東急建設技術研究所報 No.37
東急建設技術研究所報No.37

U.D.C 624.07

U.D.C 624.07

軽量構造物を対象とした免震構造用軽量構造物を対象とした免震構造用
高減衰積層ゴム支承の開発（その２）高減衰積層ゴム支承の開発（その２）
＊

＊

＊

＊
豊嶋 学＊
学 三輪
三輪 晋也
晋也＊
鈴木 鈴木敏志敏志
豊嶋
＊＊
＊＊＊
竹田 史朗
竹中 宏明
竹田 史朗＊＊ 竹中 宏明＊＊＊

要約：

本開発は，木造戸建住宅に代表される重量の軽い構造物（以下，軽量構造物という）を高減衰積層ゴム支承のみで免震化できるシステムの構築を目指している。本報では，前報１）に引き続き，軽量構造物に適用可能な免震構造用高減衰積層ゴム支承の開発を目的に行った実験研究について述べる。ここでは，免震告示による構造計算方法で，第 2 種地盤において簡略法による地盤増幅係数の評価にも対応可能となる性能を目標としている。前報で実験を行った積層ゴム支承は，水平変形性能と荷重支持能力については，目標を満足する結果が得られた。しかし，水平剛性が高く，加速度の低減率が小さいという課題が残された。本報
では，前報の実験結果を踏まえて，目標性能を満足できる積層ゴム支承の形状について検討し，静的載荷実験および振動台実験による性能確認を実施した。実験の結果，検討した積層ゴム支承は目標をほぼ満足する性能を有することが確認できた。

ｷｰﾜｰﾄﾞ：軽量構造物，高減衰積層ゴム，免震告示，第 2 種地盤，ハリンクスモデル，中空断面，振動台実験目

1.はじめに次：

5.静的載荷実験

2.高減衰積層ゴム支承の目標性能

6.振動台実験

3.既往の研究と課題

7.まとめ

4.形状検討

1.

2.

はじめに

高減衰積層ゴム支承の目標性能

本開発は，軽量構造物を高減衰積層ゴム支承のみで前報１）では，免震告示による構造計算方法で，地盤免震化できるシステムの構築を目指している。一般に条件を第 2 種地盤，地盤増幅係数 Gs の算定に簡略法

軽量構造物に適用する積層ゴム支承は，細長い形状と（Gs=2.025）を用いた場合を想定して設計的な検討をなることが予想されるが，形状が細長くなると座屈安行い，高減衰積層ゴム支承の目標性能を設定した。具

定性が損なわれると考えられており，従来，積層ゴム体的な目標数値は以下の通りである。

支承のみで軽量構造物を免震化することは不可能と考えられてきた。しかし，西村による近年の研究成果に

1)

積層ゴム支承 1 個あたりの支持荷重 68.6kN

よって，細長い形状でも一定の条件を満足すれば，大2)

等価粘性減衰定数 0.23 以上

変形領域における座屈安定性の高い積層ゴム支承を実

3)

水平変位 400mm における等価固有周期 2.4 秒

4)

設計使用範囲 400mm 以上

現可能であることが理論的に示されている

２）３）。また，実験研究により理論の妥当性が検証されている４）５）。
著者らは，この基礎研究の成果を基に，東京都市大学

上記の性能について，免震告示に示される地震力 Q（旧武蔵工業大学）西村研究室および東洋ゴム工業株と免震層の水平特性（ここでは，積層ゴム支承 1 個あ式会社と共同で，軽量構造物を対象とした免震工法のたりの水平特性）の関係を示すと図 1 の通りとなる。

研究開発を継続的に行っている。また，これまでの研50究成果として，軽量構造物に適用可能な高減衰積層ゴ45ム支承を開発し，免震架台は RC 造，免震装置は高減40

heq=0.23

応答スペクトル
第2種地盤（Gs=2.025）

35

地震力Q （kN）

衰積層ゴム支承のみという軽量構造物用のシンプルな免震システムを実現している６）。
開発した免震システムは，建物の立地条件（地盤条件）に対して適用に一定の制限があるが，現在，適用30252015応答値10

範囲拡大を目指し，高減衰積層ゴム支承の性能向上に5関する検討を行っている。本報は，前報１）に引き続き0行った高減衰積層ゴム支承の性能向上に関する実験研0*基盤技術開発部

材料・構造グループ
材料・構造グループ

50100

150200250水平変位 （mm）

300

350400

図 1 免震層の応答値と目標性能究について述べたものである。
＊基盤技術開発部

免震層の水平特性（目標性能）

第1種地盤（Gs=1.35）＊＊国際事業部**国際事業部

プロジェクト統括部

プロジェクト統括部

5555＊＊＊設計本部***設計本部

構造設計部

構造設計部

450東急建設技術研究所報No.37

3.

