３．研究成果の概要　３.１〈研究テーマ①〉制振・免震デバイスの性能確認実験および開

Iwata Mamoru

Murai Masatoshi

小林 文興

岩田 衛

村井 正敏

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Article３．研究成果の概要　３.１〈研究テーマ①〉制振・免震デバイスの性能確認実験および開発research repor

岩田, 衛

Iwata, Mamoru

村井, 正敏

Murai, Masatoshi

小林, 文興

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【3.1.1鋼製デバイスの実験および開発】成果鋼モルタル板を用いた座屈拘束ブレー ス-履歴型ダンパーとしての性能評価一岩田 衛*1､村井正敏*1､小林文興*2(*1:神奈川大学工学部建築学科､*2:(秩)フジタ)1.はじめに軸方向力を伝達するプレースが座屈しないように､拘束材により補剛したものを座屈拘束ブレー スと呼ぶ｡この座屈拘束ブレー スを制振部材として柱染接合部に組み込み､中地震から塑性化させ､減衰効果を発揮させることにより､大地震を受けても柱梁接合部の塑性歪は､従来の構造に比べて大幅に低減される｡これにより､柱梁接合部の損傷を回避することが可能となる｡著者等は､これまで報告されている様々な方式の座屈拘束ブレー スを分類し､性能および特徴をまとめ､断面性能などを揃えた試験体により､性能比較実験を行った1)Oこれらの結果から､拘束材として角形鋼管にモルタルを充填した座屈拘束ブレー スは､芯材の 3.0%歪にも安定した復元力特性を示し､累積塑性歪エネルギーなどの結果からみても､高い性能があると評価された｡これに比べて､鋼材のみで座屈拘束するブレー スは､高歪状態において復元力特性などの性能を十分に発揮しにくいという結果を得た｡他方､製造法に関しては､前者は後者に比べて晶質管理､両端部ディ◆テールの設計に問題を残していることが分かったO これらの知見を踏まえ､両端部ディテールに自由度があり､品質管理を厳しく行え､高歪状態においても安定した復元力特性を示すような座屈拘束プレー スを着想した., (図1)本論では､着想した座屈拘束プレ一対こ関して､鋼モルタル板高さを変化させ拘束力を調整した試験体及び芯材幅厚比を変化させた試験体を製作し､繰り返し軸方向載荷実験を行い､拘束力及び芯材幅厚比の変化が履歴特性に与える影響､累積塑性歪エネルギー､弾塑性性状､補剛性状などについて明らかにするOさらに､これらの結果を考察し､座屈拘束プレー スとしての有効性を確認し､性能評価を行うO2.実験計画2.1試験体試験体一覧を表 1に示す.拘束材の座屈荷重 PF.はオイラー座屈荷重式から算出し､断面2次モ -ーメントの算出にあたっては､ブレースが圧縮力を受ける場合､芯材の座屈が圧縮側のモルタルのみで補剛されると考え､モルタルの寄与も考慮し1/20を乗じる.座屈長さは鋼モルタル板長さを用いて算出する｡ 表 1の座屈荷重及びPE/P,欄の()内の値は試験体長さを用いて算州した値で､総重量欄()内の値はもっとも重いP7Mll試験体を100とした比率である｡芯材全周に 1m 厚のアンボンド材を貼付する｡また､芯材強軸方向の隙間-充填材として¢11の丸鋼を取り付け､強軸方向-の変形を防止する｡芯材の材質はSN400B､拘束材の材質はSS400とする. 図 1 座屈拘束ブレー ス-9-表1 試験体一覧試験体名 芯材 拘束材 座屈拘束プレース芯材塑性化領域寸法 幅厚比 A 素材 Py h Ⅰ×104 PE 重量 a H 総重量 PEn'y公称値 公称値帆 2mm No. k.N rTm 4… kN kg mm rLm kgP2Mll PL-176×16 ll.0 2816 ② 740 25 175 1379(642) 54 206,4 68.0 132(SO)1.9tO.9)P3Mll PL-176×16 ll.0 2816 ② 740 35 318 2505(1167) 67 206_4 88.0 145(87)3.4(I.6)P5S8 PL-104×12 8.7 1248 ① 368 40 251 1977(922) 45 134.4 94.0 