広島工業大学紀要研究編
第 42巻（2008）pp. 105-111

論文

ノンコンプレションブレースによる耐震補強工法に関する実験的研究
高松 隆夫 ・玉井 宏章 ・加藤 孝昌(平成19年10月31日受理)

Experimental Study on Rehabilitation Technique by Means of Non-compression Brace

Takao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI and Takamasa KATO
(Received Oct.31,2007)

Abstract
In this paper, horizontal loading tests on rigid frames with non-compression braces attached byhigh-strength bolts werecarried out in order to examinetheapplicabilityofthebraces to rehabilitation
ofexisting structures. Theinitial rigidityand thestrength oftheframes with thebraces increased andthecycliccharacteristics oftheframes showed spindle-shaped. Thefollowing conclusions weredrawn
from the experimental results. 1) No buckling phenomenon happens. 2) No slip phenomenon due toplastic deformation of the brace happens. 3) The restoring force characteristics showspindle-shapedcurves.
Key Words: rehabilitation technique, existing structure, non-compression brace, cyclic loading test

レースを適用する工法を提案する。また，載荷実験を行い，

１．はじめに耐震補強工法として用いることが可能であることを実証す

従来型ブレースでは，ブレースが塑性伸びをすることにる。

より，スリップ現象が生じる。また，圧縮力を受けると座ブレースには，既設の構造物に多く用いられている平鋼１)屈が発生し ，周辺部材への接触による２次被害が発生す材，あるいは，著者等がこれまで用いてきた転造ねじボルる可能性がある。このような背景のもと，著者等は，ブレートを使用する。また，ノンコンプレションブレースによるス材端部に楔デバイスを用いることで，スリップ現象と座降伏層せん断力，弾性剛性，および，保有する全エネルギー屈現象を改善できる，ノンコンプレションブレースを提案

吸収量の評価式を示し，実験結果と比較検討を行う。

している２〜４)。

２．実験

しかしながら，既存構造物に適用する場合において，未だ，簡便な工法が確立していない。一般的な構造物におい本実験では，ガセットプレートに各ブレースを高力ボルては，ガセットプレートが既に溶接接合してあるが，これト接合した，門型ラーメン架構の載荷実験を行う。実験変までに提案しているブレース接合方法では，このような接数は，ブレース材の種類，および，楔デバイスの有無とす合形式に対応していない。場合によっては，既設のガセッる。尚，柱および梁は終始弾性範囲に留まり，ブレースのトプレートを除去する必要もある。

みが塑性化する。

そこで，本論文では，従来型ブレースのガセットプレー

2.1 試験体トを利用して，簡便に既存構造物にノンコンプレションブ

表１に，試験体の素材特性と主要寸法を示す。また，図広島工業大学工学部建築工学科
広島工業大学大学院工学研究科建設工学専攻105

高松隆夫・玉井宏章・加藤孝昌
表１ 素材特性表２ バネ特性⒜ Type R‑NS⒝ Type R‑G⒞ Type F‑NS
図１ ラーメン架構とブレース設置状態

１，図２に，ラーメン架構およびブレースの形状を示す。
試験体は，ブレースに丸鋼(Type R)お よ び 平 鋼(TypeF)を用い，ノンコンプレションブレース(NC)とした場合⒟ Type F‑Gと従来型ブレース(G)とした場合の，合計４体の試験体を

図２ ブレース用意した。

2.2 ノンコンプレションブレース

ラーメ ン 架 構 の 柱 に は H‑100x100x6x8 を，梁 に は H

図３，４，５に，楔デバイス形状，楔デバイス設置方法，‑150x75x5x7 を使用し，柱通し型としてそれぞれ強軸方向楔デバイス機能・概念図を示す。また，本実験では，既設に完全溶け込み溶接接合している。また，ラーメン架構ののガセットプレートを利用して，楔デバイスを設置するた

隅 角 部 に は ブ レース 設 置 用 の ガ セット プ レート：PLめ，図３⒞に示すような接合部を用いて，図４に示すよう‑350x150x9 を全周隅肉溶接接合している。に楔デバイスを設置する。