既往の研究と課題
ここでは，前報１）で行った実験研究について，計画

φ240mm

ゴム外径350mm

ゴム内径240mm

ゴム厚9.0mm

ゴム厚9mm

ゴム層数

22層

鋼板
厚9.0mm

ゴム総高さ198mm

実験を行った積層ゴム支承は，図 2 に示す中空断面を有する高減衰積層ゴム支承（形状名 L3）である。この形状 L3 は，文献 2）3）に示される「大きな水平変387mm

した積層ゴム支承の形状と，実験結果の概略を示す。

鋼板外径形領域でも座屈荷重の低下を抑制することのできる条360mm

積層鋼板厚9mm件」をほぼ満足しており，水平方向の荷重‐変形関係

鋼板層数

21層

鋼板総高さ189mm

フランジ25mm×2枚も広い範囲で線形性を保持できると解析的に予想されφ350mmるものである。ゴム材料には，東洋ゴム工業株式会社製の高減衰ゴム（G0.39）を採用している。この形状に

図2

積層ゴム支承の形状（形状 L3）ついて試験体を製作し，静的載荷実験および振動台を用いた動的実験により性能確認を行った。

750

静的載荷実験では，主に積層ゴム支承の圧縮限界強

700

実験結果

650

●：異常無し度を確認する試験を行った。積層ゴム支承の設計使用

600

範囲は，圧縮限界強度領域図を基にして求められるが，500
軸力 （kN）

前章に示した目標数値を満足するためには，図 3 に示す目標範囲以上の領域で安全性を確認する必要がある。
実験では，a)軸力下の水平載荷試験（鉛直荷重 68.6kN），

450400350300200

破断試験（鉛直荷重 0kN），の 3 種類の載荷を行い，圧100縮限界強度について確認した。なお，試験方法と実験

0

結果の詳細は前報

圧縮限界強度（目標範囲）

250b)鉛直方向の圧縮試験（水平変位 0mm），c)水平方向の１）▲：破断55015050を参照のこと。実験結果を図 3 にプロットする。図に示す通り，圧縮限界強度について

0100

図3200300400500
水平変位 （mm）

600700800900

圧縮限界強度領域（目標範囲と実験結果）

は，目標を満足する性能を有することが確認できた。
35

また，軸力下の水平載荷試験により支承の直径を超え30る大変形時においても，安定した復元力特性となるこ25とが確認できた（図 4）。

20等価剛性 Keq=50.2N/mm（水平変位 400mm）

15

振動台実験では，動的載荷時における積層ゴム支承
水平力 （kN）10の水平特性を把握する試験を行った。積層ゴム支承の水平特性には，速度依存性のあることが一般的に知られており ７），特に高減衰ゴム材料を用いた積層ゴム支50-5-10-15承には比較的大きな依存性があると言われている。そ-20こで，一方向の正弦波加振により，積層ゴム支承の水-25平特性を確認した。正弦波加振により得られた積層ゴ-35-600 -500 -400 -300 -200 -1000100
水平変位 （mm）-30

ム支承の水平特性は，静的載荷実験と同様に，支承の直径と同程度の水平変形時においても安定した性状を図4示した（図 5）。また，水平変位 400mm における等価200300

400

500

600

復元力特性（静的載荷試験：鉛直荷重 68.6kN）

35

剛性 Keq は静的載荷実験の結果（図 4）と比較して 430割程度大きな値となった。等価剛性 Keq（=72.15N/mm）

2520から等価固有周期 Teq を求めると約 1.95 秒となり，目15標数値の 2.4 秒よりもやや短い周期となった。図 5 の慣慣性力 （kN）

10性力‐水平変位関係から等価粘性減衰定数 heq を算定すると 0.22～0.24 程度の値となった。ここで Keq，Teq，heq の算定は免震告示に示される方法７）に拠った。

