1. はじめに
既存RC造建築物の耐震補強法として多く用いられて いる枠付き鉄骨ブレース補強法では、補強部材に引張力 を負担させるため、既存躯体との接合部が複雑となる（図 -1）。既存躯体にあと施工アンカーを多数打設するため、 粉塵・騒音・振動が発生し、建物を利用しながらの施工 が困難という課題がある。 今回、これらの課題を解決すべく、圧縮力のみを負担 するブレースを用いた耐震補強工法（大和式圧縮ブレー ス耐震補強工法）を開発し、（一財）日本建築総合試験所 の建築技術性能証明を取得した。本工法は、補強ブレー スに圧縮力のみを負担させ、既存躯体との接合部の簡素 化を図り、あと施工アンカーの打設本数を削減すること で、粉塵・騒音・振動を低減させるものである（図-2）。 本報では、圧縮ブレース耐震補強工法の概要、構造性 能確認実験、設計概要について述べる。2. 圧縮ブレース耐震補強工法の概要
圧縮ブレースの構成を図-3に示す。圧縮ブレースは、 平鋼の芯材を溝形鋼とコンクリート（またはモルタル） (a)片流れタイプ (b)K形タイプ あと施工アンカー （倒れ防止） 芯材を分割 圧縮力のみ負担 既存躯体 あと施工ｱﾝｶｰ 鉄骨枠 頭付きｽﾀｯﾄﾞ ｽﾊﾟｲﾗﾙ筋 無収縮ﾓﾙﾀﾙ （間接接合部拡大図） 図-1 枠付き鉄骨ブレース補強法（従来技術） 図-2 圧縮ブレースによる耐震補強のイメージ (a)部品図 (b)全体図 (c)断面図 分割した芯材 またはモルタル 溝形鋼｝
拘束材 端部当て金 アンボンド材 コンクリート表 面に貼付 リブ エンドプレート コンクリート 図-3 圧縮ブレースの構成 *1 NAGAHAMA Atsuko：大和ハウス工業株式会社 総合技術研究所 建築技術研究室 *2 MORI Takahisa：大和ハウス工業株式会社 総合技術研究所 建築技術研究室 博士（工学） *3 TAKAHASHI Shuichi：大和ハウス工業株式会社 総合技術研究所 建築技術研究室 *4 OBA Masatoshi：大和小田急建設株式会社 技術本部 施工推進部長濱 温子*
1、森 貴久*
2、高橋 秀一*
3、大庭 正俊*
4Seismic Retrofitting Method by Buckling-Restrained Braces Transferring Compression
形鋼にコンクリートを充填したもの（外径202.4×146） で構成されている。実験変数は、芯材分割の有無、分割 した芯材の間に配置した鋼板の有無およびアンボンド材 の厚み（片側1mmまたは0.26mm）である。 No.1は芯材を分割していない基準試験体である。 No.2は分割した芯材を単に突き合わせた試験体である。 本試験体では、芯材と拘束材の間にアンボンド材を貼付 けているため、そのアンボンド材の厚みだけ分割した芯 材同士がずれる可能性がある。つまり、突き合わせた箇 所の支圧面積が減少し、圧縮力を確実に伝達出来ない事 が考えられる。以上の事を考慮して、No.3ではアンボ ンド材の厚みを片側0.26mmと薄くし、No.4では分割し た芯材間に鋼板を配置して、各々芯材のずれによって懸 念される影響の緩和を図った。なお、No.4で用いた芯 材間の鋼板は下端のみを溝形鋼に溶接した。加力は図 -5、6に示すように、試験体を45度に設置して、芯材の 軸変位制御による正負繰返し水平加力とした。
3. 2 実験結果
荷重変形関係を図-7に示す。縦軸は芯材軸力Pを材料 引張試験結果による降伏荷重Py（＝sy×ABR、sy：降伏 点、ABR：芯材断面積）で無次元化した値（正側が圧縮、 負側が引張）、横軸は芯材の軸ひずみeである。なお、実 験治具の関係上、試験体No.1は軸ひずみ2.5%で載荷を 終了した。 芯材を分割していないNo.1は、引張と圧縮がほぼ同 等となる座屈拘束ブレース特有の紡錘形履歴となった。 芯材を分割した試験体No.2～4はどれも基準試験体 で構成される拘束材により座屈を拘束した座屈拘束ブレ ースにおいて、材軸方向中央で芯材を2つに分割したも のである。芯材を分割しているため、引張力はほとんど 負担せず、圧縮力は芯材分割面の支圧で伝達させる。芯 材と拘束材の間にはアンボンド材を貼り付けており、芯 材軸力が拘束材に作用しないようにしている。なお、こ の座屈拘束ブレースは、芯材を分割しない場合、圧縮側 においても引張側と同等の履歴性状を得られることが報 告されている1）。圧縮ブレースは、図-2に示すように片 流れまたはK形に配置し、既存躯体とはエンドプレート を介してあと施工アンカーで接合する。3. 構造性能確認実験の概要
