JP4747336B2 - Variable structure semi-active seismic isolation system - Google Patents
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Description
本発明は、免震構造物に設けられた可変減衰ダンパの減衰力を制御することにより、地震時における上部構造の応答を低減化させる可変構造セミアクティブ免震システムに関するものである。 The present invention relates to a variable structure semi-active seismic isolation system that reduces the response of an upper structure during an earthquake by controlling the damping force of a variable damping damper provided in the base isolation structure.
近年、地震に対して構造物の安全性を確保するために、当該構造物の基礎部分や中間階に積層ゴムや滑り支承による免震装置を介装して、地震等によって地盤から構造物に伝播しようとする振動を緩和させて、構造物の躯体に生じる応力や変形を少なくするとともに、さらに上下部構造間に、粘弾性ダンパやオイルダンパー等の減衰ダンパを介装して、上記振動を積極的に減衰させる各種のパッシブ免震システムが適用されている。 In recent years, in order to ensure the safety of a structure against an earthquake, the base part and intermediate floor of the structure are provided with a base rubber and a base isolation device using a sliding bearing, and the structure can be changed from the ground to the structure by an earthquake. The vibration to be propagated is alleviated to reduce the stress and deformation generated in the frame of the structure. Further, a damping damper such as a viscoelastic damper or an oil damper is interposed between the upper and lower structures to suppress the vibration. Various passive seismic isolation systems that actively attenuate are applied.
しかしながら、このようなパッシブ免震システムにおいては、減衰ダンパにおける減衰力が一定であるために、様々なレベルの地震動に対して上記構造物の下部あるいは上部に生じる変位、速度あるいは加速度といった応答を最適に制御することができない。 However, in such a passive seismic isolation system, since the damping force in the damping damper is constant, the response such as displacement, velocity, or acceleration generated at the lower or upper part of the structure is optimal for various levels of ground motion. Can not be controlled.
そこで、上記減衰ダンパとして、その減衰力が可変な可変減衰ダンパを用いるとともに、速度センサによって上記可変減衰ダンパーの速度を計測し、得られた検出信号からコンピュータにより最適制御理論などに基づいて最適化した制御力指令値Ｕを求めて、上記可変減衰ダンパで実現可能な減衰係数値Ｃ等を選択して当該可変減衰ダンパを制御するセミアクティブ免震システムが開発されている。 Therefore, as the damping damper, a variable damping damper whose damping force is variable is used, and the speed of the variable damping damper is measured by a speed sensor, and the obtained detection signal is optimized based on the optimal control theory by a computer. A semi-active seismic isolation system has been developed in which the control force command value U is obtained, the damping coefficient value C that can be realized by the variable damping damper is selected, and the variable damping damper is controlled.
ところで、このようなセミアクティブ免震システムにおいては、地震規模が小さい場合には、可変減衰ダンパの減衰力を小さく設定することにより、高い免震効果を発揮させることができる反面、免震構造物における変位は大きくなる。他方、地震規模が大きい場合に、可変減衰ダンパの減衰力を大きく設定すれば、免震効果は小さくなるものの、上記変位を小さくすることができる。 By the way, in such a semi-active seismic isolation system, if the magnitude of the earthquake is small, it is possible to exert a high seismic isolation effect by setting the damping force of the variable damping damper small. The displacement at becomes larger. On the other hand, if the magnitude of the earthquake is large and the damping force of the variable damping damper is set large, the above-mentioned displacement can be reduced although the seismic isolation effect is reduced.
さらに、特に高層免震建物においては、振動数が高い領域において、その２次以上の高次振動モードによって上部の加速度が大きくなる場合がある。
このため、上記セミアクティブ免震システムにおいては、可変減衰ダンパ自体が奏する制振効果とともに、上記特性を勘案して、構造物に生じる加速度が全体として小さくなるようなきめ細かな制御を行うことが重要となる。
Further, particularly in a high-rise base-isolated building, the upper acceleration may be increased by the higher-order vibration mode of the second or higher order in the high-frequency region.
For this reason, in the semi-active seismic isolation system, it is important to perform fine control so that the acceleration generated in the structure is reduced as a whole in consideration of the above characteristics in addition to the vibration damping effect produced by the variable damping damper itself. It becomes.
しかしながら、上述した従来のセミアクティブ免震システムにあっては、先ず最適制御理論に基づいて制御力指令値Ｕを求め、当該指令値Ｕに基づいて可変減衰ダンパにおける実現可能な減衰係数値Ｃ等を選択する方法を採っているために、制御性能のロバスト性が悪いという問題点があった。 However, in the above-described conventional semi-active seismic isolation system, first, the control force command value U is obtained based on the optimal control theory, and the damping coefficient value C that can be realized in the variable damping damper based on the command value U. Since the method of selecting is adopted, there is a problem that the robustness of the control performance is poor.
このような問題点を解決する可変減衰ダンパ等の制御理論として、下記非特許文献１に開示されているような、双線形最適制御理論が定式化されている。
この双線形最適制御理論によれば、上述した構造物の応答検出信号から、直接可変減衰ダンパにおける減衰係数を最適化することができ、よって上記最適制御理論を用いたシステムの制御性能を大幅に改善することができるという利点がある。
As a control theory for a variable damping damper or the like that solves such a problem, a bilinear optimal control theory as disclosed in Non-Patent
According to this bilinear optimal control theory, it is possible to optimize the damping coefficient in the variable damping damper directly from the response detection signal of the structure described above, and thus greatly improve the control performance of the system using the optimal control theory. There is an advantage that it can be improved.
しかしながら、上記双線形最適制御理論を用いた免震システムにおいても、構造物および可変減衰ダンパをモデル化する際に生じる誤差により、制御性能のロバスト性が低下してしまうという問題点を有している。 However, even in the seismic isolation system using the bilinear optimal control theory, there is a problem that the robustness of the control performance is reduced due to an error generated when modeling the structure and the variable damping damper. Yes.
また、いずれの制御理論によっても、可変減衰ダンパに対する減衰力設定値と、当該可変減衰ダンパで実際に発生する減衰力との間に生じる遅れが無視されることになるために、高い精度で上記可変減衰ダンパの最適な減衰力を制御することが難しいという問題点がある。
この発明は、かかる事情に鑑みてなされたもので、可変減衰ダンパにおける遅れも考慮することができるとともに、さらに制御対象となる構造物や可変減衰ダンパのモデル化誤差に対する制御性能のロバスト性も一段と高めることができる可変構造セミアクティブ免震システムを提供することを課題とするものである。 The present invention has been made in view of such circumstances, and can take into account the delay in the variable damping damper, and further enhance the robustness of the control performance against the modeling error of the structure to be controlled and the variable damping damper. It is an object to provide a variable structure semi-active seismic isolation system that can be enhanced.
上記課題を解決するために、請求項１に記載の発明は、上下部構造物間に免震装置が介装された免震構造物の上記上部構造と上記下部構造との間に設けられた可変減衰ダンパと、地震時における上記上部構造および下部構造の応答を検出するセンサと、このセンサからの検出信号に基づいて上記可変減衰ダンパへの指令信号を演算・出力するコンピュータを備えた制御手段と、この制御手段から出力された上記指令信号により上記可変減衰ダンパによる減衰力を切り換える切換手段とを備えた可変構造セミアクティブ免震システムにおいて、上記コンピュータが、上記免震構造物自体の状態方程式に、上記可変減衰ダンパの減衰係数設定値とダンパ速度との積で規定される減衰力設定値と上記可変減衰ダンパで実際に発生する減衰力との一次遅れ系の関係式であって、かつ時定数を一定と近似した関係式を連成させた、全体システムの状態方程式に対して双線形最適制御理論を適用して求めた制御則を切換え超平面として設定し、上記切換え超平面に基づいて上記可変減衰ダンパの減衰係数を切り換えて上記上部構造物の応答変形および／または応答加速度を制御する可変構造制御法を採用して上記指令信号を出力することを特徴とするものである。
In order to solve the above problem, the invention according to
また、請求項２に記載の発明は、請求項１に記載の上記コンピュータが、予め上記免震構造物の低応答値および高応答値並びに上記低応答値よりも低い制御開始を判断する応答値が設定されており、上記センサからの上記検出信号が上記制御開始を判断する応答値未満である場合に上記減衰力を最大値に設定し、上記制御開始を判断する応答値を超えて上記低応答値未満である場合に上記減衰力を最小値に設定し、上記検出信号が上記低応答値を超えた以降は、上記高応答値以下の範囲である場合に、上記演算を実行し、上記高応答値を超えた場合に上記減衰力を最大値に設定することを特徴とするものである。
In the invention described in
さらに、請求項３に記載の発明は、請求項１または２に記載の上記可変減衰ダンパが、上記減衰力が低減衰力と高減衰力との２段階に可変であることを特徴とするものである。
Furthermore, the invention according to
また、請求項４に記載の発明は、請求項１〜３のいずれかに記載の上記コンピュータが、上記上部構造と下部構造との相対速度または上記可変減衰ダンパの応答速度が規定値以下である場合に、上記指令信号を更新しない、すなわち減衰力を切り換えないことを特徴とするものである。 According to a fourth aspect of the present invention, in the computer according to any one of the first to third aspects, a relative speed between the upper structure and the lower structure or a response speed of the variable damping damper is less than a specified value. In this case, the command signal is not updated, that is, the damping force is not switched.
