フジタ技術研究報告第 49 号 2013 年

芯材に H 形鋼を用いた座屈拘束ブレースに関する実験的研究
その１ 座屈拘束ブレースの構成および軸圧縮引張実験の概要

概佐々木康人

佐々木聡

鈴 木泉

浅 野孝

*1

吉井靖典

*1大 輔

*2

塩田博之

*3

桂要

座屈拘束ブレースは、鉄骨ブレースの座屈を拘束して圧縮時にも引張時と同等の復元力特性を有する耐震性に優れた部材である。これまでに、さまざまな形状のものが実用化され、建物の耐震部材あるいは制振部材として用いられている。これらの座屈拘束ブレースは既製品として多く存在するが、コスト面での課題がある。そこで、構成が簡易で一般の部材と同様に製作できる座屈拘束ブレース（FIRST ブレース：Fujita Improved and Reinforced Steel Brace）の開発を行った。本報では、座屈拘束ブレースの構成および性能確認のために実施した軸圧縮引張実験の結果について示す。
開発した座屈拘束ブレースは、軸力を負担する H 形鋼の鉄骨芯材、座屈拘束のために周囲に配置された座屈拘束材（鋼管）、ならびに鉄骨芯材と座屈拘束材の間に充填されたモルタルで構成している。軸圧縮引張実験はほぼ実大の試験体を用いて行った。本座屈拘束ブレースは、圧縮時の復元力特性が引張時と同等であり、十分な変形性能を有することを確認した。

Experimental Study on the Buckling Restrained Brace using H-shaped SteelPart1 : Outline of the Buckling Restrained Brace and results of a Cyclic Axial Loading Test

Abstract

It is well known that buckling restrained braces have the same hysteretic behavior under bothcompression and tension. Various types of buckling restrained braces have been utilized as seismic resistantmembers or hysteretic dampers. However, these are typically expensive.
In this study, the buckling restrained brace (FIRST Brace: Fujita Improved and Reinforced Steel Brace)
which is mechanically simple and can be manufactured like a general member has been developed. This
paper presents the outline of the brace and the results of cyclic axial loading tests.
The brace is composed of a H-shaped steel core on which axial load acts, a steel tube to restrain thebuckling of the steel core and mortar with which the space between the steel core and the tube is filled. The
cyclic axial loading tests are performed using test specimens in actual use. From the test results, it wasverified that the braces have the same hysteretic behavior in both compression and tension, and a large
deformation capacity.

キーワード： 座屈拘束ブレース，H 形鋼，鋼管，軸圧縮引張実験，復元力特性＊１ 建設本部設計エンジニアリングセンター，＊２ 首都圏支社建築技術部，＊３ 建設本部技術部－85－フジタ技術研究報告 第 49 号

§１．はじめに性化部と両端の補強部に分けられ、補強部は鋼板（ウェブカバープレートおよびフランジカバープレート）によって補

座屈拘束ブレースは、鉄骨ブレースの圧縮軸力時の座強している。座屈拘束材内のモルタル充填部には鋼製型屈を拘束することで、引張軸力時と同等の復元力特性を有枠を用いて空洞を設けており、これにより、充填モルタルのする耐震性に優れた部材である。これまでに、さまざまな形量を少なくできるだけでなく、鉄骨芯材が圧縮変形したとき状のものが実用化され、建物の耐震部材あるいは制振部材に鉄骨芯材端部の補強部が充填モルタルに干渉することとして用いられている 1)。

を防止している。また、H 形鋼とモルタルおよび鋼製型枠とこれらの座屈拘束ブレースは既製品として多く存在するの接触面にはアンボンド材を貼付しており、鉄骨芯材の軸が、コスト面での課題がある。そこで、構成が簡易で一般の力が周囲へ伝達することを防止している。アンボンド材には部材と同様に製作できる座屈拘束ブレース（FIRST ブレーブチルゴムテープを用いている。空洞を設けているため、

ス：Fujita Improved and Reinforced Steel Brace）の開アンボンド材が必要な部分が少なくなっている。

発を行った。本報では、座屈拘束ブレースの構成および軸鉄骨芯材が曲げ剛性の高い座屈拘束材により拘束される圧縮引張実験の概要について示す。

ことにより、曲げ座屈を防止し、また、フランジ端部がモルタ

なお、本座屈拘束ブレースは、一般財団法人 日本建築ルを介して座屈拘束材で拘束されることにより、早期の局部総合試験所の建築技術性能証明を取得している（GBRC座屈を防止している 2)。