（Phase1 部材実験）
3. 1 実験計画
本工法で用いる圧縮ブレースは、座屈拘束ブレースの 技術を応用しているが、芯材を材の中央で分割している 点が従来技術とは異なる。そこで、まず圧縮ブレースの 基本性能を確認するために部材実験を行った。 試験体一覧を表-1に、使用した鋼材の材料試験結果を 表-2にそれぞれ示す。試験体は、芯材が分割されていな い基準試験体1体と芯材を分割した試験体（圧縮ブレー ス）3体の計4体である。試験体形状は図-4に示す通りで あり、全て芯材PL-16×176、拘束材は厚さ3.2mmの溝 部位 鋼種 （板厚mm） (降伏強度N/mm2) (引張強度N/mm2) (ヤング係数kN/mm2) 芯材 拘束材 SN400B SS400 16 3.2 273 413 211 334 435 207 No.1 No.2 No.3 No.4 鋼板 試験体名 芯材分割 分割なし 2 分割 芯材間鋼板 鋼板なし 鋼板あり 拘束材外径 202.4 mm × 146 mm 16 mm × 176 mm 芯材断面 m m 6 2 . 0 1mm m m 1 アンボンド材厚み Fc 32.0 N/mm2 34.9 N/mm2 32.2 N/mm2 37.0 N/mm2 PE/Py PE / Py = 2,320 / 769 = 3.02 Fc：拘束材に充填したコンクリート強度，PE：拘束材の拘束力，Py：芯材降伏荷重 PE/Py：芯材降伏荷重に対する全体座屈の余裕度 芯材(2 分割) 芯材 ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞ材 表-1 試験体一覧 表-2 鋼材試験結果 － ＋ 試験体 ジャッキ -4.0 -3.0 -2.0 -1.00.0 1.0 2.0 3.0 4.0 (step) 軸ひずみε(%) (c)断面図 146 20 2. 4 芯材 (t=16mm) アンボンド材 (t=1, 0.26mm) 溝形鋼 (t=3.2mm) (a)平面図 2,927(全長) 1,977(拘束材長さ) 2 6 6 1,603 662 5 7 4 5 7 4 17 6 (b)側面図 図-4 試験体形状 図-5 加力装置 図-6 加力サイクル（2） 圧縮ブレースには、大地震動に対して想定される層 間変形角の範囲において、最大wt＝0.04N/mm2の引 張荷重が生じることが確認された。よって、既存躯 体との接合部設計においては、この引張荷重を考慮 する必要がある。
4. 構造性能確認実験の概要
（Phase2 フレーム実験）
4. 1 実験計画
続いて、圧縮ブレースで耐震補強を施したRCフレー ムの履歴性状を確認するために、フレーム実験を実施し た。 実験で用いたRCフレームの形状および配筋詳細を図 -9に示す。なお、RCフレームの形状・寸法は全ての試 験体で同一である。試験体は、1層1スパンの柱梁骨組 であり、想定建物の1/2スケールとした。試験体の柱中 心間距離はL＝2250mm、柱内法高さはh0＝1250mmで あ る。 柱 断 面 はB×d＝250×250mmで あ り、 主 筋 は 8-D10（引張鉄筋比pt＝0.34%）、帯筋は6f-@75（帯筋 比pw＝0.30%）とした。また、梁断面は上下ともにB× d＝450×500mmであり、主筋は6-D22（引張鉄筋比pt ＝1.03%）、 あ ば ら 筋 はD10-@150（ あ ば ら 筋 比pw＝ 1.10%）とした。本実験では、圧縮ブレースによる補強 後の破壊形式として、①ブレース降伏型、②柱頭パンチ ングシア破壊型の2タイプを想定している。試験体No.4 は圧縮ブレースをK形に配置しているため圧縮ブレース 軸力の鉛直成分がRC梁に作用するが、この場合であっ ても、RC梁の破壊に対してブレース降伏が先行するよ うに梁断面を計画した。 試験体一覧を表-3に示す。試験体は、無補強の基準試 験体1体（No.1）と圧縮ブレースで補強を施した試験体 3体（No.2～4）の計4体であり、実験変数は補強後の破 No.1と同等またはそれ以上の圧縮降伏荷重を確認出来 た。