座屈拘束ブレースにおける芯鋼材の変形集中と圧縮降伏耐力比
大内京太郎（北海道大学）

1.はじめに座屈拘束ブレース（以下，BRB）とは，軸力を負担する芯鋼材の周囲に，軸力を負担しない座屈拘束材を設け，全体座屈を防止することで，耐震性能の向上を図ったブレース材である。引張・圧縮で同等に安定した履歴特性を得られるため，制振ブレースとしても広く用いられている。所定の性能を確保するための設計条件はほぼ確立されている 1)が，芯鋼材の変形集中と，それに伴う拘束材の局所破壊を制御することで，さらに性能を向上できる可能性がある。
そこで本論は，これまでに実施した実験データに基づいて，様々な設計変数が BRB の破壊モードと圧縮耐力に及ぼす影響を分析した。つづいて，拘束材の局所破壊実験を行い，芯鋼材の局所押し出しに対する拘束材の耐力を検討した。さらに，BRB の繰返し載荷実験を行い，芯鋼材が十字形断面の場合と平鋼の場合で，破壊モードや塑性変形性能を比較した。

オイラー荷重）が 0.8 から 7.5 の試験体で，他にモルタルや溝形鋼の強度，芯鋼材とモルタルの間隙，ずれ止めの位置など様々な設計変数をパラメータとした。一部の試験体では，芯鋼材の表面に歪ゲージを貼付し，芯鋼材の座屈変形の推移を測定した。全試験体を，載荷終了後に解体観察した。
図 2 に示すように，試験体を斜め 45º に設置し，正負交番の漸増繰返し載荷を行った。軸歪εを振幅ε𝑦 /3（ε𝑦 は鋼材の降伏歪），2ε𝑦 /3，0.25%

で 1 回，0.5 と 0.75%で 2 回，1.0%で 5 回，1.5，2.0，2.5%で 2 回ずつ繰り返し，3.0%は回数を制限しなかった。耐力が測定最大値の 80%を下まわった時点で載荷を終了した。
載荷装置の都合で途中終了した 6 体を除き，全試験体が芯鋼材の塑性化部で破壊した。そのうち引張破断した試験体は 17 体，端部に変形集中を生じた試験体は 27 体，中央に変形集中を生じた試験体は 12 体，端部と中央から外れた位置に変形集中を生じた試験体は 6 体，全体2.BRB の破壊モードと圧縮耐力上昇座屈した試験体は 1 体であった。引張破断は，
図 1(a)から(c)に示す BRB について，これま中央（17 体中 5 体）より端部（12 体）で生じでに合計 69 体の実験が実施された。試験体は， る傾向があった。芯鋼材の変形集中を生じた試
モルタルを充填した一対の溝形鋼で平鋼の芯験体では，芯鋼材の押し出しによる拘束材の局鋼材を上下から挟み込み拘束した形式の BRB所破壊が確認された。
であった。芯鋼材の両面にブチルゴムを貼付し，図 3 に，芯鋼材の引張破断または変形集中にモルタルと芯鋼材の間隙を確保した。芯鋼材のよって耐力を喪失した 62 体の試験体について，降伏耐力𝑃𝑦 が 284 から 832 kN，長さ𝐿1 が 1,220
圧縮降伏耐力比𝑃𝑐 ⁄𝑃𝑦 と芯鋼材の細長比λ（図から 3,765 mm，拘束指標𝑃𝐸 ⁄𝑃𝑦（𝑃𝐸 は拘束材の1(c)の x 軸まわりに評価）の関係を，芯鋼材の破壊モード別に示す。緑川ら 2)が述べるよL1Lp

パンタグラフ

1 2 3 4 ･･･

(a)

歪ゲージ

(b)
溝形鋼

ずれ止め

y

貫入長さ Liny＋ －L1= 3,765 mm
L1= 2,351 mm

副板x
スペーサー
(c)