性能証明 第 12-34 号）。

座屈拘束ブレースの製作は、①芯材となる H 形鋼の端部に鋼板を溶接接合、②フランジにアンボンド材を貼付、③§２．座屈拘束ブレースの構成

鋼製型枠をセット、④芯材を鋼管に挿入して所定の位置に固定、⑤モルタルを充填という手順で行う。鋼製部分は特図 1 に座屈拘束ブレースの構成を示す。軸力を負担する殊な加工はなく、一般の鉄骨部材と同様、鉄骨工場で製作

H 形鋼の鉄骨芯材、座屈拘束のために周囲に配置されたが可能である。また、モルタルの充填は工場だけでなく，現座屈拘束材（鋼管）ならびに鉄骨芯材と座屈拘束材の間に場で行うこともできる。このように簡易に製作できることも本充填されたモルタルで構成している。鉄骨芯材は中央の塑座屈拘束ブレースの特徴である。

補強部

塑性化部
鉄骨芯材(H形鋼)

座屈拘束材(鋼管)AC

BH

フランジカバーPL

補強部

ウェブカバーPL

充填モルタル2H
フランジカバーPL

LB
L0
座屈拘束材
(鋼管)

アンボンド材

アンボンド材

鉄骨芯材(H形鋼)

tf

鋼製型枠

拘束幅
2tf

鋼製型枠

空洞
モルタル
鉄骨芯材(H形鋼)
A断面

ウェブカバーPL
B断面

図 1 座屈拘束ブレースの構成－86－

フランジカバーPL
C断面

芯材に H 形鋼を用いた座屈拘束ブレースに関する実験的研究 その 1 座屈拘束ブレースの構成および軸圧縮引張実験の概要

表 1 試験体の一覧
座屈拘束材

鉄骨芯材
No.

全長
L0(mm)

鋼種

断面1H-200×200×8×12
SN490B
25170 BH-200×200×12×16 SM490A
3
H-250×250×9×14
SN400B4SN490B
4370 H-150×150×7×105SN490B*1：A f ：片側フランジの断面積， A ：全断面積

幅厚比
フランジ
ウェブ

フランジ
断面積比

b f /t fd w /t w

2A f /A *1

8.3
6.3
8.9
7.5
7.5

22.0
14.0
24.7
18.6
18.6

0.760
0.742
0.768
0.7700.764§３．軸圧縮引張実験

断面長さLB(mm)φ318.5×6.0
φ318.5×7.9
φ406.4×6.4396039703880

φ267.4×9.34090

補強板
ウェブ
カバーPL
板厚(mm)
9.0
12.0
9.0
9.06.0表 2 鋼材の機械的性質
鋼種

3.1 実験概要
座屈拘束ブレースの構造性能を確認するため、軸圧縮引張実験を

SN490B行った。試験体の一覧を表 1 に示す。
試験体はほぼ実大のブレースをSM490A想定した 5 体とした。全長は 5170mm および 4370mm とし、鉄骨芯材の塑性変形を想定する部分のSN400B

長さは 2710mm～3160mm とした。

板厚(mm)
10.0
7.0
12.0
8.0
16.0
12.0
12.0
9.0
9.0
6.0
14.0
9.0
9.0

降伏点
(N/mm2)
431
424
440
470
370
388
372
357
399
410
305
334
296

引張強さ
(N/mm2)
570
575
559
592
543
554
543
543
576
585
468
489
448

伸び
(%)
40.6
32.0
42.2
33.6
44.6
42.4
41.7
38.1
42.4
31.4
43.1
37.0
44.1

部位No.4,5 フランジ
No.4,5 ウェブ
No.1 フランジ
No.1 ウェブ
No.2 フランジ
No.2 ウェブ
No.2 ウェブカバーPL
No.1 ウェブカバーPL
No.4 ウェブカバーPL
No.5 ウェブカバーPL
No.3 フランジ
No.3 ウェブ
No.3 ウェブカバーPL