50-5-10

目標性能-15以上のように，形状 L3 の積層ゴム支承は，水平変形-20-25能力および荷重支持能力について，目標を満足する結等価剛性 Keq=72.15N/mm（水平変位=400mm）-30果を得る事ができた。しかし，水平剛性が目標性能よ-35-600 -500 -400 -300 -200 -1000100
水平変位 （mm）

りも高く，地震時における加速度の低減率が小さい（1/1～1/2 程度）１）という課題が残された。

図55656200300400500

慣性力‐水平変位関係（正弦波加振）600

東急建設技術研究所報No.374.

4.2

形状検討
ゴム材料のせん断弾性係数 G4.1積層ゴム支承の形状

図 1 の目標性能に対して，実験結果より得られた形

前述した通り，前報で実験を行った形状 L3 の水平剛状 L3 の水平特性を bilinear 型で表すと図 7 に示す通り性は，想定した値よりも高い結果となった（図 5）。ことなる。目標性能に対して水平剛性が高く，免震告示

れは，高減衰ゴム材料の持つひずみ依存性や速度依存で設計した場合には，応答変位は抑えられるが，上部性による剛性の変動が大きな要因の一つと考えられる。

構造へ入力される地震力が大きいという結果が得られそこで，これらの影響を把握するために，動的載荷時る。目標を満足するためには，図中●の応答値を通るにおけるゴム材料のせん断弾性係数 G について，形状ような水平特性となる必要がある。

L3 の実験結果を基に考察した。

ここで，積層ゴム支承の水平特性について，前節で積層ゴム支承の軸力下の水平剛性 KH は，ゴム材料の考察したゴム材料のせん断弾性係数 G を基に大変形時せん断弾性係数 G の値を基に Haringx 理論より解析的の水平剛性 KH（＝2 次剛性 K2）を Haringx 理論より解に求める事ができる８）。従って，軸力下における水平析的に求め，1 次剛性および降伏荷重を東洋ゴム工業

剛性 KH の値を形状 L3 の実験結果（軸力 68.6kN）で与の技術資料を参照して，形状 L3 の実験結果を基に断面えると，そこからせん断弾性係数 G の値を算定するこ

積 A およびゴムの総高さ hr より推定し，目標を満足すとができる（算定方法の詳細は文献 8）を参照）。高減る形状について検討した。検討した形状を図 8 に示す

衰ゴム材料を用いた積層ゴム支承の復元力特性は，（形状名 L5）。上記の方法により算定した形状 L5 の水bilinear 型で表現することができるが，ここでは，図 5

平特性は図 7 に示す通りとなる。さらに，文献 8）を参に示す慣性力‐変位関係の各ループにおける 2 次剛性照して，G=0.38N/mm2 とした場合の物理定数を算定す（接線剛性）K2 を水平剛性 KH として評価を行った。算ると，表 2 に示す通りとなる。形状 L5 は，文献 2）3）

定結果を表 1 および図 6 に示す。また，静的載荷実験に示される安定条件式をほぼ満足するものとなる。の結果（図 4）を基に同様の方法で算定したせん断弾性50係数 G の値も併せて示す。ゴム材料のせん断弾性係数4540に収束することがわかる。また，動的載荷の方が静的35載荷に比べてせん断弾性係数 G の値が 4 割程度大きく

30

地震力Q （kN）

G の値は，水平変位の増大に対して低下し，一定の値なっており，速度依存性による剛性の増大が確認できる。今回のゴム材料（G0.39）の場合，速度依存性を考慮して大変形領域におけるゴム材料のせん断弾性係数2520

ゴム材料のせん断弾性係数 G
せん断ひずみ水平剛性

せん断弾性係数

δ H (mm)γ (%)

K H (N/mm)

G (N/mm2)