請求項５に記載の発明は、請求項１〜４のいずれかに記載の発明において、上記可変減衰ダンパが、内部に流体が充填された圧力室を有するシリンダと、このシリンダ内に移動自在に設けられて上記圧力室を２室に仕切るピストンと、このピストンと一体化されて上記シリンダから延出するロッドと、上記２室間を連通させる連通経路とを備えた流体圧ダンパであり、かつ上記切換手段が、上記連通経路に配設されて当該連通経路を開閉させることにより上記減衰力を切り換える電磁弁であるとともに、上記制御手段が、上記電磁弁に供給される駆動電流値を検出する検出手段と、この検出手段により検出された電流値が異常か否かを判定する判定手段を備えることを特徴とするものである。 According to a fifth aspect of the present invention, in the invention according to any one of the first to fourth aspects, the variable damping damper includes a cylinder having a pressure chamber filled with a fluid therein, and is movable in the cylinder. A fluid pressure damper provided with a piston provided to partition the pressure chamber into two chambers, a rod integrated with the piston and extending from the cylinder, and a communication path communicating between the two chambers; The switching means is an electromagnetic valve that is disposed in the communication path and switches the damping force by opening and closing the communication path, and the control means detects a drive current value supplied to the electromagnetic valve. It is characterized by comprising detection means and determination means for determining whether or not the current value detected by the detection means is abnormal.
また、請求項６に記載の発明は、請求項５に記載の判定手段が、上記電磁弁を駆動する上記指令信号に対する上記駆動電流値がしきい値未満の場合、および上記電磁弁の駆動を停止する上記指令信号に対する上記駆動電流値がしきい値以上の場合に上記異常と判断する判断手段と、この判断手段が異常と判断した上記電磁弁の駆動電流を遮断する電流遮断手段とを備えることを特徴とするものである。
Further, the invention according to
請求項１〜６のいずれかに記載の発明においては、制御対象となる免震構造物の状態方程式に、さらに可変減衰ダンパの減衰力設定値と可変減衰ダンパで実際に発生する減衰力との関係式を連成させた全体システムの状態方程式に対して、双線形最適制御理論を適用しているので、減衰係数の切り換えに対する実際の可変減衰ダンパにおける遅れも考慮した制御を行うことができる。
In the invention according to any one of
加えて、上記双線形最適制御理論を適用して設定した切換え超平面に基づいて、上記可変減衰ダンパの減衰係数を切り換えるスライディングモード制御法等の可変構造制御法を採用しているために、モデル化に際して生じる誤差を補償してロバスト性を一段と高めることが可能になる。 In addition, a variable structure control method such as a sliding mode control method for switching the damping coefficient of the variable damping damper based on the switching hyperplane set by applying the bilinear optimal control theory is used. It is possible to further enhance the robustness by compensating for an error that occurs during the conversion.
この際に、上記減衰力設定値と可変減衰ダンパで実際に発生する減衰力の関係式として、一次遅れ系を用いるとともに、当該関係式における時定数を一定と近似すれば、双線形最適制御理論を適用して切換え超平面を設定する演算を行うに際して、上記関係式を連成した全体システムの状態方程式の取り扱いが容易となる。 At this time, as relation of the damping force actually generated by the damping force setting value and the variable attenuation damper with use of first-order lag system, lever approximating a constant time constant in the equation, bilinear optimal control When the calculation is performed to set the switching hyperplane by applying theory, it becomes easy to handle the state equation of the entire system coupled with the above relational expressions.
また、通常の風や周辺環境から伝わる一時的な小振動等に起因して免震構造物に小さな振動が生じた場合には、上記可変減衰ダンパに対する細かな制御を行う必要が無く、他方大地震時に極端に大きな振動が作用した場合には、上記制御を行っても、得られた所望の減衰係数が可変減衰ダンパにおいて調整可能な最大値を超えてしまうことになる。 If small vibrations occur in the seismic isolation structure due to normal wind or temporary small vibrations transmitted from the surrounding environment, it is not necessary to perform fine control on the variable damping damper. If extremely large vibrations are applied during an earthquake, the desired damping coefficient obtained will exceed the maximum value that can be adjusted by the variable damping damper even if the above control is performed.
そこで、請求項２に記載の発明においては、予め上記免震構造物の低応答値と高応答値並びに制御開始を判断する応答値を設定しておき、上記制御開始を判断する応答値未満である場合に上記減衰力を最大値に固定し、上記制御開始を判断する応答値を超えて上記低応答値未満である場合に上記減衰力を最小値に固定し、上記低応答値を超えた以後は、上記高応答値以下の範囲である場合にのみ制御を行い、上記高応答値を超えた場合は上記減衰力を最大値に固定して、無用な制御を回避するようにしたものである。
Therefore, in the invention described in
さらに、本発明者等の解析および実験によれば、可変減衰ダンパの減衰力を２段階に切り換え可能とするのみで、十分に細かな制御を実現することが可能であり、それ以上の複数段に切り換えても制御性能に大幅な向上が見られないことが判明している。そこで、請求項３に記載の発明のように、可変減衰ダンパとして、上記減衰力が２段階切り換えのものを用いれば、構造が簡易になるとともに、コンピュータにおける演算・制御が容易になる。
Furthermore, according to the analysis and experiment by the present inventors, it is possible to realize sufficiently fine control only by making it possible to switch the damping force of the variable damping damper to two stages, and a plurality of more stages. It has been found that there is no significant improvement in control performance even when switching to. Therefore, as in the invention described in
また、上記免震構造物においては、平常時においても、周囲から伝搬する微振動によって、可変減衰ダンパに小さな速度の動きが生じる。例えば、上記可変減衰ダンパとして、オイルダンパーを用いた場合には、上記微振動により例えば０．１ｋｉｎｅ程度の速度の動きが常時生じてしまう。このような場合には、上記免震システムとしての制御を行うことが必要でないために、請求項４に記載の発明のように、上下部構造間の相対速度あるいは可変減衰ダンパの応答速度が規定値以下、例えば１ｋｉｎｅ以下であるような場合には、当該可変減衰ダンパに対する上記制御を行わないことが好ましい。
Further, in the above seismic isolation structure, even at normal times, a small speed movement occurs in the variable damping damper due to fine vibrations propagating from the surroundings. For example, when an oil damper is used as the variable damping damper, a movement with a speed of, for example, about 0.1 kine always occurs due to the fine vibration. In such a case, since it is not necessary to perform control as the seismic isolation system, the relative speed between the upper and lower structures or the response speed of the variable damping damper is defined as in the invention described in
さらに、請求項５に記載の発明によれば、上記可変減衰ダンパとして、オイルダンパ等の流体圧ダンパを用いた場合に、減衰力の切換手段となる電磁弁の駆動電流値の判定手段を設ければ、どの電磁弁が異常か否かを監視することができ、よって制御時のシステムの信頼性を高められるとともに、メンテナンス作業の手間を大幅に緩和することができる。
Further, according to the invention described in
この際に、請求項６に記載の発明のように、上記判定手段として、予め電磁弁に供給される駆動電流値のしきい値を設定しておき、当該しきい値と指令信号に対する実際の駆動電流値とを対比することにより、容易かつ正確に上記電磁弁の異常を判断することが可能になる。
At this time, as in the invention described in
図１〜図１８は、本発明の可変構造セミアクティブ免震システム（以下、単に免震システムとも称す。）の一実施形態を示すものである。
図１〜図３に示すように、この免震システムは、基礎（下部構造）１と建物（上部構造）２との間に、積層ゴム支承による免震装置３が介装された免震構造物を対象とするものであり、基礎１と建物２との間に設けられた可変減衰オイルダンパ（可変減衰ダンパ）４および減衰係数固定型オイルダンパ４´と、基礎１、免震層の建物２側および建物２の頂部に設けられて地震時における加速度を検出するセンサ５ａ、５ｂ、５ｃおよび変位センサ５ｄと、これらセンサ５ａ、５ｂ、５ｃ、５ｄからの検出信号に基づいてオイルダンパ４への指令信号を演算・出力する制御手段６と、この制御手段６から出力された指令信号によりオイルダンパ４の減衰力を切り換える電磁弁７とから概略構成されている。
FIGS. 1-18 shows one Embodiment of the variable structure semi-active seismic isolation system (henceforth only a seismic isolation system) of this invention.