No.2に比べてNo.3、4は圧縮降伏荷重がやや高い。 その理由として、No.3はアンボンド材を薄くしたこと で芯材と拘束材間に摩擦力が生じたこと、No.4は芯材 間に配置した鋼板を介して軸力が拘束材に流れたことが 考えられる。降伏後はスリップ型の履歴となった。本実 験では部材の最大耐力は確認していないが、軸ひずみ 2.5%時で比較すると、基準試験体に対して芯材を分割 した場合は10～15%程度低い。降伏後の履歴性状が基 準試験体と異なるのは、正負繰り返し載荷しているもの の、芯材を分割した事で結果として一方向圧縮載荷のよ うな履歴性状となるためである。 一方、芯材を分割しているものの、No.2～4の全ての 試験体で若干の引張力が確認された。この引張軸力は芯 材と拘束材間の摩擦等に起因すると推察されるため、実 験で確認された引張軸力Ptを芯材表面積As（図-8網掛け 部）で除して、芯材表面に作用する単位引張荷重wt＝ Pt/Asとして評価を試みた。その結果、大地震動に対し て想定される層間変形角の範囲におけるwtは，最大 0.04N/mm2であった。3. 3 まとめ
（1） 圧縮ブレースは、分割した芯材を単に突き合わせた だけであっても、分割しない場合と同等の圧縮降伏 荷重が得られることが確認出来た。よって、製作性 を考慮して、圧縮ブレースは試験体No.2の形状を基 本とする。 25 0 25 0 水平力 載荷位置▽ 125 0 50 0 500 100 Hoop φ6＠75 575 3-D10 250 St D10＠150 6-D22 1000 1125 L C 250 450 梁・スタブ 柱 250 250 φ6-@75 8-D10 帯筋 主筋 D10-@150 6-D22 あばら筋 500 450 主筋 図-9 RCフレーム試験体の配筋詳細および断面リスト 表面積A（裏表）s -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 P/Py ε(%) (a)No.1 (b)No.2 (c)No.3 (d)No.4 アンボンド材 0.26mm 鋼板あり アンボンド材 1.0mm 基準試験体 P/Py ε(%) P/Py ε(%) P/Py ε(%) P：芯材軸力，Py：降伏荷重，ε：芯材軸ひずみ 図-7 荷重変形関係 図-8 芯材の表面積Asートを介して、あと施工アンカーにてRCフレームと接 合した。あと施工アンカーは、M12（埋め込み深さ8d） の寸切ボルトを接合部1 ヶ所当たり4本用いた。なお、 圧縮ブレース設置前に削孔し、設置後にアンカーを打設 した。試験体No.4には、鉄骨梁H-200×100×5.5×8を 水平軸に対して弱軸方向に用い、その両端部にPL-12を 溶接した。RCフレームとの接合には、あと施工アンカ ー M12（埋め込み深さ8d）を梁に対して上向きに2本打 壊形式と圧縮ブレースの配置形状である。圧縮ブレース の断面は、まず想定する破壊形式となるように芯材断面 を計画し、続いて芯材降伏荷重Pyに対する全体座屈荷重 PEの余裕度が概ねPE/Py＝3～4となるように拘束材を設 計した。なお、RC柱の曲げ終局強度およびせん断終局 強度は文献2）に準じて算定した 各試験体の詳細を示す。No.2はブレース降伏型を想 定して計画した。圧縮ブレースは、芯材断面が12× 65mm、拘束材外径が91.4×96mm、PE/Py＝3.03である。 No.3は柱頭パンチングシア破壊を想定して計画した。 圧縮ブレースは、芯材断面が16×105mm、拘束材外径 が131.4×114mm、PE/Py＝2.99である。No.4は圧縮ブ レースをK形に配置した試験体であり、ブレース降伏型 を想定して計画した。圧縮ブレースは、芯材断面が12 ×70mm、拘束材外径が96.4×66mm、PE/Py＝3.93で ある。なお、No.4のPE/Pyが他に比べて大きいのは、芯 材端部のリブ高さを確保するために拘束材断面を大きく したためである。 図-10に圧縮ブレース端部の代表例としてNo.2の詳細 図を示す。圧縮ブレースは、端部に溶接したエンドプレ い A い あ 3 1 1 5 641 209 30 26 16 12 0 30 70 14 36 9728 (立面図) あ あ 30 30 16 209 9 3 1 54 30 あ あ い 70 80 250 70 30 RC柱 (A矢視図) あM12 アンカー いM16 アンカー(めねじ) 図-10 圧縮ブレース端部詳細（No.2） 66 96 .4 114 1 31 .4 96 91 .4