44.7

22.6

257.81

1.52

92.8

46.9

155.92

0.95

173.5

87.6

92.80

0.61

246.3

124.4

67.81

0.48

329.3

166.3

48.96

0.38

200.0

101.0

48.89

0.38

400.0

202.0

24.66

0.27050

図7100

150200250
水平変位 （mm）

350mm

ゴム内径260mm

ゴム
厚 9.0mm

ゴム厚9mm

ゴム層数

22層

鋼板
厚 9.0mm

ゴム総高さ

198mm

鋼板外径

360mm

積層鋼板厚9mm

鋼板層数

21層

鋼板総高さ

189mm

フランジ

25mm×2枚

せん断弾性係数G （N/mm 2 ）φ350mm図82

表2

積層ゴム支承の形状（形状 L5）

形状 L5 の物理定数（G=0.38N/mm2）
形状L5の諸元

1

図650100150せん断ひずみγ （%）

200400ゴム外径●：動的載荷▲：静的載荷0350

φ260mm30300

目標性能と積層ゴム支承の水平特性

387mm

静的載荷

目標性能

50

動的載荷（振動台実験）

形状L5（予想）

15応答値

G を評価すると 0.38N/mm となる。

水平変位

形状L3（実験結果）

第1種地盤（Gs=1.35）102

表1

heq=0.23
応答スペクトル
第2種地盤（Gs=2.025）250

せん断弾性係数 G‐せん断ひずみ γ 関係

5757

数値

断面積
断面2次モーメント

A (mm2)

4.31×104

I (mm4)

有効せん断弾性係数

G e (N/mm2)

5.12×1080.51

有効曲げヤング率
せん断剛性 =G e A

E e (N/mm2)

17.1

K S (kN)

22.1

曲げ剛性 =E e I

K B (kNmm2)

座屈荷重（線形理論解）

N H (kN)

8.77×106102.5450

東急建設技術研究所報No.37

表35. 静的載荷実験
5.1

実験概要

試験体
N o.

前章で検討した形状 L5 の高減衰積層ゴム支承（図 8）について，試験体を 3 体製作し，積層ゴム支承の大変

試験方法

鉛直荷重(kN )軸力下の水平載荷試験68.6

鉛直方向の圧縮試験

588.0

0.02

水平方向の破断試験

0.0

破断まで3軸力下の水平載荷試験68.6±500

1形領域における安定性と圧縮限界強度領域を確認する試験を行った。実施した試験は表 3 に示す通りである。
なお，試験方法の詳細は，前報１）を参照のこと。

実施試験一覧
水平変位(mm)±200±400

355.2 実験結果

305.2.1 大変形領域における安定性

等価剛性 Keq=35.1N/mm（水平変位 400mm）

25

軸力下の水平載荷試験（鉛直荷重 68.6kN）より得ら20れた水平方向の荷重‐変形関係を図 9 に示す。形状 L310水平力 （kN）15の実験結果（図 4）と同様に，積層ゴム支承の直径である 350mm を超える大変形時においても安定した履歴ループを描いていることがわかる。使用範囲の目標であ50-5-10-15る水平変位 400mm における等価剛性 Keq は 35.1N/mm-20となり，形状 L3（Keq=50.2N/mm）と比較して 3 割程-25度小さい値となった。

-35-600 -500 -400 -300 -200 -1000100
水平変位 （mm）-30

5.2.2 圧縮限界強度領域

200300400500600

図 9 荷重‐変形関係（鉛直荷重 68.6kN）実施した試験（表 3）の実験結果を基に圧縮限界強度領域図を描くと図 10 の通りとなる。図に示す通り，形状 L5 は目標を満足する圧縮限界強度となることが確認できた。各試験の実験結果および加力時の変形状態を図 11 に示す。鉛直方向の圧縮試験では，形状 L3 と同軸力 （kN）程度の面圧（約 13.5N/mm2 ）まで加力を行った。実験
結果および加力後の目視確認では損傷等は確認されなかった。水平方向の破断試験では，破断点が 720mm（せん断ひずみ 381%）という結果が得られ，形状 L3よりもやや小さい値となった。軸力下の水平載荷試験（鉛直荷重 68.6kN）では，水平変位 500mm に対して，座屈および破断をしないという結果が得られた。

