〈一般研究課題〉 実物大高性能制震ダンパーの開発とその実用化に関する研究
助 成 研 究 者

名城大学

葛漢彬

実物大高性能制震ダンパーの開発とその実用化に関する研究
葛 漢彬（名城大学）Development of High-Performance Seismic Damper andIts Applications
Hanbin Ge(Meijo University)

Abstract：
In this study, the performance test of the Perforated Buckling Restrained Braces (P-BRBs) thatthe shape of the core plate was changed was conducted in order to improve the deformability of theconventional BRBs. By conducting incremental displacement repeated loading tests of fivespecimens, the behavior of the core plate that has slit holes with the same shape was confirmed.
Furthermore, the deformation of the core plate influenced by variating the arrangement and thenumber of slit holes was evaluated.
As a result, it was confirmed that PBRBs showed a stable hysteresis curve because out-of-plane
and in-plane of the core plate were deformed by bending and shearing force.
1．はじめに1995年1月に発生した兵庫県南部地震以降，既設橋梁の耐震補強に関する検討および工事が数多く進められており 1)，土木構造物の耐震性能向上を目的とした方策として，エネルギー吸収デバイ
スの設置による耐震性向上策が挙げられる 2)．この方策は，地震時に大きな損傷を起こさせる部材をエネルギー吸収性能に優れたデバイスに限定させることで，それ以外の部材の損傷を極力小さくするという方策であり，その中の1つとして，制震ダンパーの設置が挙げられる．制震ダンパー
は，主構造自体にエネルギー吸収機構を組み込み，地震で発生したエネルギーを吸収・消散させる－ 139 －ことで主構造の受ける地震エネルギーを最小にすることが可能である．その一種である履歴ダンパーの代表的なものとして，座屈拘束ブレース（Buckling-Restrained Brace，以降BRBと呼称）があり，これまでにBRBに関する様々な研究が精力的に行われている 3)-7)．
近年発生した2011年3月の東北地方太平洋沖地震および2016年4月の熊本地震では，本震後に強い余震が連続的に複数回発生し，主構造が大地震に耐えきれず，多くの社会基盤に甚大な被害をもたらした．これらにより，複数回連続的に発生する地震動およびレベル2地震動を超える地震動への対策として，制震ダンパーには更なる性能が要求されるようになり，橋梁のライフサイクルにわたって取り換え不要（大地震に3回程度耐え得ること）である高機能制震ダンパーの開発5)の重要性が再認識されることとなった．
また，萩野谷らの研究 6)では，軸力を伝達する軸力管の一部が低降伏鋼管（スリットを設けている）である三重管ブレースを考案し，優れた耐震性能を得たことを示している．そこで，本研究では，ラチス柱（Lattice column）にあるような単一柱（後述の本研究に用いた供試体の最小断面部）に着目し，従来のBRBの芯材にスリット孔を設けた有孔座屈拘束ブレース（Perforated BucklingRestrained Brace，以降P-BRBと呼称）の開発研究を行う．従来のAll Steel BRBでは圧縮時，圧縮変形とともに主に面外方向の曲げ変形が発生し，多波座屈状態が生じる一方で，スリット孔を設けたP-BRBでは，面外方向の曲げ変形に加えて，面内方向のせん断変形および曲げ変形が発生する．
そのため，P-BRBでは圧縮荷重を受けた際，芯材に発生する面内変形を従来のBRBよりも卓越させることで，変形性能向上を図る機構となっている．さらに，芯材にスリット孔を設けたことにより，断面積が減少し，耐力が低下することがあるが，従来の芯材よりも中央部の断面積が小さくなることで急速に降伏し，せん断剛性が低下する．これより，圧縮荷重下において曲げ変形に加え，せん断変形が顕著に現れることで変形性能を向上させ，塑性変形箇所を分散させることで安定かつ優れたエネルギー吸収能力を得ることができると考えられる．
そこで，「芯材に設けられたスリット孔における最小断面部（単一柱）の細長比λ」，「スリット孔間長とスリット孔長の比η」の2つのパラメータを変動させた5本の供試体の漸増変位繰り返し載荷試験を行う．そして，実験から得られた荷重－変位履歴曲線，平均応力－平均ひずみ履歴曲線および実験終了後の破壊状況の比較により，これらの2つの主要パラメータが変形性能と損傷状況に与える影響を検討する．なお，考案したP-BRBは，アーチ橋等の斜材（2次部材）に使用することを想定している．
2．実験概要P-BRBは，図1に示すように，簡単なレーザー加工によるスリット孔を複数設けた芯材にアンボンド材（ブチルゴム）を塗布し，フィラープレートおよび拘束材で挟み込み，ボルトで固定する構成となっている．スリット孔には，ひずみ集中を緩和し，孔部での早期破壊を防ぐため，楕円形を採用している．鋼種はSS400材である．芯材の材料試験結果および供試体の構造パラメータをそれぞれ表1，表2に示す．材料試験は拘束材とフィラープレートは塑性化しないことから，芯材のみについて行った．また，芯材の面内方向および面外方向は1mmの隙間を空けている．また，本研究で用いた実験供試体は，実験装置の都合上，板厚tcや変形可能長Lなどの寸法を小さくしているが，スリット孔における最小断面部（単一柱）の細長比λなどの無次元化されたパラメータを用いる－ 140 －