Mortarブチルゴム

x

組立溶接(d)ピン主板

図 1 BRB 試験体：(a) 平面図；(b) 側面図；(c) 断面図（芯鋼材が平鋼）；(d) 断面図（芯鋼材が十字形断面）
- 1 -

図2

BRB 実験の載荷装置

2.2

うに，破壊モードに関わらず，λが大きいほど𝑃𝑐 ⁄𝑃𝑦 が大きい傾向が明らかである。
2.0SN400B 鋼材の繰返し載荷実験で測定1.8される最大強度と降伏強度の比はせいぜ1.6
い 1.88 である 3), 4)。図 3 を見ると，6 体の𝑃𝑐 ⁄𝑃𝑦 が 1.9 を超えたが，これらの試験
1.4体では，塑性化部よりも断面積の大きい
1.2接合部領域で，芯鋼材が拘束材に接触したことが原因で，鋼材の機械的性質を超1.00えて耐力上昇した可能性が高い。ただし，明快な接触を起こしたことが確認でき，拘束材が確実に圧縮耐力に寄与したと思われる場合でも，𝑃𝑐 ⁄𝑃𝑦 = 2.05 であり，芯鋼材と拘束材の接触で説明できる𝑃𝑐 ⁄𝑃𝑦 は，2.1 程度
Pc /Py1.9

端部で変形集中
中央で変形集中
端部・中央以外で
変形集中
引張破断
100200300400

図3λ500600700800900

𝑃𝑐 ⁄𝑃𝑦 とλの関係BAA’が上限だといえる。
(a)B’

載荷鋼材

丸鋼

溝形鋼
82 mm

曲率半径

モルタル132 mm
l

(b)

図4(c)

162 mm局所破壊の試験体形状：(a) 平面図；(b) AA’断面図；(c) BB’断面図

R：大l：短P (kN)

3.拘束材の局所破壊実験2 章で述べた実験では，破壊まで載荷した 63体の BRB 試験体のうち 45 体が，芯鋼材に変形集中が進展するにつれて，拘束材が局所破壊し，ますます芯鋼材の変形集中が進展する破壊モードを示した。この破壊モードを制御する設計法を検証するために，座屈変形した芯鋼材が300拘束材を押し出す状況を模した実験を実施した。図 4 に示す試験体について，支250
点間距離と載荷面の曲率をパラメータに200
3 点曲げ試験を行った。特に，芯鋼材の断面が 132×12 mm，塑性化部長さ𝐿𝑝 = 945
150mm，拘束指標𝑃𝐸 ⁄𝑃𝑦 = 3.0 の BRB 試験100体を模した。支点間距離𝑙は，BRB 試験体の解体後観察で確認された芯鋼材の半波50長と同じ 80 mm または拘束材が曲げ降0伏しない限界長さの 200 mm，載荷鋼材の曲率半径𝑅は，芯鋼材の変形を模して，変形集中前の 300 mm または解体後観察で確認された 60 mm とし，4 種類の試験体を 3 体ずつ，計 12 体製作した。モルタルを充填した溝形鋼の上に，芯鋼材の変形形状を模した鋼材を載せ，その上に，載荷冶具の通し穴付の溝形鋼を載せ，上下の溝形鋼を隅肉溶接で一体化した。溝形鋼と載荷鋼材に SS400 鋼材を用いた。
試験体をローラー支承に設置し，水平二方向に補剛しつつ，載荷鋼材を介して 1,000 kN 万能試験機で単調圧縮載荷した。破壊の進展状況

R：小l：短R：大l：長cdb

R：小l：長a
曲率 大の曲率 小02468δ (mm)

