ＢＲＩ－Ｈ２６講演会テキスト

CLT による木造建築物の設計法の開発（その２）～構造設計法の開発～
構造研究グループ

目
Ⅰ

はじめに

Ⅱ

CLT 構造の特徴

主任研究員

荒木 康弘

次

１）構法上の特徴
２）構造上の特徴
Ⅲ

構造設計法の策定に向けた取り組み
１）法令上の位置づけ
２）モデル化の方法
３）解析モデルと実験結果の検証
４）実大実験による検証

Ⅳ

今後の展望

Ⅴ

おわりに

参考文献

Ⅰ はじめに壁パネルが負担することになる。ここで「基本的に」と書いた

欧米において既に多くの建設実績があるクロス・ラミネーテのは、製造できる CLT のサイズの最大寸法が決まっているため、ッド・ティンバー（以下「CLT」）による木造建築物の我が国に

例えば「大空間を CLT で作りたい」といった時には、梁や柱をおける普及を図るために、現在、構造設計法を策定するために用いることもあるためである。

必要な検討が行われている。ここでは、CLT 構造の特徴、及び構造設計法の策定に向けた研究動向及び建築研究所が取り組ん

２）構造上の特徴

でいる研究について紹介する。

①面内せん断性能
CLT の構造上の特徴の一つは、地震や風といった水平力に抵

Ⅱ ＣＬＴ構造の特徴

抗する性能を表す面内せん断性能が、従来の木造建物の耐震要１）構法上の特徴

素の面内せん断性能を大きく上回る点である。図 2 に、数種類

従来の木造建物は、柱と横架材からなる軸組または枠材で構の厚さを有する CLT パネルの面内せん断性能を確認した実験結

成された枠組で鉛直荷重を支え、筋かいや構造用合板等の耐力果の一例を示す。これによると、最外層の方向に関係なく、最壁で地震や風といった水平力に抵抗する。軸組構法や枠組壁工

せん断剛性は400～600N/mm2
大せん断応力度は3N/mm2 弱程度、法がその典型的な例である（図 1（1）、（2））
。一方 CLT 構造でであった。このせん断性能がどの程度かをイメージしやすいよは、図 1（3）のように基本的に壁や床を CLT で構成するところ

うに、図 3 に厚さ 90mm（3 層 3Ply）の CLT パネルと構造用合が、従来の構法と大きく異なる。つまり、鉛直荷重も水平力も板耐力壁（厚さ 9mm、釘ピッチ 150mm）の壁長 1m あたりの面－ 25 －

（1）軸組構法 1)（2）枠組壁工法 1)（３）CLT パネルによる工法（murray-grove）2)

図 1 CLT による建物の構法上の特徴（1）面内せん断試験体：最外層強軸方向（K）
150K

150J

120K

120J

90K

（2）面内せん断試験体：最外層弱軸方向（J）

90J

300

3.5

250

3

200

荷重(kN)

せん断応力度 τn (N/mm2)

4

2.5
2
1.5
1

構造用合板

150
100

50

0.5
0

CLT(t=90mm)

0
0

0.01
0.02
0.03
せん断ひずみ γ(rad)0.04（3）面内せん断試験体 τ-γ 関係

0

0.01

0.02
0.03
0.04
せん断変形角(rad.)

0.05

0.06

図 3 CLT と構造用合板耐力壁のせん断性能比較

図 2 CLT の面内せん断性能－ 26 －

270
240

90

3層

3層

180

P(kN)

100

210

150
90
60

80

30

70

0

60
50

100

20
90

80
60

0
40

LSB

30

20

SCW
LSB
LSB

SCW
木ねじ

PS
引きボルト

δ(mm)

8

10

12

14

木材水平変形

木材水平変形

接合金物水平バネ

接合金物水平バネ
接合部水平バネ変形分
2層

鉛直バネによる剛体回転
鉛直バネ剛体回転分
3層

100

100

90

90

80

80

鉛直バネによる剛体回転

SCW
PS

6

(2)接合部荷重変形関係

7060
木材水平変形50
接合金物水平バネ
40
鉛直バネによる剛体回転
30

50

PS

4

70
鉛直バネによる剛体回転

70
10

0

2

鉛直バネ

木材水平変形
CLT 水平変形分
1層
接合金物水平バネ

30

0

水平バネ

(1)解析モデル

40

10

LSB
引きボルト
木ねじ
水平バネ
めり込みバネ（壁-床)
めり込みバネ（壁-基礎)

120

20

60
木材水平変形50
接合金物水平バネ
40
鉛直バネによる剛体回転
30

PS

木材水平変形

接合金物水平バ

鉛直バネによる

20

10

10

0

0
LSB
LSB

SCW
木ねじ

(a)1 層PS
引きボルト(b)2 層

LSB
LSB

SCW
木ねじ

PS
引きボルト

(c)3 層(3)CLT 及接合部の水平変形成分の割合（%）
図 4 CLT 及接合部の水平変形成分の割合（床パネルの曲げ戻し無視）
内せん断性能を比較したものを示す。ここで構造用合板耐力壁