ブ レース は，Type R‑NC に は 転 造 ね じ 付 丸 鋼 ブ レー

楔デバイスは，楔，楔受け，バネから構成されている。まス：M 12 を，Type R‑G にはターンバックル付丸鋼ブレー

た，表２に，楔を貫入させるバネの特性を示す。ブレース

ス：M 12 を，Type F‑NC お よ び Type F‑G に は 平 鋼 ブは X 型に配置し，ブレース下端部に楔デバイスを設置す

レース：PL-20x4.5 を使用する。また，Type R‑NC，Typeる。

R‑G，Type F‑NC においては，降伏軸力の 50％を初期張力

従来型のブレース付ラーメン架構においては，地震外力として与えている。Type R‑NC，Type R‑G では，ナットにより，図５のようにラーメン架構が変形すると，左側のおよびターンバックルを締付けて初期張力を導入，Type Fブレース（ブレース L）は伸び変形を起こし，一方，右側の‑NS では，予備載荷を行い，予め，楔を貫入させて初期張ブレース（ブレース R）は縮み変形を生じる。そのため，ブ力を導入している。尚，転造ねじ付き丸鋼ブレース，およレース L は弾塑性伸びを生じてスリップ現象の原因となび，ターンバックル付丸鋼ブレースは，軸部の十分な塑性り，ブレース R は座屈を生じる。

伸び能力が確保できるものを使用している。また，平鋼ブ

ノンコンプレションブレースにおいては，ブレース L は

レースは，接合ボルト孔による断面欠損が原因の早期破断

引張抵抗するが，ブレース R では端部が移動して圧縮力はを防ぐための羽子板：PL‑12 を隅肉溶接接合しており，軸作用しない。また，端部が移動することにより生じた間𨻶部の十分な塑性伸び能力が期待できる。に，楔デバイスが貫入して間𨻶を埋める。そのため，圧縮106

ノンコンプレションブレースによる耐震補強工法に関する実験的研究⒜ Type R⒜ 設置方法概要⒞ 楔台（接合部）⒝ Type F⒝ 設置状況詳細

図３ 楔デバイス

図４ 楔デバイス設置方法

図５ 楔デバイスの機能と作動概念

力は作用せず，更に，いかなる変形下においても伸び変形端に設置したロードセルより，水平荷重：P を計測していが生じると直ぐに引張抵抗を開始する。

る。ひずみゲージは，柱の４断面（１断面あたり４枚）に貼付しており，ラーメン架構の負担する層せん断力を算出

2.3 載荷装置と載荷方法している。

図６に本実験で使用する載荷装置を示す。ラーメン架構

３．各種評価式

柱頭部に，油圧ジャッキをピンを介して接合し，水平載荷を行う。載荷は，層間変形角を制御値として，1/1000，1/500，ブレースの評価式を算出するに当たり，図８に示すモデ1/250，1/200，1/125と漸増させて各２サイクル行い，楔がルを用いる。ブレースのみの履歴を算出するため，モデル貫入限界を迎えた時点で，実験を終了している。

では，柱梁架構をピン接点として，水平外力に対してはブレースのみが抵抗するものとしている。

2.4 計測方法

各式の誘導にあたり，以下の仮定を設ける。

図７に計測位置を示す。

ⅰ）ブレースの有効長さは柱と梁の軸線の交点間距離と変位計測としては，柱頭部の水平変位：δを計測して，層し，ブレースの断面性能はブレース軸部のも の と す間変形角を算出している。荷重計測としては，ジャッキ先る。
107高松隆夫・玉井宏章・加藤孝昌

図６ 載荷装置

図８ 解析モデル

図７ 計測位置⒜ ノンコンプレションブレース⒝ 従来型ブレース

図９ 復元力特性モデルⅱ）弾性剛性は，従来型ブレース(G)ではブレース 1本分

3.2 復元力特性モデルの弾性剛性，ノンコンプレションブレース(NS)ではブ各ブレースの復元力特性モデルを図９に示す。

レース 2本分の弾性剛性が得られるものとする。

ブレースの復元力特性モデルの降伏耐力および弾性剛性ⅲ）ブレースの素材特性には，完全弾塑性型モデルを用いは式(1)，(2)より求める。また，ノンコンプレションブレーる。

スでは完全弾塑性型の復元力特性モデル，従来型ではスⅳ）ノンコンプレションブレースでは端部が移動して圧縮リップ型の復元力特性モデルとする。

力が作用せず，従来型ブレースでは曲げ座屈を起こして圧縮力に抵抗しないため，いずれのブレースも引張3.4 ブレースの保有する全エネルギー吸収量力のみに抵抗するものとする。