As shown in FIG. 1 to FIG. 3, this seismic isolation system has a base isolation structure in which a base rubber (lower structure) 1 and a building (upper structure) 2 are provided with a base
ここで、制御手段６は、上記演算を行うとともにその結果を指令信号として出力するコンピュータ８を有する制御回路１２と、この制御回路１２からの指令信号に基づいて電磁弁７へ駆動電流を供給する電源回路９とを備えている。
Here, the control means 6 supplies the drive current to the
さらに、この電源回路９には、制御回路１２から出力された指令信号により励磁されてオン状態に切り替わるリレー１０と、リレー１０から供給される駆動電流を測定して電流の変化を検出する交流電流センサ（検出手段）１１とを有している。ここで、リレー１０としては、例えば半導体を用いた無接点なソリッドステートリレー（ＳＳＲ）などが用いられている。
Further, the
交流電流センサ１１は、電磁弁に供給される駆動電流値を検出するためのものであり、その検出信号が制御手段６に出力されるようになっている。他方、制御手段６のコンピュータ８には、交流電流センサ１１によって検出された電磁弁７に供給される電流値が異常値か否かを判定する制御プログラム（判定手段）が格納されている。
The alternating
また、可変減衰オイルダンパ４は、図４〜図６に示すように、内部の圧力室１５に作動油が充填されたシリンダ１６と、シリンダ１６の他端から圧力室１５に挿入されたピストン１７と、一端がピストン１７に結合されたピストンロッド１８と、ピストン１７を貫通する液通路１９に設けられ圧力室１５の右室１５ｂから左室１５ａへの作動油の流れのみを許容する逆止弁２０と、作動油が充填された補助タンク２１と、補助タンク２１と圧力室１５との間を連通する連通経路２２とから概略構成されており、連通経路２２に交流電流で駆動する上記電磁弁７が配設されている。この電磁弁７は、電源回路９から供給される交流の駆動電流がオンになると開弁し、駆動電流がオフになると閉弁する構成である。
As shown in FIGS. 4 to 6, the variable damping
そして、ピストンロッド１８のＸａ方向の端部は、回動可能な継ぎ手２３を介して建物２に連結されている。また、シリンダ１６のＸｂ方向の端部は、回動可能な継ぎ手２４を介して基礎１に連結されている。この結果、オイルダンパ４は、基礎１に地震による振動が伝播されると、シリンダ１６とピストン１７との間で伸縮動作が行われて振動を減衰させる減衰力を発生させることにより、建物２に伝播される振動エネルギを減少させるようになっている。
The end of the
また、補助タンク２１の内部は、作動油が貯留される油層と空気層が形成されたリザーバ室２１ａになっており、連通経路２２は、シリンダ１６内に形成された筒状空間からなり、圧力室１５の外周に形成されている。この圧力室１５の右室１５ｂは、吸込弁２５を介して連通経路２２に連通されており、ピストン１７がＸａ方向に移動する過程で吸込弁２５が開弁することにより、シリンダ１５から押し出されたピストンロッド１８の体積分の作動油が補助タンク２１から連通経路２２を介して右室１５ｂに供給される。また、ピストン１７がＸｂ方向に移動する過程では、吸込弁２５が閉弁し、逆止弁２０が開弁することにより、右室１５ｂの作動油がＸｂ方向に押し込まれたピストンロッド１８の体積分液通路１９を通過して左室１５ａへ流入するようになっている。
The
さらに、圧力室１５の図中左方には、左室１５ａに連通された通路２６を開閉する第１の調圧弁２７と、左室１５ａに連通された通路２８を開閉する複数（本実施例では、４個）の上記電磁弁７および複数（本実施例では、２個）の第２の調圧弁２９と、連通経路２２に連通された複数（本実施例では、５個）のリリーフ弁３０とが配設されている。
ここで、第１の調圧弁２７、第２の調圧弁２９およびリリーフ弁３０は、例えば、弁体をコイルバネにより付勢する構成であり、コイルバネのバネ定数を任意の値に選択することにより、開弁圧力を任意の値に設定することができる。リリーフ弁３０は、第１の調圧弁２７よりも開弁圧力が高くなるようにバネ定数が設定されており、ピストン速度が所定以上に高くなったときに開弁するように設定されている。
Further, on the left side of the
Here, the 1st
また、電磁弁７と第２の調圧弁２９は、通路２８に直列に配置されており、電磁弁７が開弁したときに第２の調圧弁２９に作動油の圧力が作用するように構成されている。
ピストン１７がＸａ方向に移動する動作過程では、逆止弁２０が閉弁しており、シリンダ１６から押し出されたピストンロッド１８の体積分の作動油が左室１５ａから第１の調圧弁２７および連通経路２２を介して補助タンク２１へ吐出される。この場合、作動油が第１の調圧弁２７を通過する過程で抵抗が付与されて減衰力が発生する。さらに、ピストン１７の速度が加速された場合には、複数のリリーフ弁３０が開弁して左室１５ａから吐出された作動油を連通経路２２へ逃がすようになっている。
Further, the
In the operation process in which the
また、制御回路１２からの指示により電磁弁７に駆動電流が供給されて電磁弁７が開弁しているときは、第２の調圧弁２９および連通経路２２を介して補助タンク２１へ吐出されるようになっている。
Further, when a drive current is supplied to the
ここで、以上の構成からなるオイルダンパ４におけるピストン動作に伴う減衰力の減衰特性について説明する。
図７はピストン速度に対する減衰係数の変化を示すグラフである。図７中、グラフＩは、ピストン速度が比較的小さい段階で減衰力が発生するように減衰係数を変化させた場合を示しており、グラフＩＩはピストン速度が比較的大きい段階で減衰力が発生するように減衰係数を変化させた場合を示している。すなわち、このオイルダンパ４では、後述するように基礎１から入力された振動の加速度が比較的小さく、振幅が大きい場合には、グラフＩで示すような減衰特性を有し、基礎１から入力された振動の加速度及び振幅が大きい場合には、グラフＩＩで示すような減衰特性を有する。
Here, the damping characteristic of the damping force accompanying the piston operation in the
FIG. 7 is a graph showing changes in the damping coefficient with respect to the piston speed. In FIG. 7, graph I shows the case where the damping coefficient is changed so that the damping force is generated when the piston speed is relatively low, and graph II shows that the damping force is generated when the piston speed is relatively high. The case where the attenuation coefficient is changed is shown. That is, the
そして、このオイルダンパ４においては、上記グラフＩ、ＩＩの勾配の差違から減衰係数がＣ１Ｈ、Ｃ２Ｈ、Ｃ１Ｌ、Ｃ２Ｌの４種類に設定されている。そして、制御回路１２のコンピュータ８は、後述するように加速度センサ５ａ、５ｂ、５ｃから出力された検出信号に基づいて建物２の振動を抑制するための減衰力を求め、図７に示すグラフＩ、ＩＩに示す減衰力に対応する減衰係数が得られるように電磁弁７を開弁または閉弁させる。
And in this
すなわち、電磁弁７を閉弁させた状態では、第１の調圧弁２７が開弁し、電磁弁７を開弁させた状態では、第１の調圧弁２７および第２の調圧弁２９が開弁して減衰係数を切り替える。
図８に示されるように、減衰係数Ｃ１Ｈの状態では、第１の調圧弁２７が開弁しており、図中実線矢印で示すように、左室１５ａからリザーバ室２１ａへ流出される作動油が、第１の調圧弁２７の開弁によって絞られることになり、図７に示されるＣ１Ｈ領域の減衰力が発生される。この際に、作動油の圧力が上昇すると、さらにリリーフ弁３０が開弁することにより、図中点線矢印で示すように作動油が流れ、減衰係数Ｃ２Ｈ領域の減衰力が発生される。
That is, when the
As shown in FIG. 8, in the state of the damping coefficient C1H, the first
これに対して、図９に示されるように、電磁弁７を開弁させると、第１の調圧弁２７および電磁弁７、第２の調圧弁２９が開弁し、図中実線矢印で示すように、左室１５ａからリザーバ室２１ａへ流出される作動油が、第１の調圧弁２７および第２の調圧弁２９の開弁によって絞られることになり、図７に示されるＣ１Ｌ領域の減衰力が発生される。また、同様にこの状態から、さらに作動油の圧力が上昇すると、リリーフ弁３０が開弁することにより、図中点線矢印で示すように作動油が流れ、減衰係数Ｃ２Ｌ領域の減衰力が発生される。
On the other hand, as shown in FIG. 9, when the
そこで次に、このようなオイルダンパ４における減衰力の切換を行わせるために、上記コンピュータ８において実行する制御方法について説明する。
（１）オイルダンパ４の減衰係数設定値ｃとダンパ速度の積で規定される減衰力設定値と可変減衰ダンパで実際に発生する減衰力ｆｄの下記関係式の設定
(1) Setting of the following relational expression of the damping force setting value defined by the product of the damping coefficient setting value c of the
先ず、図１０に示すＭａｘｗｅｌｌモデルに基づいて、１次遅れ系に基づく減衰力設定値とダンパ減衰力との関係式を評価すると、
この（３）式は，ダンパのピストン全体の速度と減衰係数の積からなる減衰力設定値に対して，実際に発生するダンパ減衰力ｆｄが１次遅れとなる関係を表している。また、時定数Ｔｄは、減衰係数に依存している。
First, based on the Maxwell model shown in FIG. 10, when evaluating the relational expression between the damping force set value based on the first-order lag system and the damper damping force,
The equation (3), with respect to the damping force setting value that is the product of velocity and attenuation coefficient of the entire piston damper, the damper damping force f d that actually generated represents the relationship: the first-order lag. In addition, the time constant T d depends on the attenuation coefficient.