，ット孔におけ小断面部一 ）の細長比 λ など次元化されラ ータ 用いことで，実構造物に用いられる制震ダンパーの設計に参考できると考えられる．従来のBRBの変リ ト孔 おけ 最小断面部）の細長比 λ など 無次 化され パラタ 用いる
で実構造用いられ制震ダンパーの設計に参考とえられる．従のB形は，主に軸方向の圧縮変形（すなわち面外方向の曲げ変形）によるものであったが，開発したとで 実構造物 用いら
制 ダ パーの設計に参考できと え れ
従 のB B
形は軸方向 圧縮変形（ なわち面外方向げ変形 によ もあった
開発し
P-BRBでは，圧縮時に従来のBRBに比べ面内方向にせん断変形も生じさせる
すなわち面外方向変形は圧縮変形（すなち面外方向の曲げ変形による のる あったが開発 た
RB 主は 軸方向
圧
従BR
内方断-BRB で
圧 時に従来 Bに比べ 内方向にせん
形も じ
すな
面外の曲げ変形に加え面内方向のせん断変形および曲げ変形ともに発生することで変形性能向上を図
P
ではに加圧 時従来の BR 断変に比べ面内方向にせん断変形も生せ で変すなわち面外方のBRげ変
面内げ変
生能向
図形
面るメカニズムとなっているの げ ズ形に加え面内方なムといる．
次に，本研究において重要な2つのパラメータについて説明する．図2に供試体詳細図を示するメと っている要
供試体詳細図を示
次に ズ研究て説明
図に詳 図をおいて重要 2
ラ
明
スリット孔における最小断面部（単一柱）の細長比λは，図2に示すように，供試体の長さ方向におに供試体詳細図を示す
本研究 おいて重要な
2つのパラメータにいて説明する
図
示すよ にさ小断 部
一の細λに部比 は，けるスリット孔長aと最小断面幅bから式(1)を用いて算出される
スけッにおけ断面部（単一柱λは 図2ット孔長最と最小断面b か の細長比式( ) 用いて算出
baa(2 い3a2 3 arb
Ia/ A(1)13br
I Atc/12)，Aは断面積(=btc)である．本研究では，
ここで，rは断面二次半径，Iは断面二次モーメント(=bここで r は断面二次 径は断面モーメ ト( b t / 2) A は断面積(=bt )る研
図2に示す赤枠部分を単一柱と考え，r，I，Aはこの単一柱における値となっている．スリット孔の単 柱と考 ratio，表2の供試体名ではSと表記），r ，A はこの単一柱における値となっていスリッは，図 2 に示 赤枠部 （Slenderness
個数の違いから，細長比λを5.8（スリット孔10試体 （ではと表記）を 8（ス孔の個数 違い，10.4
ら，細長比λ（Sle de ess r tio，表 2 の個，すなわち1列）（スリット孔20個，すなわち2列）
および17.3
スリット孔30個，すなわち（（ト孔10 個，すな3列）と変動させた．
個
なわち 3 列） 変せた
スリット孔間長とスリット孔長の比ηは，図2に示すように，スリット孔間長cとスリット孔長a孔孔図孔リリ ト孔 長とから式(2)を用いて算出される．
ら)て算ca(2)スリット孔の配置の違いから，スリット孔間長とスリット孔長の比η（Hole Spacing，表2の供試体S名ではHSと表記）を20%（スリット孔10個），60%（スリット孔8個）および100%（スリット孔6個）と）変動させた．
孔）
本実験では，エムティーエスジャパン製の高荷重試験システム，以降MTS試験機と呼称）を用いム験呼 ）た．MTS試験機の許容値は 荷重±500kN，ストローク±75mmである．変位計は，芯材の移動端TS 試験機 許荷
00
変芯移と固定端の変位，拘束材の剛体変位を測定するように設置した 境界条件は，片側で完全固定，も固 端の 位 拘
剛体 位定す よう境界条側で完全う片側では載荷方向以外全て拘束とし，載荷パターンは，1サイクル毎の漸増変位繰り返し載荷で片方 以て漸増変り しあり1サイクル目を1.0%（変形可能長Lに対する伸びδの割合）とし，以降1サイクル毎に1.0%増であり
ク0% 変形可能長 L に対 る びとしサイクル加させる
15)
また，P-BRBの全体座屈を防止するため，式(3)を用いて，安全係数v
また P BRB の全体座屈 防 す た式(3) 用
安全係数Fの照査を行ったの照査を行っ