図 4 に、CLT 及び接合部の水平変形成分の割合を検討した例をは、柱脚金物の浮き上がり等を含んだ「見かけのせん断変形角」示す。図 4（1）に示す 3 層モデルに対し、図 4（2）に示す性能

であるのに対し、CLT は「真のせん断変形角」である点が異なを有する接合部バネを設けて弾性解析を行った。パネル端部のるが、それでも CLT の面内せん断剛性及び耐力が、従来の木造頭部と脚部には、引張方向バネとして「LSB」、「鋼板ビス打ち接

建物の耐震要素のそれを大きく上回ることが良く分かる。その合部（＝「木ねじ」）、「引きボルト式」の 3 種類、圧縮方向バネため、従来の木造建物の柱頭柱脚接合部では、「耐力壁がその性としてめり込みバネを設けている。水平方向の抵抗要素として能を十分に発揮するまで接合部に破壊が生じないように設計す

水平バネを設けている。図 4（3）は、1 層～3 層の水平変形成分る」という、いわゆる保有耐力接合の考え方をとっているが、に占める CLT 及び各接合部の層全体の変形量に対する割合で示

それを CLT 構造にも適用することは難しいと考えられる。

したものである。
「LSB」のように接合部剛性が高いものでは、1

もう一つの特徴として、1 番目と関連するが、従来の木造建物

層の水平変形量に占める CLT の水平変形成分が大きいが、「木ねの耐震要素では水平力に対して水平変形するのは「耐震要素じ」や「引きボルト」では、CLT の水平変形成分が占める割合（壁）のせん断変形」が大部分と考えているが、CLT 構造では、は 30～40％程度である。さらに 2 層、3 層になると、CLT 自体

水平力に対し接合部による水平変形が大部分を占めると言える。

の水平変形成分は小さくなり、逆に鉛直ばねの剛体回転による－ 27 －

水平変形が多くなることが分かる。一方、グラフに示していな

きボルト式であり、パネル厚は 150mm（5 層 5Ply）ある。全体

いが、従来の木造建物の耐力壁では、耐力壁の水平変形量が層的な傾向として、小幅パネルで構成された壁は大板パネル構法

全体の水平変形量の 90%以上を占めるものと考えられる。

に比べ変形性能が高いこと、大板パネル構法の剛性は、小幅パネル構法に比べ大きい（この例では 2 倍以上）ことが分かる。
従って、大板パネルと小幅パネルを 1 つの建物に混在させると、②大板パネルと小幅パネル
構法にも関係する内容であるが、開口部を有する壁パネルを 1

剛性及び変形性能が異なるため、例えば、小幅パネルの性能が枚のパネルで作るか、複数のパネルを組み合わせて作るかで構性能を発揮する前に大板パネルが破壊してしまう可能性がある

造性能が大きく異なる。例えば、長さ 4m の壁の中央に 2m の窓といった、単純な加算が成り立たない恐れがあり、詳細な検討

開口を設ける場合に、長さ 4m の CLT パネルに 2m の窓開口をが必要である。

設ける方法（「大板パネル構法」と呼ぶ）と、長さ 1m の CLT に
腰壁と垂れ壁をつける、という方法（「小幅パネル構法」と呼ぶ）（３）ＣＬＴ構造の特徴のまとめの 2 種類で、構造性能が大きく異なる、ということである。一以上、簡単ではあるが CLT 構造の構法及び構造上の特徴を紹例として、図 5 に、大板パネル構法と小幅パネル構法の壁試験介した。一言でいえば、「CLT 構造は、従来の木造建物の構法や結果を示す。いずれの試験体も、引張力が働く接合部仕様は引構造性能と大きく異なる」ということである。

(1)小幅パネル(1m)(2)小幅パネル（掃出）(3)小幅パネル（窓型）(4)大板パネル（窓型）

250

荷重(kN)

200
150

100
50
0

0

0.01

小幅掃出

小幅窓型

大板掃出*

大板窓型

0.02

0.03

0.04

変形角（rad.）(5)大板パネル（掃出）(6) 荷重変形角関係

図 5 大板パネル工法と小幅パネル工法の荷重変形角関係の比較 3), 4)－ 28 －

小幅1m×20.05

0.06

Ⅲ 構造設計法の策定に向けた取り組み

２）モデル化の方法 6)

１）法令上の位置づけ

２－１）CLT パネル

次に、CLT 構造を日本で建設する場合の構造関係の法令上の位置づけについて説明する。

CLT を構造材料として構造設計に用いるには、以下の剛性や耐力が必要となる。

我が国で一定規模以上の木造建物を建設する場合、主要な構造部分（柱、梁、床等）に使用する木質材料は、建築基準法第①面外曲げ・面外せん断（強軸）37 条で「日本農林規格に適合するもの」又は「国土交通大臣の②面外曲げ・面外せん断（弱軸）認定を受けた材料」と規定されており、その材料強度は平成 12③引張・圧縮（強軸・弱軸）