1012

図5

局所破壊実験の荷重変位関係

1416を観察するために，同種 3 体の試験体を，それぞれ異なる荷重段階まで載荷した。中央と両支点で試験体の鉛直変位を測定し，支点に対する中央の相対変位δを変形の指標とした。
図 5 に，4 種類の試験体について得た，荷重－変形関係を示す。初期勾配はほぼ同じで，60から 80 kN でモルタルが割れる音がして，剛性が低下した。曲率半径が大きく，支点間距離が短い試験体では，荷重が直接支点に作用したため，際立って変形が小さかった。残る 3 体は，- 2 -拘束材の押し出し変形が目立つまで載荷 2500した。拘束材の変形状態も，載荷終了後に解体観察したモルタルの損傷状態も， 2000
BRB 試験体とほぼ一致したので，目的通1500
り，芯鋼材の変形集中に伴う拘束材の局所破壊を再現できたといえる。
1000
拘束材の局所破壊は，必ずモルタルの500支圧破壊を伴うことを確認した。溝形鋼を剛と仮定してコンクリートの支圧強度
0式 5)で算定した支圧耐力と，円筒形の鋼0材と曲率半径が無限のモルタルの接触について Hertz の接触理論 6)で算定した支 2500
圧荷重が一致するときの接触幅に基づいて，モルタルの破壊耐力𝐹0 を算定した。図 2000
5 を見ると，該当する𝐹0 に近い荷重で剛性1500が低下した。また，𝐹0 を超えたところで載荷終了した試験体 a，b，c，d では，溝形 1000
鋼の押し出し変形が目立つ前の荷重段階であったが，解体後観察により，モルタル500が支圧破壊していた。
0
図 6 に，2 章と同じ 69 体の BRB 試験0体について，芯鋼材が拘束材を押し出す力の理論値𝐹 7)を上述の耐力𝐹0 で除した値と，累積塑性歪エネルギー率ω（累積塑性歪エネルギーを芯鋼材の弾性限界変形量と降伏軸力の積で除した無次元量）の関係を示す。
ωは，BRB の性能を判定する指標で，制振ブレースとしての必要値はω = 310 とされる 8)。
𝐹 ⁄𝐹0 > 1 の試験体はほぼ全て，拘束材の局所破壊を生じており，この破壊を生じなかった試験体は全て𝐹 ⁄𝐹0 < 1 であった。したがって，モルタルの支圧耐力を十分に確保することは，拘束材の局所破壊を制御し，ひいては芯鋼材の変形集中を制御するために有効であるといえる。
4.芯鋼材断面を十字形とした BRB の載荷実験
小さな拘束材に大断面の芯鋼材を収める場合に，芯鋼材に長方形断面（平鋼）でなく十字形断面が採用される場合がある。芯鋼材の細長比を小さく抑え，芯鋼材の変形集中を制御するうえでも，十字形断面は有利だと考えられる。
そこで，芯鋼材の断面形状をパラメータに，合計 8 体の BRB 試験体を製作し，繰返し載荷実験を行った。
図 1 に試験体の形状を，表 1 に試験体一覧を

局所破壊あり局所破壊なし不明

ω = 3100.20.40.60.8

図61.01.21.41.6

局所破壊条件端部で変形集中
中央で変形集中引張破断（平鋼）
引張破断（十字）74812536

ω = 310100200300400

図7λ500600700800900

ωとλの関係示す。芯鋼材の鋼材を SN400B，断面積を 1,584mm2（𝑃𝑦 = 480 kN）に統一し，十字形断面（図1(d)）で 7 体，平鋼（図 1(c)）で 1 体の試験体を製作した。十字形断面の幅とせいの比を，2:1，1.5:1 または 1:1，芯鋼材の組立に隅肉溶接または部分溶込み溶接，拘束指標𝑃𝐸 ⁄𝑃𝑦 を 1.5 または 3.0，長さ𝐿1 を 2,351 または 3,765 mm とし，丸鋼スペーサーの有無もパラメータとした。芯鋼材に用いた SN400B 鋼材は，降伏応力度が300 から 305 N/mm2，引張強さが 430 から 450N/mm2，破断伸びは 30%，拘束材のモルタル強度は 12.1 から 68.0 N/mm2 であった。2 章で述べた載荷装置と手順で漸増繰返し載荷を行った。
どの試験体も軸歪振幅 3.0%を超えて安定した履歴を描いた。試験体 6 は，載荷途中で拘束材が x 軸方向に押し出され，圧縮耐力がアクチュエータの最大出力に達したために，途中で載荷を終了した。残る 7 体の試験体は，最終的に引張破断を生じ，芯鋼材に大きな変形集中を生じた試験体はなかった。幅とせいの比が 1:1 の十字形断面を用いた試験体を比較すると，丸鋼- 3 -表1試験体一覧