750700650600550
500450400350300
250200150
100500

実験結果●：異常無し▲：破断

圧縮限界強度（目標範囲）

0100200300

400500水平変位 （mm）

600

700

800900

図 10 圧縮限界強度領域（目標範囲と実験結果）

10070025201570300

1060

水平力 （kN）

400

水平力 （kN）

鉛直荷重 （kN）

3080

500

5040302000102030405060
鉛直変位 （mm）

7080

90100

試験体 No.1：鉛直方向の圧縮試験（鉛直荷重 588kN，水平変位 0mm）

0-10-20-25

1005-5-15

20100
03590

600

-300100

200

300
400500水平変位 （mm）

600

700

800

試験体 No.2：水平方向の破断試験（鉛直荷重 0kN，水平変位 720mm）

図 11

実験結果（圧縮限界強度の確認）

5858-35-600 -500 -400 -300 -200 -1000100
水平変位 （mm）

200

300

400

500

600

試験体 No.3：軸力下の水平載荷試験（鉛直荷重 68.6kN，水平変位 500mm）

東急建設技術研究所報No.37

356. 振動台実験

等価剛性 Keq=59.35N/mm（水平変位=400mm）

306.1 実験概要

25

静的載荷実験により大変形領域での安定性が確認さ2015れた形状 L5 の高減衰積層ゴム支承（図 8）について振10慣性力 （kN）

動台を用いた動的載荷実験を行い，その動的安定性を確認した。具体的には，一方向の正弦波加振を行い，動的載荷時における積層ゴム支承の水平特性について-10-20地震時における挙動を確認した。加振波の概要を表 4に示す。なお，試験方法は，前報0-5-15評価を行った。また，複数の観測波による加振を行い，
１）

目標性能

5-25-30で行った形状 L3-35-600 -500 -400 -300 -200 -1000100
水平変位 （mm）の振動台実験と同様である。
6.2 実験結果

図 12200300400500600

慣性力‐水平変位関係（正弦波加振）6.2.1 水平特性
50

正弦波加振により得られた積層ゴム支承の荷重（慣45性力）‐変位関係を図 12 に示す。静的載荷実験と同様第2種地盤（Gs=2.025）
heq=0.23 （目標値）

40に大変形時においても安定した履歴ループを描いてい35
地震力Q （kN）ることがわかる。水平変位 400mm における等価剛性Keq を推定すると 59.35N/mm となり，等価固有周期Teq は 2.16 秒となった。形状 L5 の等価剛性 Keq は，形状 L3 と比較して 2 割程度小さい値になったが，目標よりもやや高い水平剛性となった。また，得られた履第2種地盤（Gs=2.025）
heq=0.26 （実験結果）

30応答値（実験結果）

252015

形状L5（実験結果）

10歴ループから等価粘性減衰定数 heq を算定すると大変

5形時で 0.26 程度の値となった。正弦波加振の結果より0得られた形状 L5 の水平特性を bilinear 型で表し，免震目標性能

050100150200応答値（目標）250300350400450

水平変位 （mm）

告示に示される地震力 Q との関係を示すと図 13 の通り

図 13 目標性能と形状 L5 の実験結果となる。応答値について見ると，水平変位は，目標よ800りも大幅に抑えられ，上部構造へ入力される地震力は，700

6.2.2 地震時の応答性状

600
応答加速度 （cm/sec 2 ）目標よりも 1 割大きい程度という結果が得られた。
表 4 に示す地震波によって加振した際の入力加速度と応答加速度の関係を図 14 に示す。また，前報で行った形状 L3 の実験結果１）も併せて示す。形状 L5 の応答加速度は，形状 L3 よりも小さくなり，多少のばらつきはあるが，入力加速度 400cm/sec2 以上の範囲で 1/2～1/3 程度の低減率となった。写真 1 には，本実験での最●：形状L3 実験結果△：形状L5 実験結果

5004003002001002

大応答変位を記録した JR 鷹取 3D（480cm/sec ）におけ0る支承の変形状態を示す。実際に入力された加速度の0200

40060080010001200

入力加速度 （cm/sec 2 ）最大値は 554.68cm/sec2，速度の最大値は 98.96cm/sec で

図 14 入力加速度‐応答加速関係ある。この入力に対して，最大応答変位 414.63mm を記録したが，座屈および破断は起こらなかった。
表 4 加振波一覧
加振波

加振方向正弦波X

20，40，80，120，160(mm)El-centro NS

X

25，50(cm/sec)

目標加振レベルEl-centro 3D

3D

25，50(cm/sec)

Hachinohe NS

X

25，50(cm/sec)

Hachinohe 3D

3D

25，50(cm/sec)

JM A 神戸 NS

X

400，816(cm/sec2)

JM A 神戸 3D

3D

400，816(cm/sec2)

JM A 川口 3D

3D624(cm/sec2)

JR鷹取 3D

3D221，295，406，480(cm/sec2)

写真 1 JR 鷹取（480cm/sec2）最大応答変位 414.63mm

5959

東急建設技術研究所報No.377.