この時定数Ｔｄを、ＣＨ＝３６．７５ｋＮ・ｓ／ｃｍとＣＬ＝１２．２５ｋＮ・ｓ／ｃｍの２値に減衰係数が切換え可能な最大減衰力９８０ｋＮの実大可変減衰ダンパでは、Ｍａｘｗｅｌｌ部ばね定数の実測結果（ｋ＝２９４ｋＮ／ｃｍ）に対応した時定数は，以下の通りである。
ＣＨ＝３６．７５ｋＮ・ｓ／ｃｍ ： Ｔｄ＝０．１２５ｓｅｃ
ＣＬ＝１２．２５ｋＮ・ｓ／ｃｍ ： Ｔｄ＝０．０４２ｓｅｃ
なお、上記オイルダンパ４においては、変位制御三角波加振により時定数が図１１に示す通り実測されている。
In the full-size variable damping damper having a maximum damping force of 980 kN, the time constant Td is changed to a binary value of CH = 36.75 kN · s / cm and CL = 12.25 kN · s / cm. The time constant corresponding to the actual measurement result (k = 294 kN / cm) of the spring constant is as follows.
CH = 36.75 kN · s / cm: T d = 0.125 sec
CL = 12.25 kN · s / cm: T d = 0.042 sec
In the
上記Ｍａｘｗｅｌｌモデルに基づいて評価した時定数は、図１１に示した実測結果に比べて若干小さめであるが、減衰係数が大きいほど時定数が大きい実測結果の傾向を良く表している。
そこで、本実施形態においては、時定数Ｔｄが一定と近似して、
により双線形の状態方程式を作成する方法について定式化する。ここで、上記時定数Ｔｄとしては、ＣＨとＣＬとに対応した時定数の平均値を使う方法や、最大値を使う方法を採用することができる。
Although the time constant evaluated based on the Maxwell model is slightly smaller than the actual measurement result shown in FIG. 11, the larger the damping coefficient, the better the tendency of the actual measurement result having a larger time constant.
Therefore, in this embodiment, the time constant T d is approximated to be constant,
Formulate how to create a bilinear equation of state. Here, as the time constant Td , a method using an average value of time constants corresponding to CH and CL or a method using a maximum value can be employed.
（２）全体システムの状態方程式の作成
次に、（１）において得られた関係式を免震構造物自体の状態方程式に連成させた全体システムの状態方程式を作成する。
先ず、Ｍａｘｗｅｌｌモデルでモデル化したｍ台の減衰係数固定型オイルダンパ４´を備えた免震構造物を、ｘ、ｙ各方向を１台の可変減衰オイルダンパ４で制御する場合の状態方程式は、
First, the equation of state when a seismic isolation structure having m damping coefficient fixed
ここで、
なお、以下の定式化は、可変減衰オイルダンパ４を各方向１台であると想定しているが、可変減衰オイルダンパ４の台数については、Ｆｄの自由度を増やすことによって全く同様に定式化することができる。
Note that the following formulation is a variable damping
次いで、可変減衰オイルダンパ部を，減衰力の時間遅れを一定と近似する（４）式でモデル化すると、
そこで、（５）式と（６）式とから、オイルダンパ４における実際の遅れを考慮した全体システムの状態方程式を作成すると、下記（７）式になる。
さらに、地震動の加速度は、白色雑音ｗを入力とする成形フィルタによって生成される有色雑音であると仮定する。ここで、成形フィルタとして、下記のバンドパス特性を有する伝達関数を想定すると、
ちなみに、図１２は、成形フィルタの諸元としてωｄ＝１００、ζｄ＝０．７０７、ωｈ＝０．１、ζｈ＝０．６と設定した場合の伝達関数を示すものである。
次いで、（８）式の伝達関数を状態方程式に書き直すと、
Next, when rewriting the transfer function of equation (8) into the state equation,
ｘ、ｙ両方向に対して、例えば同じ成形フィルタを設定すると、
ここで、ｗ（ｔ）は、スカラーの白色雑音として以下のような性質を持つ。ただし、Ｅ（＊）は数学的期待値を、δ（＊）はＤｉｒａｃのＤｅｌｔａ関数を表す。
Ｅ［ｗ（ｔ）］＝０、 Ｅ［ｗ（ｔ）ｗ（τ）Ｔ］＝ｗ（ｔ）δ（ｔ−τ）
Here, w (t) has the following properties as scalar white noise. Here, E (*) represents a mathematical expectation value, and δ (*) represents Dirac's Delta function.
E [w (t)] = 0, E [w (t) w (τ) T ] = w (t) δ (t−τ)
そして、（７）式および（９）式から、外乱を包含した拡大系の全体システムの状態方程式を設定すると以下の通りとなる。
（１０）式が、可変減衰オイルダンパ４の減衰係数設定値とダンパ速度の積で規定される減衰力設定値と当該可変減衰オイルダンパ４で実際に発生する減衰力の関係式と、制御対象となる上記免震構造物自体の状態方程式とを連成させた全体システムの状態方程式である。
(10) is a relational expression between the damping force setting value defined by the product of the damping coefficient setting value of the variable damping
（３）可変構造制御の切り換え超平面の設定
次に、（１１）式で示す全体システムの状態方程式に対して、先ず双線形最適制御理論を適用して双線形最適制御則を計算する。
例えば前記非特許文献１に記載されているように、上記双線形最適制御理論は、（１１）式の右辺第二項［Ｘ］ｕに見られるように，制御入力ｕと状態量［Ｘ］とが積の形で存在する、いわゆる双線形システムに分類されるシステムに対する制御理論である。
(3) Setting of switching hyperplane of variable structure control Next, a bilinear optimal control law is calculated by first applying a bilinear optimal control theory to the state equation of the whole system expressed by equation (11).
For example, as described in
したがって、可変減衰オイルダンパ４を制御する場合、可変減衰オイルダンパ４の減衰係数と速度が積の形で状態方程式中に現れる双線形システムになるため、本理論は効果を発揮する。
なお、通常の最適制御理論は，下式に示す線形システムに適用される。
The normal optimal control theory is applied to the linear system shown in the following equation.
したがって、最適制御理論を適用して可変減衰ダンパの減衰係数を決定する場合は、上述したように、先ず可変減衰ダンパが発生する減衰力として制御入力ｕの最適制御則を計算し、次にダンパ速度で制御入力を割り算して減衰係数の指令値を評価する必要がある。
これに対して、双線形最適制御理論では、（１１）式から直接制御入力、すなわち減衰係数の最適制御則が計算できる利点がある。これにより、制御性能の向上は勿論のこと、減衰係数の切換りが滑らかになるなどの効果が期待できる。
Accordingly, when the optimum control theory is applied to determine the damping coefficient of the variable damping damper, as described above, first, the optimum control law of the control input u is calculated as the damping force generated by the variable damping damper, and then the damper. It is necessary to divide the control input by the speed and evaluate the command value of the damping coefficient.
On the other hand, the bilinear optimal control theory has an advantage that the control input directly, that is, the optimal control law of the damping coefficient can be calculated from the equation (11). As a result, not only can the control performance be improved, but an effect such as smooth switching of the attenuation coefficient can be expected.