Pmax
1 3.0
vF PyPy  Py L   d  e 
LPER  M yR

(3)

ここで，Pmaxは最大軸圧縮力，Pyは芯材の降伏軸力，PERは拘束材のオイラーの座屈荷重，Lは変形可能長，MyRは拘束材の曲げモーメント，ωは芯材の中央たわみ，dは面外隙間量，eは軸圧縮力の偏心量である．その結果，安全係数vFはスリット孔の配列が1列，2列および3列の芯材では，それぞれ10.3，12.4および15.5となり，すべての芯材で，vF≧3.0となり，全体座屈を防止することができる．

－ 141 －4002002002000

荷重[kN]

400

荷重[kN]

荷重[kN]

4000-200-200-200-400-400変位[mm]2040-400-40No.2 P-BRB-S10.4-HS20(c)-400-4040(b)No.1 P-BRB-S5.8-HS20-20020変位[mm]400400200200
荷重[kN]

荷重[kN](a)-200(d)-200変位[mm]2040No.3 P-BRB-S17.4-HS200-200-200-400-400-200変位[mm]20-400-4040No.4 P-BRB-S5.8-HS60-200変位[mm]2040(e) No.5 P-BRB-S5.8-HS100

600600400400
平均応力[MPa]

平均応力[MPa]

図3．各供試体の荷重－変位履歴曲線

20002000-200-200-400-400No 1 P-BRB-S5 8-HS20
No 2 P-BRB-S10 4-HS20
No 3 P-BRB-S17 3-HS20-600-6-4-202平均ひずみ[%]

46-6-4(b)λ による比較（Amin で除した場合）(a) λ による比較（A0 で除した場合）

600600400400
平均応力[MPa]

平均応力[MPa]

No.1 PBRB-S5.8-HS20
No.2 PBRB-S10.4-HS20
No.3 PBRB-S17.3-HS20-6002000-202平均ひずみ[%]

462000-200-200-400-400No.1 P-BRB-S5.8-HS20
No.4 P-BRB-S5.8-HS60
No.5 P-BRB-S5.8-HS100-600-6(c)-4-202
平均ひずみ[%]

4No 1 PBRB-S5 8-HS20
No 4 PBRB-S5 8-HS60
No 5 PBRB-S5 8-HS100-600
6η による比較（A0 で除した場合）-6(d)-4-202
平均ひずみ[%]

η による比較（Amin で除した場合）

図4．各パラメータ変動による平均応力－平均ひずみ履歴曲線－ 146 －

4611111
2
 ( N  2) N 
K cal K1
K2
K3
K4
Ki EAi
Li(i  1, 2, 3, 4)

(4)
(5)

表3に示すKcal /K0 より，全ての供試体において1.15以下であったことから，初期剛性の実験値と理論値は，同程度の結果となっていることがわかる．
a)λによる比較
ここでは，スリット孔における最小断面部（単一柱）の細長比λについてNo.1，No.2およびNo.3供試体の比較による考察を述べる．図4(a)，(b)より，No.1供試体の耐力が最も大きく，細長比λが大きくなるにつれて低下していることがわかる．一方で，各サイクルにおいての最大平均応力は，細長比λが大きいものほど高い値を示していることが確認できる．これは，フィラープレートおよび拘束材が芯材との接触時に摩擦力が生じることが起因であると考えられる．すなわち，スリット孔を多く有する供試体ほど，面内方向のせん断変形および曲げ変形が発生しやすいことが考えられ，このことは，表3初期剛性においても，細長比λが大きくなるにつれて剛性が低下していくことで明らかである．
以上のことより，変形性能については，従来のBRBと比較すると，面外方向の曲げ変形に加え，顕著に現れた面内方向のせん断変形および曲げ変形により向上できると期待される．また，3列のスリット孔を設けることによって耐力の低下が著しく確認されたこと，および1列・2列のスリット孔を設けた供試体では同程度の結果を得ることができ，P-BRBの変形性能の機構を満たすことから，本実験で検討した範囲内では，スリット孔における最小断面部（単一柱）の細長比λは10.4以下が望ましいと考えれる．
b)