No.1 No.2 No.3 No.4
試験体名 18.9 N/mm2 ①芯材断面，②芯材長さ，③拘束材外径，④拘束材に充填したコンクリート強度，⑤芯材降伏荷重に対する全体座屈の余裕度（PE/Py，PE：拘束材の拘束力， Py：芯材降伏荷重），σB：RC フレームのコンクリート強度，無収縮グラウト強度：RC フレームと圧縮ブレース接合部に充填した無収縮グラウト強度 圧縮 ブレース ①PL-12 × 65 ③91.4 × 96 × 3.2 ④33.2 N/mm2 ①PL-16 × 105 ③131.4 × 114 × 3.2 ④34.5 N/mm2 ①PL-12 × 70 ④36.6 N/mm2 ⑤3.03 ②2277mm ⑤2.99 ②2277mm ⑤3.93 ②1255mm σB 19.4 N/mm2 18.8 N/mm2 20.1 N/mm2 想定破壊形式 ブレース降伏 柱頭パンチングシア破壊 ブレース降伏 62.0 N/mm2 67.6 N/mm2 67.3 N/mm2 無収縮グラウト強度 柱曲げ破壊 ③96.4 × 66 × 3.2 補強形式 無補強 表-3 試験体一覧 部位 鋼種 板厚，径（mm） (N/mm降伏強度2 ) 引張強度 (N/mm2) ヤング係数 (kN/mm2) 芯材 SN400B 12 16 267 423 208 277 397 211 拘束材 SS400 3.2 352 463 208 鉄骨梁(ｳｪﾌﾞ) SS400 5.5 369 474 204 鉄骨梁(ﾌﾗﾝｼﾞ) SS400 8 332 449 204 主筋 SD295 D10 370 521 182 SD345 D22 382 561 188 帯筋 SR295 φ6 351 460 205 表-4 鋼材試験結果 試験体 2000kN油圧 ジャッキ 2000kN油圧 ジャッキ － ＋ (Step) 層間変形角R(%) -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 図-11 加力装置 図-12 加力サイクル
（R＝－1.96%）であった。圧縮ブレースを片流れで配置 したため、正側に大幅な補強効果が見られるが、負側も 基準試験体No.1と比較すると40kN程度耐力が増大して いる。本試験体は、層間変形角R＝0.125%で圧縮ブレ ースのエンドプレート付近にひび割れが生じ、R＝ 0.25%で柱頭および柱脚に曲げひび割れが生じた。R＝ 0.5%でRC柱主筋が引張降伏し、RC柱は曲げ破壊とな った。圧縮ブレースの降伏後、R＝3%まで耐力を維持 していることから、靭性能に富んだ補強法であることが 分かる。 試験体No.3の最大耐力は525kN（R＝1.45%）、－171kN （R＝－1.36%）であった。本試験体もNo.2と同様に圧 縮ブレースを片流れに配置したため、正側は大幅な補強 効果が見られるが、負側も基準試験体No.1と比較する と47kN程度耐力が増大している。層間変形角R＝0.25% で圧縮ブレースのエンドプレート付近にひび割れが生 じ、柱頭および柱脚には曲げひび割れが生じた。圧縮ブ レースが圧縮降伏した後、R＝3%の正加力途中で柱頭 がパンチングシア破壊したため、R＝－3.0%の1回目加 力で実験を終了した。本試験体は柱頭のパンチングシア 破壊先行で計画したが、圧縮ブレース降伏後のパンチン グシア破壊となった。 試験体No.4の最大耐力は345kN（R＝2.98%）、－326kN （R＝－2.95%）であった。本試験体は圧縮ブレースをK 形に配置したため、正負両側に補強効果が見られる。R ＝0.25%で圧縮ブレースが降伏した後、水平荷重はほぼ 横ばいで推移し、R＝3%まで耐力を維持した。RC梁が 剛強であれば、圧縮ブレースをK形配置した場合であっ ても、想定通りの破壊形式となることが確認出来た。
4. 3 圧縮ブレースの損傷状況