また、ウェブカバープレートの鋼管内の長さは鉄骨芯材 H

端の回転および軸直交方向の変位を拘束した状態で繰返形鋼のせいの 2 倍とし、H 形鋼のフランジ端部の拘束幅はし荷重を載荷する形式とした。

フランジ板厚の 2 倍としている（図 1 参照）。

載荷スケジュールは降伏荷重に達するまでは荷重制御と鉄骨芯材は No.1、3、4、5 が圧延 H 形鋼、No.2 は溶接し、降伏後は、図 3 に示すように、塑性化部の軸ひずみを組立の H 形鋼を用いた。芯材の鋼種は No.1、4、5 が0.5%ずつ漸増させた振幅を 2 回ずつ、耐力が低下するま

SN490B、No.2 が SM490A、No.3 が SN400B である。座で繰り返した。なお、試験体 No.2 では、ひずみが 2%に達屈拘束材は STK400 とした。

した後は 2%の一定振幅の繰返し載荷とした。

主な実験因子は①鉄骨芯材の幅厚比、②鉄骨芯材の鋼種、②ウェブカバープレートの板厚である。

3.2 実験結果

鉄骨芯材の鋼材の機械的性質を表 2 に示す。なお、実験

図 4 に軸力(N)－軸ひずみ()関係を示す。軸ひずみは時のモルタルの圧縮強度は 58.9～66.5N/mm2 であった。

塑性化部の平均軸変位を塑性化部長さで除した平均軸ひ載荷方法は、図 2 に示すように、2 基の油圧ジャッキを平ずみである。軸力は引張を正、圧縮を負としている。同図中行に設置した加力フレームに試験体を取り付け、試験体両に引張試験の降伏点から求めた降伏軸力の計算値(cNy )も軸ひずみ  (%)

2000kN油圧ジャッキ

試験体

6420-2-4-6降伏02000kN油圧ジャッキ

5101520サイクル数

図 2 載荷装置

図 3 載荷スケジュール－87－フジタ技術研究報告 第 49 号

発生しており、耐力低下につながる局部座屈変形の増大は併せて示す。
漸増載荷の試験体 No.1、3、4、5 は、いずれも圧縮軸力補強部近傍で発生していた。

時の耐力低下により、載荷を終了した。一定振幅載荷の試

図5 に軸力－軸ひずみ関係から求めた骨格曲線を示す。

験体 No.2 は軸ひずみ 2%の振幅を 12 回繰り返した時点でいずれの試験体も降伏後の剛性が引張側より圧縮側のほう耐力低下は生じていなかったが、載荷を終了した。

が高い傾向がある。これは、圧縮時には、軸力が座屈拘束いずれの試験体も安定した紡錘形の復元力特性を示して材に伝わっている影響である。最大耐力までの軸ひずみはいる。振幅が大きくなるに従い、塑性変形に伴うひずみ硬鉄骨芯材の幅厚比が小さく、降伏点が低いほうが大きい。

化による耐力上昇が見られる。同一振幅での圧縮軸力が引実験結果の一覧を表 3 に示す。降伏軸力の実験値は図 6張軸力よりもやや大きくなっている。これは、摩擦の影響とに示す General Yield Point 法により求めた。最大軸力の見られ、既往の研究 3)においても実験的に確認されてい計算値（cNu）は参考として引張強さから求めた。また、限界る。

塑性ひずみ(pu)は、骨格曲線の圧縮側では耐力低下時、試験体 No.4 に対し、鋼種が同じでフランジおよびウェブ引張側では最大荷重時の変位から算定した。表中の値はの幅厚比が相対的に大きい No.1 では、やや早めのサイク引張側と圧縮側の平均値を示している。累積塑性変形倍率

ルで圧縮軸力時の耐力低下が生じている。ウェブカバープ()は耐力低下までの履歴吸収エネルギーを降伏軸力の計

レートの板厚が異なる試験体 No.4 と No.5 では履歴曲線に算値と降伏変位の積で除した値の累積値である（図 7）。

大きな違いはない。

限界塑性ひずみは、漸増載荷の試験体では、3.9～4.6%

実験終了後に試験体を解体し、鉄骨芯材の状況を観察しとなった。これは、座屈拘束ブレースの鋼種を SN490B、取た。鉄骨芯材の最終変形状況例を写真 1 に示す。No.2 を付角度を 45°、塑性化部長さをブレース全長の半分と仮定除く試験体の最終破壊モードは局部座屈であった。フランして骨組の層間変形角に換算すると、概ね 1/25～1/21 とな