まとめまた，水平剛性や減衰定数といった振動特性について免震告示による構造計算方法で，第 2 種地盤においも免震構造に適した性状となることが確認された。て簡略法による地盤増幅係数 Gs（=2.025）の評価にも免震告示では，その適用範囲を第 1 種地盤および液対応可能となる軽量構造物用高減衰積層ゴム支承の開状化のおそれの無い第 2 種地盤までとしている。本実発を目的に，性能を満足できる高減衰積層ゴム支承の験研究により地盤増幅係数 Gs の値が 2.025 の場合まで形状について検討し，静的載荷実験および振動台実験対応可能な高減衰積層ゴム支承を開発し，これによりによる性能確認を行った。

免震告示で対象としている全ての地盤条件において既地盤増幅係数 Gs の値を 2.025 として設計した場合に開発の免震システム６）を適用することが可能となった。

は，免震層の応答変位が過大となるため，適用する積今後は，施工コストの低減や積層ゴム支承のコストダ層ゴム支承には高い座屈安定性が求められる。計画しウンを図り，木造戸建住宅をはじめとする軽量構造物

た高減衰積層ゴム支承（図 8）は，小さい鉛直荷重を支への免震構造の普及に向けた取り組みを進める予定でえた状態で，支承の直径を超えるような大変形に対しある。ても安定した性状を示すことが実験により確認された。
謝

辞本研究開発は，東京都市大学（旧武蔵工業大学）建築学科西村研究室および東洋ゴム工業株式会社との共同研究である。ここに記して関係各位に謝意を表する。

参考文献
1）鈴木敏志，豊嶋学，他 3 名：軽量構造物を対象とした免震構造用高減衰積層ゴム支承の開発，東急建設研究所報，No.36，pp.35-40，
2010 年
2）西村功：幾何学的非線形を考慮した曲げ‐せん断部材の座屈後挙動 ‐免震構造用積層ゴム支承の座屈安定性問題への適用‐，日本建築学会構造系論文集，第 593 号，pp65-72，2005 年 7 月
3）西村功：積層ゴム支承の座屈荷重に与える幾何学的非線形の影響，日本建築学会構造系論文集，第 599 号，pp79-86，2006 年 1 月
4）鈴木敏志・西村功：積層ゴム支承の座屈安定性に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集，第 74 巻，第 636 号，pp289-296，2009 年 2 月
5）鈴木敏志・西村功：高減衰積層ゴム支承の安定性に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集，第 75 巻，第 650 号，pp799806，2010 年 4 月
6）鈴木敏志，根本誠之，他 4 名：積層ゴム支承を用いた戸建免震住宅の研究開発，東急建設研究所報，No.34，pp.5-10，2008 年
7）（独）建築研究所・（社）日本免震構造協会・（社）建築研究振興協会：改正建築基準法の免震関係規定の技術的背景，（株）ぎょうせい，2001 年 8 月
8）西村功・小木亜希子・今泉幸成：中空断面を有する積層ゴム支承の座屈荷重に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集，第586 号，pp79-86，2004 年 12 月

DEVELOPMENT OF HIGH DAMPING LAMINATED RUBBER BEARINGSFOR THE LIGHTWEIGHT BUILDING（PART2）
S.Suzuki, M.Toyoshima, S.Miwa
S.Takeda, and H.Takenaka
This development aims at base isolation systems for a lightweight structure such as the wooden house by using high damping
laminated rubber bearings. This paper describes the experimental study for the purpose of development of high damping laminatedrubber bearings applicable to a lightweight structure. Laminated rubber bearings used in the experiment have a hollow circularsection and the shape is relatively slender. We confirmed the deformation performance of the rubber bearings by the static loading
test. And we verified the dynamic stability by the shaking table test. The experimental results showed that the high damping
laminated rubber bearing satisfies the target performance.

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