上記双線形最適制御理論では、下式に示す評価関数を導入する。
ここで，Ｑは状態量に関する重み係数マトリックス、Ｒは［Ｘ］ｕ、すなわち可変減衰オイルダンパ４の減衰力に対する重み係数行列であり、Ｅ（＊）は数学的期待値を表すものである。
In the bilinear optimal control theory, the evaluation function shown in the following equation is introduced.
Here, Q is a weighting coefficient matrix relating to the state quantity, R is [X] u, that is, a weighting coefficient matrix for the damping force of the variable damping
（１１）式のシステムに対して、制御区間［０、Ｔ］において、
となるような双線形最適制御則ＳＥを求める。
In the control section [0, T] for the system of (11),
A bilinear optimal control law S E such that
このような最適制御問題は、例えばダイナミックプログラミングの手法を用いて解くことができる。境界条件を考慮に入れHamilton-Jacobi-Bellman方程式に代入すると、求める超平面は、
ただし、Ｐは以下のＲｉｃａｔｔｉ方程式の解である。
Where P is the solution of the following Ricatti equation.
（４）可変構造制御の設定
（１１）式について、（１４）式のＳＥを得て制御を行うには、上記免震システム全体の状態量を使用して計算する必要がある。このため、免震構造物の全個所にわたってセンサを設置して、多次元にわたる膨大な量の演算を行う必要があり、コンピュータ８の負荷の問題等から現実的ではない。
このため、先ず、低次元化モデルを用いた可変構造制御を行う。
免震構造物部分のみを（５）式から複素モードを考慮して低次元化し、可変減衰オイルダンパ４の遅れを考慮したシステム全体の状態方程式を作成する。
(4) Setting of variable structure control Regarding the expression (11), in order to perform the control by obtaining the SE of the expression (14), it is necessary to calculate using the state quantity of the entire seismic isolation system. For this reason, it is necessary to install sensors over all parts of the seismic isolation structure and perform a huge amount of calculations over multiple dimensions, which is not realistic due to the load problem of the
For this reason, first, variable structure control using a reduced-order model is performed.
Only the seismic isolation structure is reduced in order from the equation (5) in consideration of the complex mode, and the state equation of the entire system is created in consideration of the delay of the variable damping
（５）式から次式の複素固有値問題を解く。
Φは複素モード行列、Ｒｉは共役な複素固有値を持つ２行２列の対角行列であり、ｒｍは実固有値を持つｍ行ｍ列の対角行列である。
The complex eigenvalue problem of the following equation is solved from the equation (5).
Φ is a complex mode matrix, R i is a diagonal matrix of two rows and two columns with conjugate complex eigenvalues, r m is the diagonal matrix of m rows and m columns with a real eigenvalues.
ここで、複素モード行列の要素は，以下の通りである。
ここで、σｉとτｉは実数ベクトル、ｉ＝（―１）１／２である。
Here, the elements of the complex mode matrix are as follows.
Here, σ i and τ i are real vectors, i = (− 1) 1/2 .
そして、次式の変換行列を定義し、（５）式に対して座標変換を行うと、複素モードを実数化することができる。
ここで、Ａｑ＝Ｔ−１ＡＴ、Ｂｑ＝Ｔ−１Ｂ、Ｅｑ＝Ｔ−１Ｅである。
If a transformation matrix of the following equation is defined and coordinate transformation is performed on the equation (5), the complex mode can be converted to a real number.
Here, A q = T −1 AT, B q = T −1 B, and E q = T −1 E.
次に、実数モードを除外して実数化された複素モードをｒ次元まで抽出して低次元化すると、
上式から、可変減衰オイルダンパ４の遅れを考慮した低次元化したシステム全体の状態方程式を設定すると、
次いで、（１４）式で評価した全体モデルに対する双線形最適制御則に対して（２０）式の変換行列から制御対象モードに対する変換行列ＴＲを抽出して作成した下記の変換行列Ｈを用いて、（２４）式で表される低次元化モデルに対する双線形最適制御則を計算する。
ＴＲはＴから制御対象モードのモードベクトルを抽出した変換行列であり、ＩＦとＩｄは単位行列である。
Then, using the transformation matrix H below created by extracting the transformation matrix T R for the control target mode from the bilinear optimal control law with respect to (20) of the transformation matrix for the entire model was evaluated in (14) The bilinear optimal control law for the reduced-order model expressed by the equation (24) is calculated.
T R is a transformation matrix obtained by extracting mode vector of the controlled object mode from T, I F and I d is the identity matrix.
なお、低次元化モデルの状態量ｑＲは、カルマンフィルターなどのオブザーバを用いて推定することができる。例えば、外乱包含拡大系の全体状態方程式である（１１）式の観測状態量をＹＥとすると、出力方程式は以下の通り記述することが出来る。
ＹＥ＝ＣＥＸＥ （２７）
ここで、（２７）式の出力方程式に、（２６）式で用いた変換行列Ｈを適用すると、低次元化した状態方程式に対する出力方程式が求められる。
ＹＲ＝ＣＲｑＲ （２８）
ただし、ＣＲ＝ＣＥＨである。
The state quantity q R of reduced-order model can be estimated using the observer, such as a Kalman filter. For example, if an overall state equation of the disturbance include expansion system (11) an observation state of formulas and Y E, the output equation can be described as follows.
Y E = C E X E (27)
Here, when the transformation matrix H used in the equation (26) is applied to the output equation of the equation (27), an output equation for the reduced state equation is obtained.
Y R = C R q R (28)
However, C R = C E H.
したがって、（２３）式の状態方程式および（２８）式の出力方程式の組み合わせに対して、免震システムの検知個所やその数を設定してオブザーバーを構成すればよいことになる。
このような低次元化モデルでの可変構造制御は、（２６）式を切換え超平面として、等価制御入力を設定する。
In the variable structure control in such a reduced-dimensional model, the equivalent control input is set using the equation (26) as a switching hyperplane.
非線形制御入力は、切換面からの偏差を抑制する働きがあるが、制御対象の状態が切換面近傍に近付いた時に制御が高速で切換えられる、いわゆるチャタリングを起こす可能性がある。そのため、（３０）式では、δ１とδ２という定数を導入して、チャタリングを除去するために制御入力の平滑化を行っている。 The non-linear control input has a function of suppressing deviation from the switching surface, but may cause so-called chattering in which the control is switched at high speed when the state of the controlled object approaches the vicinity of the switching surface. Therefore, in equation (30), constants δ 1 and δ 2 are introduced to smooth the control input in order to eliminate chattering.
（２９）式と（３０）式とにより、建物２の加速度を低減化させるべくシステムに与えるべき制御入力ｕは、
により計算される。
According to the equations (29) and (30), the control input u to be given to the system to reduce the acceleration of the
Is calculated by
この結果、ＣＨとＣＬとの２値切換え式の可変減衰オイルダンパ４を用いた場合の可変構造制御の切換え制御則は、（３１）式から以下のように決定される。
コンピュータ８は、可変減衰オイルダンパ４におけるｘ方向とｙ方向の減衰係数切換え基準値が、それぞれｃＳＸ、ｃＳＹであるとすると、Ｘ方向についての減衰係数ｃがこれ以下となった場合には、制御すべき減衰係数ｃＸとしてＣＬを設定し、切り換え指令信号を発する。また、逆に上記減衰係数ｃがｃＳＸを超えた場合には、制御すべき減衰係数ｃＸとしてＣＨを設定し、切り換え指令信号を発する。
As a result, the switching control law of the variable structure control in the case of using the variable damping
If the damping coefficient switching reference values in the x direction and y direction in the variable damping
また、Ｙ方向についても同様に、減衰係数ｃがｃＳＹ以下となった場合には、制御すべき減衰係数ｃＹとしてＣＬを設定し、切り換え指令信号を発する。他方、上記減衰係数ｃがｃＳＹを超えた場合には、制御すべき減衰係数ｃＹとしてＣＨを設定して切り換え指令信号を発する。 Similarly, the Y direction, when the damping coefficient c is equal to or less than c SY sets CL as the attenuation coefficient c Y to be controlled, issues a switching instruction signal. On the other hand, when the damping coefficient c exceeds c SY, set the CH issues a switching command signal as a damping coefficient c Y to be controlled.