93(56)5.4(2.5)P5Sll PL-132×12 ll.0 1584 ① 467 40 296 2332(1087) 55 162,4 94_0 lu (64)5.0(2.3)P5M6 PL-104×16 6.5 1664 ③ 481 42 304 2395(1116) 49 134.4 102.0 105(63)5.0(2.3)P5M8 PL138×16 臥6 2208 ③ 638 45 425 3348(1560) 62 168.4 log.0 124(75)5.2(2.4)P5Mll PL-176x16 ll.0 2816 ③ 814 45 508 402(1865) 78 206.4 108.0 149(90)4.9(2.3)P5L4 PL88x22 4.0 1936 ㊨ 539 45 356 2804(1307) 45 118.4 114.0 107(64)5.2(2.4)P5L5 PL-104x22 4_7 2288 ④ 637 45 396 3119(1454) 51 134_4 114.0 120(72)4.9(23)P7M11 PL-176x16 ll.0 2816 ② 740 50 634 4994(2328) 90 206.4 118.0 166(1006.8(3.1),PlOM6 PL-104x16 6.5 1664 ③ 481 58 603 4750(2214) 66 134.4 134.0 119(72)9.9(4.6)P10M手蔓 PL-138×16 8.6 2208 ③ 63§ 60 781 6152(2867) 82 168.4 13g.0 145(87)9.6(4.5)2.2 実験パラメータ芯材板厚を3種類設定し､芯材の補強リブが取り付けられていない平鋼部分(芯材塑性化領域と呼ぶ)の幅寸法を変化させる｡座屈拘束ブレー スが圧縮力を受け､芯材塑性化領域が微小な曲げ変形を起こすと鋼モルタル板が､その箇所における曲げ変形の局部的な進行を防ぐOその後､この微小な曲げ変形が芯材塑性化領域全体に伝播していくことで､高次の座屈モード(芯材表面が緩やかに波打つ変形)が得られる｡この塑性化領域を変化させた芯材幅厚比 11.0-4.0の 7種類を設定する｡鋼モルタル板高さはPJPyの値により決まり､60mm～25mmとなるO板厚は一定で3.2m とする｡本実験では座屈拘束ブレー スが安定したエネルギー吸収をするために必要な拘束力を示す指標として､拘束材のオイラー座屈荷重PEを芯材の降伏荷重pyで除したⅠ'E/Pyの値に着目し､芯材塑性化領域が同一で PJP,の値を減少させる場合､pE/Pyの値が一定で芯材の幅寸法も一定で板厚が異なる場合､次に板厚が一定で幅が異なる場合､芯材幅厚比が一定で幅及び厚さ寸法が異なる場合についての比較を行う｡2.3 実験方法実験装置を図2に示すo実験は構造物用動的試験装置 1000KNアクチエ一夕を使用し､試験体を芯材の弱軸が載荷軸面内になるように設置する(,載荷は､正負交番漸増繰返し載荷とし､軸方向変位により制御する｡計測はレー ザ一式変位計､電気式変位計を用いて軸方向変位､拘束材弱軸､強軸方向変位について測定する｡3.実集結果実験結果を表2に示すO実験終了後､鋼モルタル板を除去して観察を行ったO全ての試験体の芯材塑性化領域全体に渡って､高次の座屈モードが確認できる｡PIOM6,P5L4試験体を除く試験体は芯材h:加力点の高さd:加九点の水平変位-10-図 2 実験装置(単位mm)表2 実験結果及び性能評価指標試験体 +T7 Et(kN.m) 7指標 If w a)指標 巨 E仲y 芯材幅厚比L2 L4 L2 L4P2M11 70 226 1.40 0.47 147.2 1.47 0.49 1.9 l l.0P3Mll 164 667 3.28 1.09 434.4 4.34 1.45 3.4 ll.0P5S8 242 417 4.84 1.61 503.8 5.04 1.68 5.0 8.7P5S11 176 375 3.52 1.17 347.0 3.47 1.16 4.9 ll.0P5M6 242 585 4.84 1.61 534.2 5.34 1.78 5.0 6.5P5M8 182 526 3.64 1.21 357.0 3.57 Ll9 5_2 8.6P5Mll 177 698 3.54 