:鋼管杭細線プロット:RC杭

0.95
0.90.85
2次元ﾌﾚｰﾑﾓﾃﾞﾙの結果
X11-側柱部(鋼管杭)X11-側柱部(RC杭)X6-中柱部(鋼管杭)X6-中柱部(RC杭)

0.7
00.1

0.2

0.30.4

KrP/KB

0.50.6

乱数位相：N値1
乱数位相：N値5乱数位相：N値10
乱数位相：N値15
乱数位相：N値20
KOBE位相：N値1
KOBE位相：N値5
KOBE位相：N値10
KOBE位相：N値15
KOBE位相：N値20
HACHINOHE位相：N値1
HACHINOHE位相：N値5
HACHINOHE位相：N値10
HACHINOHE位相：N値15HACHINOHE位相：N値20

図－10 水平剛性比率と回転剛性比の関係 4)

N値1：y=3.66x+1(面圧:10.2N/mm2)

1.7

曲げモーメント分配率αM

水平剛性比率 Keq/Kh

y=-0.26x+1 (面圧:10.2N/mm2)（KOBE位相のN値1を除く）

0.75

鋼管杭RC杭1.3

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05
1階梁に対する基礎梁の剛比と回転剛性比を表す指標 rc ( max ) K rP / K B の関係 4)に本論の結果を0.8

300

0.9

く、鋼管杭ではより顕著となる。

1200

1.4(t ) を平均して梁の剛比が小さいほど曲げモーメント分配率

100

δmax

図－11 時刻 t における積層ゴムの曲げモーメント分配率と水平変形の関係

曲げﾓｰﾒﾝﾄ分配率 αM

max0

水平変形 δ(t)(mm)

変形 (t ) が大きくなると一定値に収束している。設計上M

0.9×δmax(t ) と積層ゴムの水平変形 (t ) のMは変動軸力に応じた評価

この範囲のαM(t)を平均してαMを評価

6

散布図を図－11 に示す。既報と同様に、積層ゴムの水平M

鋼管杭
基礎梁
ﾋﾟﾝ接合

M1.6

N値5～20：y=2.70x+1(面圧:10.2N/mm2)

1.5
1.4
1.3
1.2

N値5～20：y=2.42x+1(面圧:12.7N/mm2)

1.1

2次元ﾌﾚｰﾑﾓﾃﾞﾙの結果
X11-側柱部(鋼管杭)X11-側柱部(RC杭)X6-中柱部(鋼管杭)X6-中柱部(RC杭)

10.9
0.8
00.05

0.1

0.15

φrc(δmax)･KrP/KB
図－13 曲げモーメント分配率と回転剛性比の関係 4), 17)5-50.2

淺沼組技術研究報告 №30(2018)

４．まとめ6) 山内豊英：地盤との連成振動を考慮した杭頭免震構

杭頭免震建物を対象とした 2 次元フレームモデルの地造の応答評価法の提案、東京理科大学学位論文、2018

震応答解析により、変動軸力が作用する側柱部の積層ゴ（淺沼組技術研究報告（別冊）、No.29-1）

ムの力学特性を評価し、既報で提案した力学特性評価法

7) 日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同との関係について考察を行った。

解説、2010

側柱部の変動軸力に起因し、積層ゴムの水平剛性にお8) 日本建築学会：鋼構造設計基準許容応力度設計、2005

いて正・負方向で非線形性の差異が見られたものの、積9) 日本建築学会：建物と地盤の動的相互作用を考慮し層ゴムの水平剛性評価式は一定軸力として導出した既報

た応答解析と耐震設計、2006の評価式と側柱部の解析結果が概ね一致することを確認

10) 護雅史、森川和彦：加振方向を考慮した群杭効率のした。免震層全体の水平剛性を対象とした場合、側柱部推定式の提案、第 3 回日本地震工学会大会梗概集、の変動軸力が水平剛性に及ぼす影響は小さい。

pp.416-417、2005.1

積層ゴムの曲げモーメント分配率の評価式については、

11) Ishihara, K., Yoshida, N. and Tsujino, S.:Modelling of

変動軸力の最大値相当の一定軸力で導出した既報の評価

stress-strain relations of soils in cyclic loading, Fifth

式と側柱部の解析結果が概ね一致したことから、面圧のInternational Conference on Numerical Methods in

最大値を適用した評価式により推測可能と考えられる。

Geomechanics Nagoya, pp.373-380, 1985
12) 古山田耕司、宮本裕司、三浦賢治：多地点での原位［謝

置採取試料から評価した表層地盤の非線形特性、第辞］

最後に、本研究を行うにあたり多くの御指導を頂いた

38 回地盤工学研究発表会、pp.2077-2078、2003.7

東京理科大学の北村春幸副学長、理工学部建築学科の永13) 北村春幸：性能設計のための建築振動解析入門、2009

野正行教授、松田頼征助教、九州大学大学院・人間環境

14) 日本建築学会：免震構造設計指針、2001

学研究院の佐藤利昭准教授、並びに、国立研究開発法人・

15) 藤田聡、藤田隆史：重量機器免震用積層ゴムの静的森林研究・整備機構・森林総合研究所の鈴木賢人氏に深加力実験 第 3 報 剛性についての理論的検討、生産く感謝申し上げます。

研究 38 巻 第 4 号、pp.189-191、1986.4
16) 三山剛史：積層ゴムの上下面に回転角を与えた場合[参考文献］の力学的性状に関する研究、日本建築学会構造系論

1) 浅野三男、嶺脇重雄：取付部の柔性を考慮した免震

文集 第 556 号、pp.43-50、2002.6
17) T. Yamauchi, H. Kitamura, M. Nagano, T. Sato, K.

用積層ゴムの水平剛性評価、日本建築学会技術報告

Suzuki:

集 第 8 号、pp.57-62、1999.6

Dynamic

CharacteristicsofBuildings

2) 高岡栄治、宮田章：杭基礎の柔性を考慮した積層ゴConstructed by Pile Top Seismic Isolation System

ム力学特性の解析的評価、日本建築学会構造系論文

Considering Nonlinearity of Laminated Rubber Bearing,

集 第 678 号、pp.1219-1226、2012.8

16th World Conference on Earthquake Engineering, Paper
No1275, 2017.13) 小林正人、下田卓、西村拓也：端部回転を有する免震用積層ゴムの水平剛性と取付け部材の設計用応力に関する研究、
日本建築学会構造系論文集 第 682 号、pp.1873-1880、2012.124) 山内豊英、北村春幸、永野正行、佐藤利昭、鈴木賢人、飛田喜則：地震応答解析による杭頭免震建物の動的特性に関する研究 -動的挙動を考慮した積層ゴ
ムの力学特性の評価-、日本建築学会構造系論文集、第 81 巻 第 730 号、pp.2025-2035、2016.125) 山内豊英、北村春幸、永野正行、佐藤利昭、鈴木賢人、松田頼征、飛田喜則：杭頭免震建物の杭基礎に対する応答変位法の適用に関する研究、日本建築学
会構造系論文集、第 83 巻 第 743 号、pp.69-79、2018.1
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