さらに、この免震システムにおいては、予めコンピュータ８に、当該免震構造物における低応答値Ａｍｉｎおよび高応答値Ａｍａｘ並びに低応答値Ａｍｉｎよりも低い制御開始を判断する応答値Ａｉｎｉが設定されており、センサ５ａ、５ｂ、５ｃからの検出信号が制御開始を判断する応答値Ａｉｎｉ未満である場合に減衰力ｃＸ、ｃＹを最大値ＣＨに設定し、制御開始を判断する応答値Ａｉｎｉを超えて低応答値Ａｍｉｎ未満である場合に減衰力ｃＸ、ｃＹを最小値ＣＬに設定するようになっている。
Further, in this seismic isolation system, advance in the
そして、上記検出信号が、低応答値Ａｍｉｎを初めて超えた以降は、高応答値Ａｍａｘ以下の範囲である場合に、上記演算を実行し、高応答値Ａｍａｘを超えた場合に減衰力ｃＸ、ｃＹを最大値ＣＨに設定するようになっている。
加えて、平常時のノイズに対して制御手段１２が応答しないように、コンピュータ８は、基礎１のセンサ５ａと建物２下部のセンサ５ｂとによって得られる上下部構造間の相対速度または可変減衰オイルダンパ４の応答速度が規定値以下である場合に、上記減衰力の切換えを行わないように設定されている。
Then, after the detection signal exceeds the low response value Amin for the first time, the above calculation is performed when the detection signal is in the range of the high response value Amax or less, and when the detection signal exceeds the high response value Amax , the damping force c X and c Y are set to the maximum value CH.
In addition, the relative speed between the upper and lower structures obtained by the
このようにして、コンピュータ８から可変減衰オイルダンパ４に対する減衰係数切換の指令信号が発せられ、電源回路９から供給される交流の駆動電流がオンになると電磁弁７が開弁し、駆動電流がオフになると電磁弁７が閉弁することになる。
この際に、この免震システムにおいては、交流電流センサ１１によって電磁弁７に供給される交流電流を測定し、検出された電流値が異常値か否かにより電磁弁７の作動状態が正常か異常かがコンピュータ８に格納された制御プログラム（判定手段）によって判定されるようになっている。
In this way, when the
At this time, in this seismic isolation system, the alternating current supplied to the
図１３は、駆動電流の波形の一例を示す波形図である。図１３中、グラフＩａは電磁弁７に供給される交流電流の波形を示し、グラフＩｂは交流電流を平均化した駆動電流の実効値を示すものである。
図１３に示すように、交流電流センサ１１により測定された電磁弁７の駆動電流Ｉａは、制御回路１２において、波形整形及び平均化される。制御回路１２は、平均化した波形に基づいて電磁弁の異常の有無を判定する。本実施形態における平均化処理では、任意の周期の１サイクルに亘る二乗平均平方根の実効値（RMS：Root mean square value）Ｉｂを求める。
FIG. 13 is a waveform diagram showing an example of the waveform of the drive current. In FIG. 13, the graph Ia shows the waveform of the alternating current supplied to the
As shown in FIG. 13, the drive current Ia of the
図１４は制御回路１２が電磁弁７を開弁させて減衰係数を切り替えたときの駆動電流の波形を示す図である。
図１４に示すように、制御回路１２が減衰係数指令をＣＨ（Ｃ１ＨまたはＣ２Ｈ）からＣＬ（Ｃ１ＬまたはＣ２Ｌ）に切り替えたときは、瞬間的に大きな起動電流ａが流れ、電磁弁７が開弁動作し、その後安定し、規定保持電流ｂが流れ続ける。例えば、電磁弁７で異物の挟み込みなどにより動作が途中で止まった場合は、起動電流と保持電流との間の電流値が流れ続ける。そして、制御回路１２では、減数係数指令をＣＨ（Ｃ１ＨまたはＣ２Ｈ）からＣＬ（Ｃ１ＬまたはＣ２Ｌ）に切り替えたときから保持電流ｂになるまでの時間をｄＴとし、微小電流をＩ０とし、ｄＴとＩ０をしきい値として異常判定処理を行う。
FIG. 14 is a diagram showing the waveform of the drive current when the
As shown in FIG. 14, when the
図１５は制御回路１２が電磁弁７を閉弁させて減衰係数を切り替えたときの駆動電流の波形を示す図である。
図１５に示すように、制御回路１２が減衰係数指令をＣＬ（Ｃ１ＬまたはＣ２Ｌ）からＣＨ（Ｃ１ＨまたはＣ２Ｈ）に切り替えたときは、電流が０Ａに低下することになる。そして、制御回路１２では、減衰係数指令をＣＬ（Ｃ１ＬまたはＣ２Ｌ）からＣＨ（Ｃ１ＨまたはＣ２Ｈ）に切り替えたときから、保持電流ｂから微小電流をＩ０になるまでの時間をｄＴとし、微小電流をＩ０とし、ｄＴとＩ０をしきい値として異常判定処理を行う。
FIG. 15 is a diagram showing the waveform of the drive current when the
As shown in FIG. 15, when the
なお、上記ｄＴとＩ０のしきい値を小さくした場合、誤検出となる可能性が高くなり、ｄＴとＩ０のしきい値を大きくした場合、電磁弁７の異常を検出できないおそれが生じる。そのため、本実施形態では、ｄＴを切り替えたときから規定保持電流になるまでの時間の２倍程度に設定し、Ｉ０を規定保持電流の１／５程度に設定する。
ここで、制御回路１２が実行する制御処理について図１６〜図１８を参照して説明する。
If the threshold values of dT and I 0 are reduced, the possibility of erroneous detection increases. If the threshold values of dT and I 0 are increased, there is a possibility that an abnormality of the
Here, the control processing executed by the
図１６に示されるように、制御回路１２は、Ｓ１１において、制御中か否かを確認する。Ｓ１１で制御中でないときは、Ｓ１２に進み、定期点検時刻かどうかをチェックする。
Ｓ１２で定期点検時刻になると、Ｓ１３に進み、指定された電磁弁７に開指令を出力する。これにより、当該電磁弁７は開弁動作を行う。次のＳ１４では、電磁弁開異常判定処理を実行する。
As shown in FIG. 16, the
When the periodic inspection time comes in S12, the process proceeds to S13, and an open command is output to the designated
Ｓ１５では、電磁弁開異常判定処理の判定結果が正常かどうかをチェックする。Ｓ１５において、電磁弁開異常判定処理の判定結果が正常である場合は、Ｓ１６に進み、電磁弁７に閉指令を出力する。これにより、当該電磁弁７は閉弁動作を行う。次のＳ１７では、電磁弁閉異常判定処理を実行する。
Ｓ１８では、電磁弁閉異常判定処理の判定結果が正常かどうかをチェックする。Ｓ１８において、電磁弁開異常判定処理の判定結果が正常である場合は、Ｓ１９に進み、次に異常判定を行う電磁弁７を指定する。そして、上記Ｓ１１に戻る。
In S15, it is checked whether the determination result of the electromagnetic valve open abnormality determination process is normal. If the determination result of the electromagnetic valve open abnormality determination process is normal in S15, the process proceeds to S16, and a close command is output to the
In S18, it is checked whether the determination result of the electromagnetic valve closing abnormality determination process is normal. In S18, when the determination result of the electromagnetic valve opening abnormality determination process is normal, the process proceeds to S19, and the
また、上記Ｓ１５及びＳ１８で判定結果が異常である場合には、Ｓ２０に進み、当該電磁弁７の異常内容を記憶する。これにより、多数配置された電磁弁７のうちどの電磁弁７でどのような異常（開弁不良あるいは閉弁不良か）が容易に分かる。
上記Ｓ１１において、制御中であるときは、Ｓ２１に進み、減衰係数指令値がＣＨからＣＬに切り替わったかどうかをチェックする。Ｓ２１において、減衰係数指令値がＣＨからＣＬに切り替わった場合には、Ｓ２２に進み、上記Ｓ１４と同様に電磁弁開異常判定処理を実行する。
If the determination result is abnormal in S15 and S18, the process proceeds to S20, and the abnormality content of the
When the control is being performed in S11, the process proceeds to S21 to check whether or not the attenuation coefficient command value has been switched from CH to CL. In S21, when the damping coefficient command value is switched from CH to CL, the process proceeds to S22, and the electromagnetic valve opening abnormality determination process is executed as in S14.