次いで，ブレースの保有する全エネルギー吸収量は，ノ3.1 降伏耐力および弾性剛性

ンコンプレションブレースの場合，楔の貫入限界高さ：以上の仮定を用いて，ブレースの降伏層せん断力：により決定し，従来型ブレースの場合，最大層間変形角には，次式により求められる。
＝
ここに，

σ cosθより決定する。
ノンコンプレションブレースが保有する全エネルギー吸・・・・・・・・(1)

収量：：ブレース軸部断面積，σ：ブレース材の降ギー吸収量：

伏応力度，θ：ブレースの水平面からの角度(図１参照)では次式により求められる。

＝ある。
また，ブレースの水平剛性：，および，従来型ブレースが保有する全エネル＝は，次式のように表される。

σΔ・・・・・・・・(3.a)σ・・・・・・・・(3.b)

ここに， ：配置されているブレースの本数， ：楔の貫＝

cos θ/入限界高さ（図４参照），Δ・・・・・・・・(2)：最大変形時の柱梁対角距離の増加量である。

ここに， ：ヤング係数， ：ブレースの有効長さ（鉄骨４．実験結果と架構の柱梁接合部対角間距離＝3,350 ㎜）， ：抵抗するブ察

レースの本数であり仮定ⅱ）より，NS では２，G では１で

図 10，図 11，図 12，表３に実験結果を示す。

ある。

図 10には，水平荷重−水平変位関係を，図 11には，ブレース負担層せん断力−水平変位関係を，図 12にはエネル
108ノンコンプレションブレースによる耐震補強工法に関する実験的研究⒜ Type R‑NS⒝ Type R‑FG⒞ Type F‑NS⒟ Type F‑G
図 10 水平荷重−水平変位関係

ギー吸収量−水平変位関係を示す。ブレース負担層せん断過しているため，曲げ座屈を起こし，圧縮力に抵抗しな力は，水平荷重から，ラーメン架構が負担する層せん断力かったこと，ブレースに塑性伸びによる緩みが生じたことを差し引いて算出している。また，エネルギー吸収量は，図による影響である。また，Type R‑G では，ターンバックル10の復元力特性の履歴面積を積分して算出している。尚，により初期張力を加えていたので，初期の弾性剛性は，ブ

図 11には式(1)，(2)から求めた復元力特性モデルを，図 12

レース降伏後の剛性と比較して，高めの値となっている。には，式(3.a)，(3.b)から求めたブレースが保有する全エネルギー吸収量を併せて示す。

4.2 ブレース負担層せん断力−水平変位関係

表 3には，図 11から求めた実験値降伏耐力および弾性剛いずれの試験体においても，復元力特性モデルと実験結性，図 12から求めた実験終了時の実験値エネルギー吸収果は良好に対応している。

量，および，式(1)，(2)，(3.a)，(3.b)から求めた，各種計

図 11⒜，⒞より，Type R‑NC および Type F‑NC は，ブ算値を示す。

レースの履歴が完全弾塑性型を示し，更に，弾性剛性はほ4.1 水平荷重−水平変位関係

ぼ全てブレース２本分の弾性剛性を示している。ブレース

図 10⒜，⒞ よ り，Type R‑NC お よ び Type F‑NC は，２本分の弾性剛性が得られるのは，初期弾性の弾性載荷時

Bi-linear 型の復元力特性を示し，エネルギー吸収効率が良の場合は，初期張力を加えている影響で左右のブレースがいことが分かる。また，Type R‑NC および Type F‑NC に抵抗し，ブレース降伏後においては，一方は除荷剛性で抵

おいては，常に，一定の弾性剛性が保たれていることが分抗し，他方は載荷剛性で抵抗するためである。

かる。

図 11⒝，⒟より，Type R‑G および Type F‑G は，スリッ

図 10⒝，⒟より，Type R‑G および Type F‑G は，いづプ型となり，１本分の弾性剛性を示している。尚，Type R

れも，スリップ型の復元力特性を示していることが分か‑G では，ターンバックルにより初期張力を加えていたのる。これは，本実験で使用したブレースは細長比：120を超で，初期の弾性剛性は，ブレース２本分の弾性剛性を示し
109