実験終了後、圧縮ブレースを解体して芯材および拘束 材の損傷状況を確認した。代表して試験体No.2の損傷 状況を写真-1に示す。芯材は高次の座屈モードを形成し ており、芯材分割位置の小口に損傷は見られなかった。 拘束材に充填したコンクリートは大きなひび割れもな く、健全な状態であった。4. 4 終局耐力の検討
4. 4. 1 正側終局耐力について 表-5に、最大水平耐力の実験値と計算値を示す。圧縮 ブレースにより補強されたRCフレームの終局せん断耐 力sQsuは文献3）における枠付き鉄骨ブレース補強にお ける算定式に準拠し、圧縮ブレース降伏時sQsu1とRC柱 のパンチングシア破壊時の終局耐力sQsu2の小さい方で 決まる。なお、試験体No.3はパンチングシア破壊先行 設し、柱とは固定していない。RC梁には2～5mm程度 の目荒らしを施し、鉄骨梁にはシアキーとしてD6@150 （L＝164）を溶接して、無収縮グラウトを充填した。圧 縮ブレースと鉄骨梁の接合部は、局部的な変形が生じな いようにスチフナ（PL-9）を設けた。 実験で使用したコンクリートおよび無収縮モルタルの 圧縮試験結果を表-3に、鋼材の引張試験結果を表-4にそ れぞれ示す。RCフレームのコンクリート強度は、概ね 計画通り、18～20N/mm2となった。 図-11に加力装置、図-12に加力サイクルを示す。加力 は軸力比0.2（長期軸力相当）の一定軸力下における正 負繰返し水平加力とした。加力位置はスタブ上端から高 さ1500mmの柱梁接合部とし、同位置における層間変形 角R＝d/h（d：水平変位，h：載荷高さ）により変位制 御とした。4. 2 実験結果
図-13に荷重変形関係を示す。縦軸は水平荷重Q（kN）、 横軸は層間変形角R（%）である。図中には、実験におけ る最大耐力Qmaxを○印で示した。なお、水平荷重Qは、 圧縮ブレースを片流れで配置した場合（試験体No.2，3）、 圧縮ブレースに圧縮軸力が生じる向きを正とする。 試験体No.1の最大耐力は146kN（R＝1.22%）、－124kN （R＝－0.95%）であった。層間変形角R＝0.125%で柱頭、 柱脚に曲げひび割れが生じた。R＝0.5%でRC柱主筋が 引張降伏し、計画通り柱の曲げ破壊となった。R＝ 1.22%で最大耐力に達した後、R＝3.0%まで最大耐力の 90%以上を保持していた。 試験体No.2の最大耐力は326kN（R＝2.94%）、－163kN -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 Q（kN） R（%） Qmax=146kN Qmax=124kN -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 Q（kN） R（%） Qmax=163kN Qmax=326kN -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 Q（kN） R（%） Qmax=525kN Qmax=171kN -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 Q（kN） R（%） Qmax=345kN Qmax=326kN (a)No.1 (b)No.2 (c)No.3 (d)No.4 図-13 荷重変形関係応力を伝達するためにエンドプレートを設けている。こ のエンドプレートの影響で、見かけの柱内法高さh0が短 くなり、柱の終局耐力Qc（＝2Mu/h0，Mu：柱の曲げ終 局強度）が増大したことが考えられる。エンドプレート を考慮した柱内法高さh0’を図-14のように仮定して求め た柱の終局耐力Q’c（＝2Mu/h0’）を表-6に示す。 表-6に示す通り、上記の（a）、（b）を考慮することで、 負側の終局耐力を精度よく評価出来た。
4. 5 まとめ
圧縮ブレースによる耐震補強フレームの終局耐力は、 既往の枠付き鉄骨ブレース補強法の設計式で評価出来る ことを確認した。また、負側の終局耐力は圧縮ブレース に生じる引張軸力およびエンドプレートの影響を考慮す ることで精度良く評価出来ることを確認した。5. 設計概要
5. 1 設計フローチャート