また、上記Ｓ２１において、減衰係数指令値がＣＨからＣＬに切り替わっていない場合には、Ｓ２３に進み、減衰係数指令値がＣＬからＣＨに切り替わったかどうかをチェックする。Ｓ２３において、減衰係数指令値がＣＬからＣＨに切り替わった場合には、Ｓ２４に進み、上記Ｓ１７と同様に電磁弁閉異常判定処理を実行する。
そして、Ｓ２５に進み、Ｓ２２またはＳ２４において、電磁弁閉異常判定処理の判定結果が正常かどうかをチェックする。Ｓ２５において、電磁弁開異常判定処理の判定結果が正常である場合は、Ｓ２６に進み、次に異常判定を行う電磁弁７を指定する。そして、上記Ｓ１１に戻る。
If the attenuation coefficient command value has not been switched from CH to CL in S21, the process proceeds to S23 to check whether the attenuation coefficient command value has been switched from CL to CH. If the damping coefficient command value is switched from CL to CH in S23, the process proceeds to S24, and the electromagnetic valve closing abnormality determination process is executed in the same manner as in S17.
Then, the process proceeds to S25, and in S22 or S24, it is checked whether or not the determination result of the electromagnetic valve closing abnormality determination process is normal. In S25, when the determination result of the electromagnetic valve opening abnormality determination process is normal, the process proceeds to S26, and the
しかし、Ｓ２５において、電磁弁開異常判定処理の判定結果が異常である場合は、Ｓ２０に進み、当該電磁弁７の異常内容を記憶する。これにより、多数配置された電磁弁７のうちどの電磁弁７でどのような異常（開弁不良あるいは閉弁不良か）が容易に分かる。よって、制御回路１２は、どの電磁弁７で異常があるか否かを監視することが可能になる。そのため、メンテナンス作業の手間を大幅に緩和することが可能になると共に、電磁弁７の異常発生を判定した場合には、直ちに異常のある電磁弁７を修理することが可能になる。
However, if the determination result of the electromagnetic valve opening abnormality determination process is abnormal in S25, the process proceeds to S20, and the abnormality content of the
ここで、上記Ｓ１４及びＳ２２で実行された電磁弁開異常判定処理について説明する。
図１７に示されるように、制御回路５０は、電磁弁開異常判定処理が開始されると、Ｓ３１において、交流電流センサ１１により電磁弁７に供給される駆動電流を計測する。次のＳ３２では、ｄＴ時間（しきい値）以内に電磁弁７の駆動電流がＩ０アンペア以上となるかどうかをチェックする。Ｓ３２において、ｄＴ時間以内に電磁弁７の駆動電流がＩ０アンペア以上となったときは、Ｓ３３に進み、判定結果を正常とする。また、Ｓ３２において、ｄＴ時間以内に電磁弁７の駆動電流がＩ０アンペア以上とならなかったときは、Ｓ３４に進み、判定結果を異常とする。
Here, the electromagnetic valve opening abnormality determination process executed in S14 and S22 will be described.
As shown in FIG. 17, when the electromagnetic valve open abnormality determination process is started, the
このように、電磁弁開異常判定処理では、図１４に示すように、減数係数指令をＣＨ（Ｃ１ＨまたはＣ２Ｈ）からＣＬ（Ｃ１ＬまたはＣ２Ｌ）に切り替えたときから保持電流ｂになるまでの時間をｄＴとし、微小電流をＩ０とし、ｄＴとＩ０をしきい値として異常判定処理を行うため、電磁弁７の開弁動作不良の有無を正確に判定することができる。
Thus, in the electromagnetic valve opening abnormality determination process, as shown in FIG. 14, the time from when the reduction coefficient command is switched from CH (C1H or C2H) to CL (C1L or C2L) until the holding current b is reached. Since abnormality determination processing is performed using dT, a minute current as I 0, and dT and I 0 as threshold values, it is possible to accurately determine the presence or absence of the valve opening malfunction of the
ここで、上記Ｓ１７及びＳ２４で実行された電磁弁閉異常判定処理について説明する。
図１８に示されるように、制御回路１２は、電磁弁閉異常判定処理が開始されると、Ｓ４１において、交流電流センサ１１により電磁弁７に供給される駆動電流を計測する。次のＳ４２では、ｄＴ時間（しきい値）以内に電磁弁７の駆動電流がＩ０アンペア未満となるかどうかをチェックする。Ｓ４２において、ｄＴ時間以内に電磁弁７の駆動電流がＩ０アンペア未満となったときは、Ｓ４３に進み、判定結果を正常とする。また、Ｓ４２において、ｄＴ時間以内に電流がＩ０アンペア未満とならなかったときは、Ｓ４４に進み、判定結果を異常とする。
Here, the electromagnetic valve closing abnormality determination process executed in S17 and S24 will be described.
As shown in FIG. 18, when the electromagnetic valve closing abnormality determination process is started, the
このように、電磁弁閉異常判定処理では、図１５に示すように、減数係数指令をＣＬ（Ｃ１ＬまたはＣ２Ｌ）からＣＨ（Ｃ１ＨまたはＣ２Ｈ）に切り替えたときから、保持電流ｂから微小電流をＩ０になるまでの時間をｄＴとし、微小電流をＩ０とし、ｄＴとＩ０をしきい値として異常判定処理を行うため、電磁弁７の閉弁動作不良の有無を正確に判定することができる。よって、制御回路１２は、多数の電磁弁７を作動させてどの電磁弁７で異常があるか否かを監視することが可能になる。そのため、メンテナンス作業の手間を大幅に緩和することが可能になると共に、電磁弁７の異常発生を判定した場合には、直ちに制御を停止させてシステムの安全性を高めることができ、また異常のある電磁弁７を修理することが可能になる。
In this way, in the electromagnetic valve closing abnormality determination process, as shown in FIG. 15, the minute current is reduced from the holding current b to I after the reduction coefficient command is switched from CL (C1L or C2L) to CH (C1H or C2H). Since the time to reach 0 is dT, the minute current is I 0 and dT and I 0 are threshold values, abnormality determination processing is performed. it can. Therefore, the
（実施例）
本発明の可変構造セミアクティブ免震システムの効果を実証するために、図１９および図２０に示すような、地上部が１３階建ての高層棟と、５階建ての低層棟からなる免震構造物に、本発明に係る可変構造セミアクティブ免震システムを適用した場合についての解析を行った。
この可変構造セミアクティブ免震システムにおいては、図２０に示すように、ｘ方向とｙ方向の両方向に対して、可変減衰オイルダンパを５台、減衰係数固定型オイルダンパ（パッシブオイルダンパ）を５台設置することとした。
(Example)
In order to demonstrate the effect of the variable structure semi-active seismic isolation system of the present invention, as shown in FIGS. 19 and 20, the ground-isolated structure is composed of a 13-story high-rise building and a 5-story low-rise building. We analyzed the case where the variable structure semi-active seismic isolation system according to the present invention was applied to the object.
In this variable structure semi-active seismic isolation system, as shown in FIG. 20, five variable damping oil dampers and five fixed damping coefficient oil dampers (passive oil dampers) are provided in both the x and y directions. It was decided to install a stand.
また、高層棟頂部のｘ、ｙ方向加速度、低層棟頂部のｘ、ｙ方向加速度、免震層下部のｘ、ｙ方向入力加速度、免震層のｘ，ｙ方向相対変位を観測状態量として使用し、カルマンフィルターにより前記（２４）式の低次元化モデルの状態量を推定した。なお、本実施例においては、免震構造物の低次５モードの応答を制御対象とした。 In addition, x and y direction acceleration at the top of the high-rise building, x and y direction acceleration at the top of the low-rise building, x and y direction input acceleration at the bottom of the base isolation layer, and x and y direction relative displacement of the base isolation layer are used as observation state quantities. Then, the state quantity of the reduced-order model of the equation (24) was estimated by the Kalman filter. In this embodiment, the response of the low-order five modes of the seismic isolation structure is set as a control target.
図２２は、上記パッシブダンパと可変減衰オイルダンパのそれぞれの減衰力特性を示すものである。図２２に示すように、可変減衰オイルダンパとしては、減衰係数が２段階に切換え可能な可変減衰ダンパを使用した。
また、図２３に示すように、本実施例においても、上記実施形態において図２示したシステム構成と同様の構成を使用した。
FIG. 22 shows the damping force characteristics of the passive damper and the variable damping oil damper. As shown in FIG. 22, as the variable damping oil damper, a variable damping damper whose damping coefficient can be switched in two stages was used.
Further, as shown in FIG. 23, the same configuration as the system configuration shown in FIG.
図２４は、免震構造物の解析モデルを示すものである。低層棟各質点については層間のせん断ばねを考慮してｘ、ｙ、θＺの３自由度を、免震層についてもｘ、ｙ、θＺの３自由度を、高層棟各質点については層間のせん断ばねと曲げまねの効果を考慮して、ｘ、ｙ、θＸ、θＹ、θＺの５自由度を設定して解析モデルを作成した。解析モデルの固有値解析結果を表１に示す。 FIG. 24 shows an analysis model of a seismic isolation structure. For low-rise buildings the mass points in consideration of the shear spring interlayer x, y, three degrees of freedom of the theta Z, x also the base isolation layer, y, three degrees of freedom of the theta Z, layers for high-rise buildings the mass points In consideration of the effects of shear spring and bending imitation, an analysis model was created by setting five degrees of freedom of x, y, θ X , θ Y, and θ Z. Table 1 shows the eigenvalue analysis results of the analysis model.