ジおよびウェブの局部座屈は、塑性化部の全長にわたってる。また、同試験体での累積塑性変形倍率は 286～476 で0-2b f /t f =8.9, d w /t w =24.7, 2A f /A =0.768
64420-2-4-40120123 4ε (%)(b) No.2b f /t f =7.5, d w /t w =18.6, 2A f /A =0.770
3b f /t f =7.5, d w /t w =18.6, 2A f /A =0.764
322N (×103kN)(a) No.1

10-1-1-2-3-4 -3 -2 -10(d) No.412

3 4ε (%)-4 -3 -2 -1

01

降伏軸力計算値(cNy)

0-3-2(c) No.3

1-20-6-4 -3 -2 -1

3 4ε (%)

2-4-6-4 -3 -2 -1

N (×103kN)

b f /t f =6.3, d w /t w =14.0, 2A f /A =0.742
6N (×103kN)

2N (×103kN)

N (×103kN)

b f /t f =8.3, d w /t w =22.0, 2A f /A =0.760
4-4 -3 -2 -1

0

1

23 4ε (%)(e) No.5
図 4 軸力－軸ひずみ関係

写真 1 実験後の状況（試験体 No.1）－88－

23 4ε (%)

芯材に H 形鋼を用いた座屈拘束ブレースに関する実験的研究 その 1 座屈拘束ブレースの構成および軸圧縮引張実験の概要あり、既往の文献 4)、5)での試設計と応答解析に基づく必認できる。大変形時には、引張では中央部の引張ひずみが要塑性変形倍率（=150）のほぼ 2 倍以上に相当する。

端部より大きく、圧縮では端部の圧縮ひずみが中央部よりも図 8 に試験体 No.1 のピーク時の軸ひずみ分布を示す。

大きくなる傾向が見られる。
図 9 は試験体 No.1 の断面の平均軸ひずみの履歴からバり、座屈拘束材に大きな軸力が伝達されていないことが確

イリニア型の履歴モデルを仮定して応力の履歴を算定し、

b f /t f =6.3, d w /t w =14.0, 2A f /A =0.742

b f /t f =8.9, d w /t w =24.7, 2A f /A =0.768

45534413332N (×10 kN)

b f /t f =8.3, d w /t w =22.0, 2A f /A =0.760

N (×10 kN)

3N (×10 kN)

弾性時の軸ひずみ分布は引張、圧縮ともに一様となってお21000123456 (%)

21001(a) No.123456
 (%)

0

12b f /t f =7.5, d w /t w =18.6, 2A f /A =0.764

33N (×10 kN)

4(c) No.3

b f /t f =7.5, d w /t w =18.6, 2A f /A =0.770

引張圧縮

2323

10

100

123456012345

 (%)

6 (%)(d) No.4(e) No.5
図 5 骨格曲線
表 3 主要な実験結果の一覧

No.

12345

降伏軸力
実験値
引張
圧縮
e N ype N yn(kN)
(kN)
2915
2785
3325
3123
2897
2847
1725
1688
1733
1735

計算値
cNy(kN)*1
2830
3189
2870
1694
1695

最大軸力
実験値
引張圧縮e N mp
e N mn(kN)
(kN)
3341
3442
4076
4400
4014
4050
2101
2206
2136
2266

計算値
cNu(kN)*2
3591
4650
4359
2254
2255

累積塑性
限界塑性
変形倍率
ひずみ*3*4
ε pu(%)
3.9
3.1
4.6
4.2
4.4

δ

1/2～1/3Ke-W

図 6 General Yield Point 法

286 局部座屈565 破壊せず*5514 局部座屈
399 局部座屈
476 局部座屈  Wi N y y  Wi N y y        

図 7 累積塑性変形倍率－89－破壊モードη

*1：c N y =2A f σf y +(A -2A f )σ wy (σfy ：芯材フランジ降伏点，σwy ：芯材ウェブ降伏点）*2：c N u =2A f σ fu +(A -2A f )σ wu (σfu ：芯材フランジ引張強さ，σwu ：芯材ウェブ引張強さ）*3：骨格曲線の耐力低下時（圧縮側），最大荷重時（引張側）の塑性ひずみ*4：履歴吸収エネルギーを降伏軸力と降伏変位の積で除した値の累積値*5：明確な耐力低下が見られないまま載荷終了
NN
Ny
NyW+
δyKe