本工法における補強建築物の適用範囲および補強され た建築物全体の耐震性能評価は、RC耐震診断基準2）お よびSRC耐震診断基準4）に準拠する。なお、既存建築物 のコンクリート推定強度sB（RC耐震診断基準2）「2.5.1 コンクリート材料の調査」による試験の強度）は13.5N/ mm2以上かつ設計基準強度×3/4以上とする。 で計画したが、ブレース降伏後のパンチングシア破壊と なったため、終局耐力計算値Qsuにはブレース降伏時の フレーム終局耐力を示した。 表-5に示す通り、計算値に対する実験値の比はQexp/ Qsu＝1.01～1.25と安全側に評価出来ている。 4. 4. 2 負側終局耐力について 図-13に示した通り、試験体No.2，3は圧縮ブレース を片流れで配置したにも関らず、基準試験体に対して負 側の水平耐力が増大している。これは、（i）圧縮ブレー スに生じる引張軸力と（ii）圧縮ブレースのエンドプレー トの効果によると考えられる。 （i）圧縮ブレースに生じる引張軸力 先述の通り、Phase1部材実験にて、圧縮ブレースには 若干の引張軸力が生じる事が確認されている。これを本 試験体に適用して推定した引張荷重（＝wt×As）を表-6 に示す。 （ii）エンドプレートの効果 圧縮ブレースの端部には、既存躯体との接合および圧縮 写真-1 圧縮ブレースの損傷状況 試験体名 柱内法高さ( mm) No.1 h0=1250 No.2 h0’=1084 No.3 h0’=1067 No.4 h0’=1120 h0’=1051 h0 h0 ’ 図-14 せん断スパン 試験体名 Qexp (kN) No.1 145.5 No.2 325.8 No.3 524.6 No.4 345.1 Qsu (kN) Qexp/Qsu 破壊形式 柱曲げ降伏 ブレース降伏 ブレース降伏※ ブレース降伏 120.0 304.5 520.4 276.5 1.21 1.07 1.01 1.25 Qexp：正側実験最大荷重，Qsu＝min(sQsu1，sQsu2)，sQsu1：ブレース降伏時のフレーム終局耐力計算値，sQsu2：パンチングシア破壊時のフレーム終局耐力計 算値，※：試験体No.3 は実験においてブレース降伏となったため Qsu＝sQsu1 を示す。 表-5 正側終局耐力の実験値と計算値の比較 試験体名 Qexp (kN) No.1 123.9 No.2 163.3 No.3 171.2 No.4 325.5 wt×As (kN) Qexp/Qcal -9.7 13.0 7.6 1.03 1.04 1.06 1.07 Qexp：負側実験最大荷重，Q’c：柱の終局耐力（1 本当たり），wt：芯材表面に 作用する単位引張荷重，As：芯材表面積，Qcal：負側終局耐力計算値，※：No.4 は圧縮ブレースをK形に配置したため，圧縮ブレースの圧縮降伏荷重の水平 成分も加算した。 Q’c (kN) 60.0 73.7 73.9 73.0 77.7 Qcal (kN) 120.0 157.1 160.8 304.1※ 表-6 負側終局耐力の実験値と計算値の比較
を示す補強骨組のせん断耐力、sQsu2：せん断すべり破 壊型の破壊モードを示す補強骨組のせん断耐力、sQu： 圧縮ブレースの耐力、Qc1：引張側柱の終局耐力、Qc2： 圧縮側柱の終局耐力、pQc：引張側柱の柱頭のパンチン グ耐力、Py：圧縮ブレースの降伏軸力（5.3節参照）。な お、既存柱の終局耐力および柱頭のパンチング耐力は、 RC耐震診断基準2）およびSRC耐震診断基準4）に示され ている算定式にて求める。
5. 3 圧縮ブレースの設計
圧縮ブレースは、座屈拘束ブレースの技術を応用して おり、圧縮軸力を安定的に伝達することが可能な部材で ある。部材の設計事項は、芯材の設計、座屈拘束材の設 計およびブレース端部の設計の3つとなる。必要とされ る補強量から芯材断面を設定し、次にその芯材の座屈を 十分に拘束出来るだけの座屈拘束材と、芯材軸力を安定 的に伝達可能な端部の設計を行う。 まず、圧縮ブレースの圧縮降伏軸力Pyは式（5）で算定 する。 Py＝ABR･sy （5） ここで、ABR：芯材塑性化部の断面積（＝bc・tc）、bc： 芯材塑性化部の幅、tc：芯材の板厚、sy：芯材の降伏点 強度。 続いて、芯材が圧縮降伏する状態において座屈しない ように、座屈拘束材のオイラー座屈荷重PEが芯材の降 伏荷重Pyに係数bを乗じた値を上回るように設計する。 