次いで、静的縮合を行い、最終的に、低層棟、免震層、高層棟の全ての質点についてｘ、ｙ、θＺの３自由度を持つ制御設計用解析モデルを作成した。
次いで、０．１Ｈｚから１０Ｈｚまでフラットな特性を持つホワイトノイズを地震動の入力加速度として用いて、可変減衰オイルダンパを制御する場合、全てのオイルダンパをパッシブダンパにした場合、可変減衰オイルダンパの減衰係数をＣＬ（ｃｍｉｎ）に固定した場合、およびＣＨ（ｃｍａｘ）に固定した場合について、制御性能を比較した。ここで、可変減衰オイルダンパの減衰係数の減衰係数切換え基準値は、
ｃＳＸ＝ｃＳＹ＝２５．０ｋＮ・ｓ／ｃｍとした。
Then carried out statically condensation, ultimately, low-rise buildings, created isolation layer, x for all mass points of high-rise buildings, y, the analysis model for control design with three degrees of freedom of the theta Z.
Next, when controlling variable damping oil dampers using white noise with flat characteristics from 0.1 Hz to 10 Hz as the input acceleration of seismic motion, if all oil dampers are passive dampers, damping of variable damping oil dampers The control performance was compared when the coefficient was fixed to CL (c min ) and when the coefficient was fixed to CH (c max ). Here, the damping coefficient switching reference value of the damping coefficient of the variable damping oil damper is
c SX = c SY = 25.0 kN · s / cm.
図２５の（ａ）、（ｃ）は、それぞれ免震層におけるｘ方向およびｙ方向の変形と地震動の入力加速度に対する伝達関数を示すものであり、図２５（ｂ）、（ｄ）は、それぞれ高層棟の頂部におけるｘ方向およびｙ方向の加速度と地震動の入力加速度に対する伝達関数を示すものである。 25 (a) and 25 (c) show the transfer functions for the x- and y-direction deformations in the seismic isolation layer and the input acceleration of the ground motion. FIGS. 25 (b) and 25 (d) The transfer function with respect to the acceleration of x direction and y direction in the top part of a high-rise building and the input acceleration of a ground motion is shown.
図２５に示す伝達関数の比較から、免震層の変形については、制御時の応答はパッシブの応答とほぼ同等であることがわかる。他方、高層棟頂部の加速度伝達率については、１次モードに対応する０．２Ｈｚ付近では、制御時はパッシブとほぼ同等であるが、２次モードのｘ方向における２Ｈｚ付近、ｙ方向における１Ｈｚを越えた付近の加速度伝達率は、それぞれ制御時の結果が一番小さくなっている。
この結果、制御によって免震層の変形をパッシブとほぼ同等に保ちつつ、建物頂部の応答加速度を低減する効果が得られることがわかる。
From the comparison of the transfer functions shown in FIG. 25, it is understood that the response at the time of control is almost equivalent to the passive response for the deformation of the seismic isolation layer. On the other hand, the acceleration transmissibility at the top of the high-rise building is approximately the same as passive at the time of control around 0.2 Hz corresponding to the primary mode, but around 2 Hz in the x direction of the secondary mode and 1 Hz in the y direction. As for the acceleration transmissibility in the vicinity, the result at the time of control is the smallest.
As a result, it can be seen that the effect of reducing the response acceleration at the top of the building can be obtained while maintaining the deformation of the seismic isolation layer substantially the same as the passive by the control.
次に、地震動として、１９６８年八戸波ＮＳ方向加速度記録を、最大速度２５ｋｉｎｅに基準化して作用させた場合の制御時の応答解析結果と、全てのオイルダンパをパッシブダンパにした場合の制御性能を時刻歴応答解析により比較した。 Next, as seismic motion, the 1968 Hachinohe NS direction acceleration record was standardized to a maximum speed of 25 kine, and the response analysis result at the time of control and the control performance when all oil dampers were made passive dampers Comparison was made by time history response analysis.
図２６は、上記解析結果を示すものであり、（ａ）は免震層の応答変形を、（ｂ）は高層棟頂部の応答加速度を、（ｃ）は可変減衰ダンパの減衰力をパッシブと比較して示したものである。なお、同図（ｄ）は、この際の可変減衰オイルダンパの減衰係数の切換え状況を示すものである。 FIG. 26 shows the results of the above analysis, where (a) shows the response deformation of the seismic isolation layer, (b) shows the response acceleration at the top of the high-rise building, and (c) shows the damping force of the variable damping damper as passive. It is shown in comparison. FIG. 6D shows the switching state of the damping coefficient of the variable damping oil damper at this time.
図２６に示す時刻歴応答解析の結果から、制御時の免震層の応答変形は、パッシブとほぼ同等であるのに対して、高層棟頂部の応答加速度は、パッシブに比べて３０％程度低減されていることから、地震時における免震構造物全体としての加速度を効果的に低減化し得ることが判る。 From the results of the time history response analysis shown in FIG. 26, the response deformation of the seismic isolation layer at the time of control is almost the same as that of the passive, whereas the response acceleration at the top of the high-rise building is reduced by about 30% compared to the passive. Therefore, it can be seen that the acceleration of the seismic isolation structure as a whole during an earthquake can be effectively reduced.
１ 基礎（下部構造）
２ 建物（上部構造）
３ 免震装置
４ 可変減衰オイルダンパ（可変減衰ダンパ）
５ａ、５ｂ、５ｃ、５ｄ センサ
６ 制御手段
７ 電磁弁（切換手段）
８ コンピュータ
９ 電源回路
１１ 交流電流センサ
１２ 制御回路
1 Foundation (substructure)
2 Building (superstructure)
3
5a, 5b, 5c,
8
Claims (6)
上記コンピュータは、上記免震構造物自体の状態方程式に、上記可変減衰ダンパの減衰係数設定値とダンパ速度との積で規定される減衰力設定値と上記可変減衰ダンパで実際に発生する減衰力との一次遅れ系の関係式であって、かつ時定数を一定と近似した関係式を連成させた、全体システムの状態方程式に対して双線形最適制御理論を適用して求めた制御則を切換え超平面として設定し、上記切換え超平面に基づいて上記可変減衰ダンパの減衰係数を切り換えて上記上部構造物の応答変形および／または応答加速度を制御する可変構造制御法を採用して上記指令信号を出力することを特徴とする可変構造セミアクティブ免震システム。 The variable damping damper provided between the upper structure and the lower structure of the base isolation structure in which the base isolation device is interposed between the upper and lower structures, and the response of the upper structure and the lower structure at the time of the earthquake. A sensor for detecting, a control means having a computer for calculating and outputting a command signal to the variable damping damper based on a detection signal from the sensor, and the variable damping damper by the command signal output from the control means. In the variable structure semi-active seismic isolation system with switching means for switching the damping force by
The computer includes a damping force setting value defined by a product of a damping coefficient setting value and a damper speed of the variable damping damper and a damping force actually generated by the variable damping damper in the state equation of the base isolation structure itself. The control law obtained by applying the bilinear optimal control theory to the state equation of the entire system , which is a relational expression of the first-order lag system and the relational expression approximating that the time constant is constant. The command signal is set using a variable structure control method which is set as a switching hyperplane and switches the damping coefficient of the variable damping damper based on the switching hyperplane to control response deformation and / or response acceleration of the upper structure. A variable structure semi-active seismic isolation system characterized by
上記制御手段は、上記電磁弁に供給される駆動電流値を検出する検出手段と、この検出手段により検出された電流値が異常か否かを判定する判定手段を備えることを特徴とする請求項１ないし４のいずれかに記載の可変構造セミアクティブ免震システム。 The variable damping damper includes a cylinder having a pressure chamber filled with a fluid therein, a piston that is movably provided in the cylinder and divides the pressure chamber into two chambers, and the piston integrated with the piston. A fluid pressure damper including a rod extending from the two chambers and a communication path for communicating between the two chambers, and the switching means is disposed in the communication path and opens and closes the communication path. A solenoid valve that switches the force,
The said control means is provided with the detection means which detects the drive current value supplied to the said solenoid valve, and the determination means which determines whether the electric current value detected by this detection means is abnormal. The variable structure semi-active seismic isolation system according to any one of 1 to 4.
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