ηによる比較
ここでは，スリット孔間長とスリット孔長の比ηについてNo.1，No.4およびNo.5供試体の比較による考察を述べる．
図4(c)，(d)より，すべての供試体において安定した履歴曲線を描き，耐力についても大きな差はみられないが，スリット孔の個数が少ない（孔間長が大きい）ほど早く破断に至った．これより，塑性変形箇所の分散が見込められると考えられる．また，初期剛性においては，スリット孔間長とスリット孔長の比ηが大きくなるにつれて若干ではあるが，剛性が増大していくことがわかる．これはスリット孔間部を単一柱と考えた場合，ηが大きくなるにつれてスリット孔間長c（変形可能部）が大きくなり，K2 の初期剛性は式(5)の関係により低下する一方で，スリット孔の数が少なくなり（No.4供試体では，スリット孔8個，No.5供試体では，スリット孔6個），K3 の初期剛性の比率が増大することで，供試体全体としては，変形可能部の増加に伴い，剛性が高くなったと考えられる．
すなわち，すべての供試体において同程度の結果を示しているが，本実験で検討した範囲内ではスリット孔間長とスリット孔長の比ηは20%（スリット孔10個）が最も良いと考えられる．
4．おわりに本研究は，芯材にスリット孔を設けた有孔座屈拘束ブレース（P-BRB）の開発研究のため，漸増変位繰り返し載荷実験を行い，破壊状況，最大ひずみ，CIDや初期剛性にスリット孔の個数や配置－ 148 －が与える影響などについて検討した．以下に本研究から得られた主な知見を示す．
1. 実験において，スリット孔の配置列が1列の場合，供試体中央に設けられたストッパー部でき裂が進展し，2，3列の場合は，設置されたスリット孔の端部および中央部でき裂発生を確認した．ネッキング限定箇所には，最小断面部（単一柱）が大きく影響していると考えられる．
2. 実 験において，圧縮荷重下においてスリット孔を有する供試体は，面外方向の曲げ変形に加え，面内方向のせん断変形および曲げ変形が顕著にみられ，最大ひずみが3.0～5.0%に達した
ことから，P-BRBの変形性能の機構および高機能BRBの目標性能を満たし，変形性能向上を確認できた．
3. 実験において，最小断面部（単一柱）の細長比λが大きくなるにつれて，耐力および初期剛性の低下を確認し，本実験の検討範囲内ではλ≦10.4が望ましい結果となった．
4. 実験において，スリット孔間長とスリット孔長の比ηは，すべての供試体において同程度の結果とを示したことから，本実験の検討範囲内ではη=20%が望ましい結果となった．
今回の検討では，実験進行上，1%ひずみ増分による漸増変位繰り返し載荷パターンとしたため，CIDは70%以下となったが，これは載荷パターンに大きく依存することから，載荷パターンの違いについて詳しく調査する必要がある．そして，パラメトリック解析による適切なスリット孔配置を検討することで，改良モデルを設計し，実構造物への設置を想定した多くの大型実験による更なる検討を行う必要がある．
参考文献
1）四条利久磨，森下邦弘，川島一彦，浦辻和幸，田中昭人：ダンパーブレースによる新王渡橋（仮称）の耐震性向上，土木学会第58回年次学術講演会講演概要集，I-033，pp.65-66，2003．
2）日本鋼構造協会：土木鋼構造物の動的耐震性能照査法と耐震性向上策，鋼橋の性能照査型耐震設計法検討委員会（委員長：宇佐美勉），2003．
3）金治英貞，尾立圭巳，鈴木直人，井上一朗，藤野陽三：座屈拘束ブレースを有する既設長大橋フレーム構造における制震性能評価，土木学会論文集A1（構造・地震工学），Vol.67，No.1，pp.137-148，2011．
4）宇佐美勉，加藤基規，葛西昭：制震ダンパーとしての座屈拘束ブレースの要求性能，構造工学論文集，Vol.50A，pp.527-538，2004．
5）宇 佐 美 勉， 佐 藤 崇， 葛 西 昭： 高 機 能 座 屈 拘 束 ブ レ ー ス の 開 発 研 究， 構 造 工 学 論 文 集，Vol.55A，pp.719-729，2009．
6）萩野谷学，田口孝，長尾直治，神谷隆：スリット孔を有する座屈拘束ブレースの力学特性に関する実験的研究，鋼構造論文集，第15巻，第57号，pp.35-43，2008．
7）猪飼豊樹，丸山陸也，賈良玖，葛漢彬：魚骨型座屈拘束ブレース（FB-BRB）の開発に関するパイロット研究，土木学会論文集A1（構造・地震工学），Vol.73，No.4，pp.I_321-I_333，2017．

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