高松隆夫・玉井宏章・加藤孝昌⒜ Type R‑NS⒝ Type R‑FG⒞ Type F‑NS⒟ Type F‑G
図 11 ブレース負担層せん断力−水平変位関係⒜ Type R‑NS⒝ Type R‑FG⒞ Type F‑NS⒟ Type F‑G
図 12 エネルギー吸収量−水平変位関係

110ノンコンプレションブレースによる耐震補強工法に関する実験的研究
表３ 実験結果と計算値ている。

見を，以下に示す。
１．本論文で示す，既設のガセットプレートを利用しての4.3 エネルギー吸収量−水平変位関係

ノンコンプレションブレース工法により，紡錘型でエネ

図 12⒜，⒞より，Type R‑NS および Type F‑NS は，常ルギー吸収効率のよい復元力特性を示した。にエネルギーを吸収している。また，式(3.a)より求めたエ２．丸鋼ブレース（転造ねじボルト）を用いることで，初ネルギー吸収量の計算値と実験終了時のエネルギー吸収量期張力を導入できるため，常に一定の弾性剛性が得られは，ほぼ，一致しており，式(3.a)により，容易にノンコンる。

プレションブレースの保有する全エネルギー吸収量が評価

３．本論文で示した，各種評価式は，実験結果と良好に対できることが分かる。

応している。

図 12⒝，⒟より，Type R‑G および Type F‑G は，一度，４．楔デバイスの接合部は，容易にガセットプレートにボエネルギー吸収した区間では，エネルギー吸収をしていなルト接合でき，また，楔デバイスの設置工法も非常に簡い。また，式(3.b)により求めた，エネルギー吸収量の計算便であるため，耐震補強工法として用いることができ値と実験終了時のエネルギー吸収量はほぼ一致しており，る。

従来型ブレースのエネルギー吸収量は，ブレースの引張性

５．本実験で用いた試験体の最大層間変形角を1/125（rad）能と最大変形量に依存することが分かる。尚，Type F‑Gとした場合の繰返し載荷実験下においては，ノンコンプの実験値が少し低めなのは，初期張力を加えられなかった

レ ション ブ レース は 従 来 型 に 比 較 し て，7倍 の エ ネ ル

ために，初期不整等の影響により，塑性伸び量が少ないたギー吸収量を有している。

めとえられる。

謝

4.4 実験値と計算値辞

本研究は，広島工業大学「高性能構造システム開発研究表３から，降伏耐力と弾性剛性の実験値と計算値の比センター」(代表者は，降伏耐力が 0.94〜1.02，弾性剛性が 0.99〜2.03となっ高松隆夫教授)のプロジェクト研究の一環として実施されました。ている。

また，試験体作製にあたりフルサト工業株式会社には，但し，Type R‑G の場合においては，初期張力を加えて転造ねじアンカーボルト，並びに，転造ねじ付ブレースをいるためにブレース２本分の弾性剛性となり，計算値の 2提供していただきました。ここに記して謝意を表します。

倍の弾性剛性値となった。

参文

献以上より，本論文で示す，既設のガセットプレートを利

１）社団法人日本鋼構造協会，他；2000年鳥取県西部地震用した簡便なノンコンプレションブレースの設置工法によおよび 2001年芸予地震鋼構造被害調査報告書［建築り，紡錘型の復元力特性を示し，効率の良いエネルギー吸編］，社団法人

日本鋼構造協会，2002.3.

収性能を示すことが分かる。また，初期張力を導入するこ

２）高松隆夫，玉井宏章，小持明宏：ノンコンプレションとで，安定した弾性剛性を得ることができるため，ノンコブレースの履歴性状とエネルギー吸収性能について，ンプレションブレースには，丸鋼ブレースを用いる方が有鋼構造年次論文報告集，第 11巻，pp.129‑136,2003.11.

利であるとえられる。

３）玉井宏章，高松隆夫，松尾彰：ノンコンプレションブ
レースの耐震性能向上について，日本建築学会構造系

５．まとめ

論文集，第 595号，pp.131‑138,2005.9.

既設のガセットプレートを利用した，ノンコンプレショ

４）高松隆夫，玉井宏章，加藤孝昌，小畑寛行：ノンコンプ

ンブレースによる耐震補強工法として，ブレース材およびレションブレースで補強した鋼構造骨組の復元力特性，楔デバイスの有無を変数として実験を行った。得られた知鋼構造年次論文報告集，第 14巻，pp.429‑436.2006.11.
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