PE＞b･Py （6） bの値は、材料強度のばらつきやひずみ硬化による応力 上昇の影響等を考慮して設定する必要があり、本工法に おいては日本建築学会の鋼構造接合部設計指針6）に示さ れている、梁端の接合部係数として与えられている値を 準用することとした。なお、文献6）には、ひずみ硬化 を考慮しないブレース接合部の接合部係数も規定されて いるが、本指針では安全を考慮して、上記のようにbを 定めた。 座屈拘束材のオイラー座屈荷重PEは、式（7）によって 算定する。 PE＝π2･E･I LB2 （7） ここで、E：鋼材のヤング係数、I：座屈拘束材の断面 二次モーメント、LB：圧縮ブレースの長さ。なお、座 屈拘束材は溝形断面の鋼材にモルタルまたはコンクリー トを充填しているため、断面二次モーメントの算定にお いては、充填モルタルまたはコンクリートの寄与も考慮 する。 本工法の設計フローチャートを図-15に示す。耐震診 断の結果を元に、必要補強量を算定し、計画した抵抗形 式となるように圧縮ブレースの部材設計を行う。5. 2 補強架構の終局耐力（架構全体の設計）
圧縮ブレースで補強されたRC造またはSRC造骨組の 終局せん断耐力sQsuは，RC耐震改修設計指針3）および SRC耐震改修設計指針5）に準拠し、式（1）～（4）で求める。 sQsu＝min（sQsu1，sQsu2） （1） sQsu1＝sQu＋Qc1＋Qc2 （2） sQsu2＝pQc＋Qc2 （3） sQu＝Py･cosq （4） ここで、sQsu1：圧縮ブレース降伏先行型の破壊モード 現状建築物の耐震診断 START 補強目標RIS0の算定 補強計画 必要補強量の算定 補強部材の配置計画 抵抗形式の設定 圧縮ブレースの耐力算定 圧縮ブレースの剛性算定 破壊形式の チェック 圧縮ブレース補強骨組の 詳細および耐力の決定 その他の補強部材の設計 補強建築物の性能評価 目標性能 END 図-15 設計フローチャート工アンカー本数を削減出来ることが期待される。 あと施工アンカーの設計荷重は、（a）圧縮ブレースに 生じる引張力、（b）補強構面外に作用する慣性力、（c）圧 縮ブレースによる面外力に対する反力、（d）鉄骨梁に生 じる面外力に対する反力の4つである。表-7、図-17に示 すように、あと施工アンカーの打設位置に応じて、（a） ～（d）の荷重を組み合わせてあと施工アンカーを設計す る。なお、芯材表面に作用する単位引張荷重wtは、安全 を考慮して0.06N/mm2（＝0.04×1.5）を用いることと する。
5. 5 構造規定
本工法における主な構造規定を以下に示す。 i）圧縮ブレースを片流れとする場合 ・ 圧縮ブレース軸力の鉛直成分に対して既存梁端部がパ ンチングシア破壊しないことを確認する。 ・圧縮ブレースは対で配置する。 ii）圧縮ブレースをK形とする場合 ・ H形鋼の鉄骨梁を設け、圧縮ブレースとの取り合い部 には、局所的な変形が生じないように必要に応じてス チフナ等で補強する。 ・ 上記鉄骨梁は、圧縮ブレースの降伏軸力の水平成分に 対して座屈しないように設計する。 ・ 圧縮ブレースの鉛直成分に対して既存梁が構造耐力上 圧縮ブレース端部は、リブプレートを溶接した十字断 面とし、芯材の降伏荷重に対して座屈しないように設計 する。5. 4 接合部の設計
本工法の応力伝達機構を図-16に示す。なお、図中に は各部位における検討事項も合わせて記載した。片流れ タイプを例にすると、圧縮ブレースと既存梁との接合部 が存在しないため、支圧を受ける既存柱の柱頭パンチン グ抵抗のみによって圧縮ブレースの軸力が既存躯体に伝 達されるモデルを想定している。すなわち、支圧を受け る柱頭部が支圧破壊しないことを前提として、補強後の 架構終局耐力を算定している。よって、圧縮ブレースと 既存躯体との接合部においては、既存躯体の検討として、 接合部の平均支圧応力度が既存躯体コンクリートの推定 強度sB以下となることを確認する。また、圧縮ブレー スのエンドプレートの検討として、圧縮ブレース軸力を 既存躯体に伝達させるために、降伏軸力に対して弾性設 計を行うこととする。 圧縮ブレースと既存躯体との接合には、あと施工アン カーを用いるが、圧縮ブレースは主に圧縮力を伝達する 補強部材であるため、あと施工アンカーの主な役割は圧 縮ブレースの脱落・倒れ防止となる。