試験体特性#
12345678形状

組立溶接𝑃𝐸 ⁄𝑃𝑦平鋼
2:1
1.5:1
1:1
2:1
1:1
1:1
1:1

PJP
PJP
PJP
隅肉
隅肉PJP
PJP

33333331.5

その他

試験体長さ 大スペーサー無実験結果
載荷終了段階ε
回数 終局状態
3.0
3.0
3.0
3.0
3.0
3.0
3.0
3.0

985552
74

スペーサーを設置した試験体 4，6，8 では，芯鋼材の押し出しによって拘束材が局所的に x軸方向に膨らんだが，スペーサーを設置しなかった試験体 7 では，拘束材の変形は見られなかった。試験体 7 の性能は，3 体に劣らなかった。
載荷終了後に解体観察したところ，途中終了
した試験体 6 は，拘束材が押し出された箇所で芯鋼材が大きく変形し，モルタルが損傷していた。引張破断を生じた 7 体では，芯鋼材が x とy の両方向に高次座屈モードを形成し，ねじれていたが，芯鋼材とモルタルの空隙に収まる程度の小さな変形であり，モルタルにも目立った損傷は見られなかった。丸鋼スペーサーを設置しなかった試験体 7 について，芯鋼材の副板がモルタルに接触したことで，芯鋼材の x 軸方向変形が効果的に拘束されたことを確認した。したがって，芯鋼材が十字形断面の場合，モルタルの挟込み面に丸鋼スペーサーを設置する必要はない。
図 7 に，本実験と 2 章で述べた試験体について，累積塑性歪エネルギー率ωと細長比λの関係を示す。芯鋼材の違いに注目すると，十字形断面の試験体は，引張破断した平鋼の試験体と比べて，ωが小さかった。組立溶接の熱影響により，早期に芯鋼材が引張破断しやすくなった可能性がある。図 8 に，試験体 7 で観察した芯鋼材の引張破断面を示す。突合せ面に大きな空隙を生じた原因が，溶接の溶込み不良か，軸方向変形の結果か定かでないが，この空隙が引張破断に影響を及ぼした可能性は高い。試験体 2 と5 は，組立溶接が隅肉溶接か部分溶込み溶接かを除いて，同一の試験体であった。隅肉溶接を用いた試験体 5 より，部分溶け込み溶接を用いた試験体 2 のωが大きかった。

引張破断
引張破断
引張破断
引張破断
引張破断
途中終了
引張破断
引張破断

𝑃𝑐 ⁄𝑃𝑦
1.7
1.7
1.6
1.8
1.6
1.8
1.7
1.6

空隙

図8

溶接部の空隙（試験体 7）

5.まとめ
本論で得られた知見を以下に示す。
1) 合計 69 体の実験結果から，BRB の主な破壊モードが，芯鋼材の引張破断，中央または端部の変形集中に大別できること，耐力上昇が細長比λに依存することなどを確認した。
2) BRB の一部を模した実験により，芯鋼材の変形集中に伴って拘束材が局所破壊する過程を解明した。モルタルの支圧耐力を確保し，芯鋼材の変形集中を制御するための設計条件を提示した。
3) 芯鋼材を十字形断面とした場合，芯鋼材の変形集中を生じにくいが，引張破断しやすいために，平鋼とした場合と比較して，累積塑性歪エネルギー率ωでみた性能が劣ることを確認した。
参考文献
1) 日本建築学会：鋼構造制振設計指針，2014.11
2) 緑川光正ら：鋼モルタル板を用いた座屈拘束ブレースの実験的研究 -座屈モード数の評価および圧縮引張耐力比と細長比の関係-，日本建築学会構造系論文集，
Vol.76，No.664，pp.1153-1160，2011.6
3) 山田哲ら：バウジンガー効果を考慮した構造用鋼材の簡潔な履歴モデル，日本建築学会構造系論文集，Vol.67，No.559，pp.225-232，2002.9
4) 佐藤篤司：座屈拘束ブレース接合部の必要耐力に関する一考察 芯材を建築構造用圧延鋼材とした場合，構造工学論文集，Vol.60B，pp.241-247，2014.35) 坂田博史ら：コンクリートの支圧応力 – めり込み変形特性に関する研究 支圧強度式の提案と許容応力度の検証，構造工学論文集，Vol.56B，pp.81-86，2010.36) S. P. Timoshenko and J. N. Goodier: Theory ofElasticity, 3rd Edition, McGraw Hill, 1970
7) 緑川光正ら：鋼モルタル板を用いた座屈拘束ブレースの実験的研究 -座屈モード数および圧縮引張耐力比と摩擦力の評価-，日本建築学会構造系論文集，Vol.77，
No.681，pp.1763-1771，2012.118) 加藤貴志ら：損傷制御構造における座屈拘束ブレースの性能評価，日本建築学会構造系論文集，No.552，
pp.101-108，2002.2- 4 -