56

 (%)(b) No.2

3N (×10 kN)

3

フジタ技術研究報告 第 49 号

軸力分布として示したものである。大変形時には、軸Aひずみはシフトするものの軸力は軸方向にほぼ一様0.4となっている。

Eε=-0.3%ε=-0.1%

0曲率の関係を示す。図には塑性化部の降伏荷重-0.2(cNy )および補強部の降伏曲率(φy )も併せて示す。

-0.4A

軸力の増加に伴い、No.4 では A’断面、No.5 ではBCDE

3210-1-2-3

ε=0.5%
ε=1.0%
ε=2.0%

A(a) 微小変形時

A’，E’断面で、曲率が降伏曲率を上回るようになる。

BC

ε=-0.5%ε=-1.0%ε=-2.0%DE(b) 大変形時

図 8 軸ひずみ分布（試験体 No.1）

前述のように、軸力－軸ひずみ関係に両者の違いはAなく，板厚の影響は見られない．また，補強部の曲げ降伏による変形性能への顕著な影響も見られない。

4芯材に H 形鋼を用いた座屈拘束ブレースの構成おDE
ε=-0.1%ε=-0.3%0-2ABCD

ε=0.5%
ε=1%ε=2%

42-4

よび軸圧縮引張実験の概要について示した。実験かB C
ε=0.1%
ε=0.3%

N (×103kN)

N (×103kN)§４．まとめDε (%)

体 No.4 と No.5 の補強部の軸力と芯材弱軸まわりのC

0.2ε (%)

図 10 にウェブカバープレートの板厚が異なる試験B

ε=0.3%
ε=0.1%

20-2-4E

A(a) 微小変形時ら得られた知見を以下に示す。

ε=-0.5%
ε=-1%
ε=-2%

B

CDE(b) 大変形時

図 9 軸力分布（試験体 No.1）

1) 軸力－軸ひずみ関係は安定した紡錘形の復元力特性を示す。
A'E'
A'E'0きくなる。
生じる。
4) 弾性時の軸ひずみ分布はほぼ一様であり、座屈N (×103kN)

3) 鉄骨芯材の幅厚比が大きいと耐力低下が早期にφy拘束材に軸力は伝達されていない。大変形時に

φy-1-2cNy-20ほぼ一様となる。

-1-2cNy-3-3は軸ひずみはシフトするものの軸力は軸方向に-1001020φ (×10-6 /mm)-20(a) 試験体 No.45) 補強部が曲げ降伏を生じても軸力－軸ひずみ関A'E'
系列

0N (×103kN)

2) 大変形時には圧縮軸力が引張軸力よりもやや大-1001020φ （×10-6 /mm)(b) 試験体 No.5

図 10 軸力と曲率の関係係に顕著な影響は見られない。

5) 加村久哉，小川厚治，長谷川隆，福田浩司，上村健二：
参考文献

履歴ダンパー付ラーメン構造の地震応答，鋼構造年次

1) 日本建築学会：鋼構造座屈設計指針，2009 年

論文報告集，第４巻，1996 年 11 月

2) 鈴木泉，佐々木聡，佐々木康人，増田圭司：局部座屈補剛した H 形鋼の短柱圧縮試験，日本建築学会大会
学術講演梗概集，2012 年 9 月

6) 吉井靖典，佐々木聡，鈴木泉，佐々木康人，桂大輔，塩田博之：芯材に H 形鋼を用いた座屈拘束ブレースに関する実験的研究その 1～3，日本建築学会大会学術3) 緑川光正，佐々木大輔，麻里哲広，村井正敏，岩田衛：

講演梗概集，2013 年 8 月

鋼モルタル板を用いた座屈拘束ブレースの実験的研究
クリアランスの圧縮耐力への影響と圧縮耐力に応じた座

ひ と こ とこの座屈拘束ブレースは既に数件

屈モード数の評価，日本建築学会構造系論文集，第の物件で実施しています。技術開発

653 号，2010 年 7 月から実施まで関係各位と連携して進4) 下川弘海，森野捷輔，川口淳，伊藤茂樹，加村久哉，められたことで効果的に実施できたと

小島修：鋼管補剛平鋼ブレースの動的挙動に関する研究，第 2 回制震(振)シンポジウム，2000 年 11 月

思います。今後の技術開発も連携の佐々木 康人－90－

もと進めていきたいと思います。