1.)8 362.1 3.62 1.21 5.4 ll.0P5L4 252 661 5.04 1.68 560.2 5.60 1.87 5.2 4.0P5L5 320 1025 6.40 2.13 725.3 7.25 2.42 4.9 4.7P7M11 191 778 3.82 I.27 506.7 5.07 1.69 6.8 l l.0PlOM6 548 1425 10.96 3.65 1299.7 13.00 4.33 9.9 6.5P10M8 331 1113 6.62 2.21 755.5 7.56 2.52 9.6 8.6弱軸方向に座屈しており､その部分のモルタルは圧縮破壊を起こしている｡P2Mll試験体は加力点側補強リブの溶接部近傍から部材全体の座屈をしており､座屈モー ド波も他の試験体と比較すると緩やかであるoPIOM6試験体は下側端部補強リブ先端付近の溶接熱影響部を起点として芯材が破断しているO芯材の幅厚比 4.0(88×22mm)のPIOL4､P5L4試験体は 1.5%歪載荷時から､目視による強軸方向への変形が確認できるoPE/P,-10.0の PIOL4試験体は弱軸､強軸方向ともに､｢く｣の字に変形しているoP5L4試験体は弱軸方向に座屈モー ドが確認でき､強軸方向にも大きく変形している｡PE/Py-10･0のPIOM8試験体(幅厚比 :8.6)も同様に弱軸､強軸両方の変形を確認できる｡しかし､P5M8試験体は弱軸方向の座犀モー ドは確認できるが強軸方向への変形は確認できないoPE/Py-5,0の試験体も同様に弱軸方向に座屈モー ドが確認できる｡強軸方向への変形はでていない｡4.考察4.1 復元力特性pJPyの値がもっとも小さい､鋼モルタル板高さが25mmのP2･Wll試験体(PE/Py-1･9)でも0･75%歪まで安定した復元力特性を示している｡この試験体は､層間変形角 1/100(レベル 2)相当の 1.0%歪においては､P2Mll試験体は2回目まで安定した復元力特性を有している｡高さが35m のP3Mll試験体は5回目まで十分に安定した復元力特性を有している.〕よって本実験の範囲内においては､鋼モルタル板高さが35mm以上であれば､芯材幅厚比の値によらず､層間変形角 1/100相当の変形に対して十分安定した復元力特性が得られると考える｡1)芯材塑性化領域が同一で､PE/町 が減少する場合芯材塑性化領域が一定で(176×16mm)､PE/Pyを減少させた 4体を比較するoPE/Pyがもっとも大きいp7Mll試験体が3.0%歪載荷に達していで性能が高い｡P5Mll､P3Mll試験体はほぼ同一の実験結果(2.5%歪 1回目圧縮側で局部座屈)となったが､P2Mll試験体は 1.0%歪載荷 3回目で顕著に性能が低下している()最終状態も他の3体と異なり､部材全体が座屈を起こし､芯材は大きく ｢く｣の字に変形している｡㌔/p,が 10.0と5･0の3種類の芯材に関しては､芯材塑性化領域の寸法により結果に差が見られる｡芯材が 104×16mmの試験体は溝 /P,-lot0のPIOM6試験体では3･0%歪 12回目引張側で芯材が破断しているのに対し､PR/Py-5.0のP5M6試験体は310%歪 2回目圧縮側で局部座屈が発生し､実験を終了しているO芯材寸法 138×16mmでは､PE/Py-lopOのPIOM8試験体は3･0%歪 5回目圧縮側において局部座屈が‥ Hl -発生しているoLかし､PE/Py-5.0のP5M8試験体は3･0%歪に達せずに､2･5%歪2回目圧縮側において局部座屈が発生し実験を終了しており､性能低下が見られるo芯材 88×22mmの 2体では､PJP,-10･0のPIOL4試験体は高歪状態での強軸方向への変形が支配的となり､その後3.0%歪3回目圧縮側で耐力低下が起き､実験を終了した.PE/Py-5.0のP5L4試験体も同様に､強軸方向への変形が支配的となり､3.0%歪2回目圧縮側で耐力低下が起き､実験を終了したOここでは顕著な性能低下は確認できない(,2)pE/P,､芯材の幅が一定で､板厚が異なる場合芯材の幅(104mm)が一定で､板厚寸法が異なるP5S8(12mm)､P5M6(16mm)､P5L5(22mm)試験体を比較する｡板厚の厚いP5L5(幅厚比 :4.7)がもっとも性能が高く､3.0% 歪 4回目圧縮側において､強軸方向-の変形が支配的となり実験を終了した｡