そのため、従来の 枠付き鉄骨ブレース補強工法に比べると、極端にあと施 地震力 ①，②，③，⑤ ⑥ ⑤ ⑦ ④ ①，②，③，⑤ 圧縮ブレースまたは鉄骨梁を伝達する力 既存躯体に作用する力 地震力 ④ ①，②，③，⑤ ①，②，③，⑤ 既存躯体に作用する力 圧縮ブレースを伝達する力 （a）片流れ （b）K 形 ①パンチングシア耐力，②コンクリート支圧耐力，③エンドプレート曲げ耐 力，④圧縮ブレース耐力，⑤あと施工アンカーせん断耐力，⑥鉄骨梁軸圧縮 耐力，⑦既存梁耐力（曲げ・せん断） 図-16 応力伝達機構と各部位における検討事項 (a)片流れ (b)K形 A A A A B C B 図-17 あと施工アンカーの打設位置 ࡕ࡞࠲࡞߹ߚߪࠦࡦࠢ࠻ߩነਈ߽⠨ᘦߔࠆޕ ޓ❗ࡉࠬ┵ㇱߪޔࡉࡊ࠻ࠍṁធߒߚචሼᢿ㕙 ߣߒޔ⧌᧚ߩ㒠ફ⩄㊀ߦኻߒߡᐳዮߒߥࠃ߁ߦ⸳⸘ߔࠆޕ ធวㇱߩ⸳⸘ ޓᧄᎿᴺߩᔕജવ㆐ᯏ᭴ࠍ࿑ ߦ␜ߔޕߥ߅ޔ࿑ਛߦߪ ฦㇱߦ߅ߌࠆᬌ⸛㗄߽วࠊߖߡ⸥タߒߚޕ ᵹࠇ࠲ ࠗࡊࠍߦߔࠆߣޔ❗ࡉࠬߣᣢሽߣߩធวㇱ߇ሽ ߒߥߚޔᡰࠍฃߌࠆᣢሽᩇߩᩇ㗡ࡄࡦ࠴ࡦࠣᛶ᛫ ߩߺߦࠃߞߡ❗ࡉࠬߩゲജ߇ᣢሽゎߦવ㆐ߐࠇࠆ ࡕ࠺࡞ࠍᗐቯߒߡࠆޕߔߥࠊߜޔᡰࠍฃߌࠆᩇ㗡ㇱ߇ ᡰ⎕უߒߥߎߣࠍ೨ឭߣߒߡޔᒝᓟߩ᨞᭴⚳ዪ⠴ജ ࠍ▚ቯߒߡࠆޕࠃߞߡޔ❗ࡉࠬߣᣢሽゎߣߩធ วㇱߦ߅ߡߪޔᣢሽゎߩᬌ⸛ߣߒߡޔធวㇱߩᐔဋᡰ ᔕജᐲ߇ᣢሽゎࠦࡦࠢ࠻ߩផቯᒝᐲVBએਅߣߥࠆ ߎߣࠍ⏕ߔࠆޕ߹ߚޔ❗ࡉࠬߩࠛࡦ࠼ࡊ࠻ߩ ᬌ⸛ߣߒߡޔ❗ࡉࠬゲജࠍᣢሽゎߦવ㆐ߐߖࠆߚ ߦޔ㒠ફゲജߦኻߒߡᒢᕈ⸳⸘ࠍⴕ߁ߎߣߣߔࠆޕ ޓ❗ࡉࠬߣᣢሽゎߣߩធวߦߪޔߣᣉᎿࠕࡦ ࠞࠍ↪ࠆ߇ޔ❗ࡉࠬߪਥߦ❗ജࠍવ㆐ߔࠆ ᒝㇱ᧚ߢࠆߚޔߣᣉᎿࠕࡦࠞߩਥߥᓎഀߪ❗ࡉ ࠬߩ⣕⪭ୟࠇ㒐ᱛߣߥࠆޕߘߩߚޔᓥ᧪ߩᨒઃ߈ ㋕㛽ࡉࠬᒝᎿᴺߦᲧߴࠆߣޔᭂ┵ߦߣᣉᎿࠕࡦ 㔡ജ Ԙ㧘ԙ㧘Ԛ㧘Ԝ ԝ Ԝ Ԟ ԛ Ԙ㧘ԙ㧘Ԛ㧘Ԝ ❗ࡉࠬ߹ߚߪ㋕㛽ࠍવ㆐ߔࠆജ ᣢሽゎߦ↪ߔࠆജ 㔡ജ ԛ Ԙ㧘ԙ㧘Ԛ㧘Ԝ Ԙ㧘ԙ㧘Ԛ㧘Ԝ ᣢሽゎߦ↪ߔࠆജ ❗ࡉࠬࠍવ㆐ߔࠆജ 㧔a㧕 ᵹࠇ 㧔b㧕K ᒻ Ԙࡄࡦ࠴ࡦࠣࠪࠕ⠴ജ㧘ԙࠦࡦࠢ࠻ᡰ⠴ജ㧘Ԛࠛࡦ࠼ࡊ࠻ᦛߍ⠴ ജ㧘ԛ❗ࡉࠬ⠴ജ㧘ԜߣᣉᎿࠕࡦࠞߖࠎᢿ⠴ജ㧘ԝ㋕㛽ゲ❗ ⠴ജ㧘Ԟᣢሽ⠴ജ㧔ᦛߍߖࠎᢿ㧕 ࿑ޓᔕജવ㆐ᯏ᭴ߣฦㇱߦ߅ߌࠆᬌ⸛㗄 ࠞᧄᢙࠍᷫ᧪ࠆߎߣ߇ᦼᓙߐࠇࠆޕ ޓߣᣉᎿࠕࡦࠞߩ⸳⸘⩄㊀ߪޔa ❗ࡉࠬߦ↢ߓ ࠆᒁᒛജޔb ᒝ᭴㕙ᄖߦ↪ߔࠆᘠᕈജޔc ❗ࡉ ࠬߦࠃࠆ㕙ᄖജߦኻߔࠆജޔd ㋕㛽ߦ↢ߓࠆ㕙ᄖജߦ ኻߔࠆജߩ4 ߟߢࠆޕ ޔ࿑ ߦ␜ߔࠃ߁ߦޔ ߣᣉᎿࠕࡦࠞߩᛂ⸳⟎ߦᔕߓߡޔa 㨪d ߩ⩄㊀ࠍ⚵ ߺวࠊߖߡߣᣉᎿࠕࡦࠞࠍ⸳⸘ߔࠆޕߥ߅ޔ⧌᧚㕙 ߦ↪ߔࠆනᒁᒛ⩄㊀wtߪޔోࠍ⠨ᘦߒߡ0.06N/mm2 㧔=0.04 1.5㧕ࠍ↪ࠆߎߣߣߔࠆޕ ᭴ㅧⷙቯ ޓᧄᎿᴺߦ߅ߌࠆਥߥ᭴ㅧⷙቯࠍએਅߦ␜ߔޕ i㧕❗ࡉࠬࠍ ᵹࠇߣߔࠆ႐ว ❗ࡉࠬゲജߩ㋦⋥ᚑಽߦኻߒߡᣢሽ┵ㇱ߇ࡄࡦ ࠴ࡦࠣࠪࠕ⎕უߒߥߎߣࠍ⏕ߔࠆޕ ❗ࡉࠬߪኻߢ㈩⟎ߔࠆޕ ii㧕❗ࡉࠬࠍ K ᒻߣߔࠆ႐ว H ᒻ㍑ߩ㋕㛽ࠍ⸳ߌ㧘❗ࡉࠬߣߩขࠅวㇱߦ ߪ㧘ዪᚲ⊛ߥᄌᒻ߇↢ߓߥࠃ߁ߦᔅⷐߦᔕߓߡࠬ࠴ࡈ ࠽╬ߢᒝߔࠆޕ ⸥㋕㛽ߪ㧘❗ࡉࠬߩ㒠ફゲജߩ᳓ᐔᚑಽߦኻ ߒߡᐳዮߒߥࠃ߁ߦ⸳⸘ߔࠆޕ ❗ࡉࠬߩ㋦⋥ᚑಽߦኻߒߡᣢሽ߇᭴ㅧ⠴ജ ోߢࠆߎߣࠍ⏕ߔࠆޕߚߛߒޔ⋥ߦRC ㅧ⠴ജო ࿑ޓߣᣉᎿࠕࡦࠞߩᛂ⸳⟎ a ᵹࠇ b Kᒻ A A A A B B C ޓߣᣉᎿࠕࡦࠞߩᛂ⸳⟎ߣ⸳⸘⩄㊀ߩኻᔕ A ❗ࡉࠬߦ↢ߓ ࠆᒁᒛജ 㔡ᤨ㧘ᒝ᭴㕙ᄖ ߦ↪ߔࠆᘠᕈജ ❗ࡉࠬߦࠃࠆ 㕙ᄖജߦኻߔࠆജ ㋕㛽ߩ㕙ᄖജߦኻ ߔࠆജ B C wt㧦⧌᧚㕙ߦ↪ߔࠆනᒁᒛ⩄㊀㧔=0.06N/mm2㧕㧘A s㧦ᐳዮ᜔᧤᧚ߦ᜔ ᧤ߐࠇࠆㇱಽߩ❗ࡉࠬ⧌᧚㕙Ⓧ㧔ⵣ㧕㧘KHi㧦⸳⸘↪᳓ᐔ㔡ᐲ㧘WBR㧦 ❗ࡉࠬߩ㊀㊂㧘n㧦B㧘C ⟲ߩ▎ᚲᢙ㧔࿑ ߩ႐วߪ 3㧕㧘Py㧦⧌᧚ߩ 㒠ફゲജ㧘E㧦ో₸㧘T㧧❗ࡉࠬߩⷺᐲ ߣᣉᎿࠕࡦࠞ ᛂ⸳⟎ ↪ߔࠆ⩄㊀ s t A w ߥߒ ߥߒ ߥߒ ߥߒ BR Hi W K n W KHi BR n W KHi BR y P E 01 . 0 0.01EPy T E cos 01 . 0 Py 0.01EPycosT 表-7 あと施工アンカーの打設位置と設計荷重の対応【執筆者】 安全であることを確認する。ただし、直上にRC造耐 力壁等がある場合には検討を不要とする。