P5M6試験体では3.0%歪2回目圧縮側において局部座屈が発生し､実験を終了した｡板厚の小さいP5S8試験体も3.0%歪 2回目圧縮側において局部座屈が発生し､実験を終了しており､板厚 16m､12mmでは顕著な差は確認できない｡3)pE/Py､芯材の板厚が一定で､幅が異なる場合芯材の厚さ(16mm)が一定で､幅が異なる P5Mll(幅 :176mm)､P5M8(138mm)､P5M6(104mm)試験体を比較すると､幅厚比の小さいP5M6試験体(幅厚比 :6.5)の性能が高いoしかし､他の2体は2.5%歪2回目において局部座屈が発生し実験を終了しており､性能に顕著な差は見られない｡4)pE/P,､芯材幅厚比が同じで幅及び厚さが異なる場合芯材幅厚比が11.0のP5Sll(132×12mm)､P5Mll試験体(176×16mm)を比較すると､2体とも2.5%歪2回目圧縮側において局部座屈が発生し実験を終了している｡この結果から､芯材幅厚比が同じであれば､幅及び厚さ寸法が異なっても､ほぼ同一の性能を有すると考える04.2 塑性変形能力各試験体についての累積塑性変形倍率と実験終了までの累積塑性歪エネルギーを算出して表 2に示す｡累積塑性変形倍率は歪硬化の影響を考慮に入れ､各繰り返し時の引張側の最大変形を足し合わせて算出するO芯材が破断したPIOM6試験体がTI十およびEtともにもっとも高い債を示しているD芯材塑性化領域が同一の試験体では､PE/Pyの値が大きなものほど､｡十およびEtの値は大きな値を示している,4.3 性能評価座屈拘束ブレー スの性能評価にあたっては､著者らの既往の研究 2)に則して行う｡この研究では､履歴型ダンパーとして座屈拘束ブレー スが組み込まれた 10層 3スパンの建築物が 5種類の地震波(EIcentroNS､神戸海洋気象台 NS､TaftEW､八戸 EW､センタ一波)を受ける場合､各地震動レベルにおいて層方向で最大となる座屈拘束ブレー スの累積塑性変形倍率17およびエネルギー吸収率(i)の解析値とそれらの平均値を算定している｡7の要求性能は､解析上の引張側(･T了)と圧縮側(7-)を足し合わせている.a)は座屈拘束ブレー スの累積塑性歪エネルギーEtを､降伏荷重と弾性限界変形量を乗じて算出した Wyで除して無次元化したパラメータであるO座屈拘束ブレースに対する要求性能は､文献2)の解析による要求性能から定める｡すなわち､表 3に記されている7および山のレベル 2およびレベル4入力時におけるそれぞれの平均表3 文献2)による要求性能地震動 T7(- 7十十T1-) W(=Et/Wy)Ll L2 L3 L4 Ll L2 L3 L4elms 34.9 99.9 161.2262.7 20 84 179.1272.9kdbens 28,2 74.4 143.5182.121.8 88.8 176.9 237taftew 37.5 95.8 170.5302.2 21. 88.2 185.1275.3hatieW 50,1122.1180,2259.9 27.1 80.7 152.2 220center 92.9 153.7304.4450.8 50 152.8346.3 549平均値 48.7 109.2192.0291.528,0 98.9207.9310.8- 12-値を丸めて ｢100｣､｢300｣とする｡次に､実験から得られた7TおよびWと要求性能を比較するoT)の要求性能は引張側と圧縮側が足し合わされている値(Tl- rl十+ 17-)であるので､実験値と比較するに当たっては､2で除し､｢50｣､｢150｣を71十の要求性能とするOレベル2入力時に着目すると､IT2'および山ともに､すべての試験体が要求性能を満たしている｡レベル 4入力時で比較すると､7㌦ 〔OともにP2Mll試験体を除くすべての試験体が要求性能を満たしている｡4.4 性能評価式の誘導実験から得られた各試験体の7'およびWを､それぞれの要求性能で除した値を性能評価指標 (以下､7指標およびd)指標と呼称する)とし､レベル 2入力時とレベル 4入力時のPE/Pyとの関係をそれぞれ示す｡(図3､図4)レベル4入力時について､弱軸方向に座屈した試験体(p5L5､PIOM6試験体を除く11体)に着目すると､7指標とW指標ともに次の]次式で近似的に評価できる｡y=Ⅹ/4レベル2入力時については､この式を3倍したものになっている｡ここでPE/Py-0の座屈拘束プレー スは､拘束材が存在しないブレー スであるOこのブレー スは､圧縮力を受けると弾性範囲内で座屈するため､塑性変形がほとんど生じなく､累積塑性変形倍率､累積塑性歪エネルギーは極めて微小である｡すなわち各指標は限りなく0に近似すると考え､丁汗旨標､a)指標の評価式は原点を通るものとする｡性能評価式は､芯材塑性化領域､芯材幅厚比をそれぞれ数種類設定して行った実験から導き出された式であり､7指標およびW指標評価式は結果的に同じ式となっていて､累積塑性変形倍率と累積塑性歪エネルギーの間には強い相関があると考えるOただし､高歪状態においての繰り返しにより芯材が破断する場合や強軸方向-の変形が支配的になる場合は､性能評価式から安全側に外れる結果が得られている｡したがってこの評価式は､鋼モルタル板を用いた座屈拘束プレースの性能評価の最小値を示y 15.012.05 9･0-ヽ′壁撃 6･03.00.0y 15.012.0′一ヽ3 9･0■ヽ1.一■単糖 6.033.00.05.04.03.0 才Jヽー蝉2･0 撃1_00.0.0 2.O 4.0 6.0 8,0 10.0 12.O 14.0PEn)I図3 Tl指標～pE/Py関係0.0 20 4.0 6.0 8.0 10,O 12.0 14.0PP,図4 W指標～pE/Py関係-13-0.0 2.0 4.0 6.0? ?? ???? ?? ?? ??8.0 10.0 12.0芯材幅厚比図 5 W指標～芯材幅厚比す式と考える｡4.5 芯材幅厚比の影響図5にPE/Py を5.0と10.0程度に設定した試験体lO体について､レベル4入力時のW指標と芯材幅厚比関係を示す:Z国中の実線はPR/P,-10.0および5.0を性能評価式に代入して算出した(O指標を示している,i･pE/Py-5･Oの時 (･'指標- 5･0/4-日 25_･l'B/P,-10･0の時 (･J指標-10･0/4-215pEjPy-5.｡程度に設定した試験体は芯材幅厚比が小さくなるにつれ､山指標の値が大きくなるのに対し､PE/Py-10.()の試験体は幅厚比が6･5のPIOM6試験体の｡･'指標のみが突出し､その他の試験体は2･5に近似しているJ5.まとめ鋼モルタル板を用いた座屈拘束ブレー スを着想し､繰り返し軸方向載荷実験を行い､以下に示す結果を得た｡日)PE/Py-1.9の試験体を除くすべての試験体について､芯材の 1.0%歪まで十分安定した復元力特性を持っていることを実験で確認した.これにより､レベル2地震動に対応する層間変形角l/100の変形に対して､十分な性能を有していると考える｡(2)層問変形角1/100相当の1.0% 歪では､鋼モルタル板高さが35nln以 卜であれば芯材幅厚比によらず､十分に安定した復元力特性を有する｡(3)1.0%歪を超えた高歪状態においては､芯材幅厚比の値が座屈拘束ブレースの最終状態に大きな影響を与える｡(4)座屈拘束プレー スの性能評価として､y軸にto指標もしくはTJ指標､x軸に PEJ'p,をとる場合､両者の関係は､芯材弱軸方向に座屈した試験体については､線形的な関係がある｡(5)本研究の性能評価では7指標､L吊旨標の性能評価式は同じ-次式になり.､両者の問には強い相関がある｡参考文献i)岩田衛 ･.座屈拘束プレー スを剛 ､た履歴型ダンパーの性能比較実験､月刊鉄鋼技術､pp34-･12､2001年6月-2)加藤貴志､岩田衛.和田牽 :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､第 552号､-pplO卜108､2001年2月3)小林史輿､村井正臥 和泉田洋次､岩田衛 :鋼モルタル板を用いた座屈拘束ブレー スの実験的研究 一一そq:'1,製作簡馴 ヒと芯材幅厚比の変化-､日本唾薬学全構造系論文集､第586号､叩1R7-193､2004年12月-14-

03　【3.1.1 鋼製デバイスの実験および開発】成果　鋼モルタル板を用いた座屈拘束ブレース －履歴型ダンパーとしての性能評価－

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