年建設省告示第 1452 号で規定されている。一方、CLT が該当す

④面内曲げ（強軸・弱軸）

5)

「JAS」
）が 2014 年 1
る「直交集成板の日本農林規格」 （以下、⑤面内せん断月に施行されたが、この規格に規定されているのは面外方向の⑥座屈（強軸・弱軸）

曲げ強度と剛性のみであり、構造設計に必要な、その他の面内⑦めり込み

曲げ、圧縮、せん断、引張に関する強度等は規定されていない。
我が国において、このような基準強度のない建築材料を用い

JAS で明記されているのは、①のうち強軸方向の面外曲げヤて建設する場合は、「時刻歴応答計算」を行う必要があり、非常ング係数と面外曲げ強度のみであり、その他の値は、現状、こに高度な技術と知見、また裏付けとなる実験データ等が必要とれまでの研究結果や文献を根拠に、構成するラミナや組み合わなる。一方、基準強度が制定されれば、限界耐力計算での設計

せ、類似する材料の規格から考える必要がある。そこで、ここが可能になり、また CLT 構造の構造特性係数（Ds）を設定できでは各諸言の計算方法の例を示すこととする。なお、計算に当れば、保有水平耐力計算での設計も可能となろう。一方、ルーたり、以下の点を前提条件とする。

ト 1 及びルート 2 では、基本的に弾性範囲での構造検討しか行(a)CLT パネルの諸元を導く際は、全断面に対する値を算出するわないため、大地震時の安全性を担保できるような仕様規定等(b)機械等級区分による A 種構成とし、CLT パネル全体の曲げヤを設ける必要があり、そのためには CLT 構造の大地震時の挙動

ング係数と、曲げ強度が判明しているものとする(c)許容応力度は、各強度を 1/3 倍した後に荷重継続係数を乗ずるや崩壊メカニズムに関する知見が必要となろう。
さて、いずれの構造計算ルートや構造計算手法を用いるとし一般的な方法で算出するても、CLT 構造を「適切に」モデル化することが必要である。
前述のとおり、CLT 構造は、壁や床を CLT で構成し、それらを接合金物等で緊結する構造であるから、CLT 自身の構造性能と、①面外曲げ・面外せん断（強軸）強軸方向の面外曲げは、各接合部の構造性能が分かれば、全体のモデル化は可能という

a) JAS の規格をそのまま使う方法事である。そのため、近年、材料としての CLT の構造性能をは

b) JAS の試験方法から、面外せん断の変形を取り除いてじめとして、接合部や接合部を有する壁構面や床構面、また立計算する方法

体架構の構造性能を把握するための実験及び解析的検討が精力の 2 種類が考えられる。a)の場合は、JAS のヤング係数をそのま的に行われてきた。

ま使えるが、せん断変形はしないものとして計算する必要があ

そこで、ここでは CLT のモデル化の方法、各部接合部の構造る。ただし、せん断力に関しては、耐力を計算する必要がある。

性能の例を紹介する。CLT 自体のモデル化に関しては、欧州で一方、b)の場合は、新たに面外方向曲げに対するヤング係数、お先に開発され、理論体系が確立されているので、そちらを参考

よび面外せん断に対するせん断弾性係数を計算する必要がある。

にしたモデル化の方法を紹介する。なお、ここに示す各強度及b)の場合の計算方法を以下に示す。

び剛性の計算方法は複数ある計算方法の一例である。他の方法＜剛性＞については、「CLT による木造建築粒の設計法の開発（その１）

CLT ハンドブック 7) , 8)では、Shear Analogy Method により、面～材料強度等の評価～」を参照して頂きたい。各部接合部の構

外方向の有効曲げ剛性、有効せん断剛性の計算方法が以下のよ

造性能に関しては、実験例等を紹介する。

うに示されている。

－ 29 －

に計算される。

( EI )eff = ( EI ) A + ( EI ) B
3hi  n2= ∑  Ei ⋅ bi ⋅  + ∑ Ei ⋅ Ai ⋅ zi
12  i =1
i =1 

(n(GA ) eff =n) (式 1)

a2
(式 2)
n −1
h1
hi
hn
+∑
+
2 ⋅ G 1 ⋅ b1 i =2 G i ⋅ b i 2 ⋅ G n ⋅ b n

Zeff =M
Zeff(EI)eff

Es ⋅ y s

(式 5)
(式 6)

Es：曲げモーメントの加わる方向と同じ方向のラミナのうち、最も外側の層のラミナのヤング係数
ys：中立軸から上記ラミナの外側の面までの距離：ラミナプライ数

Ei、Gi：i プライラミナのヤング係数、せん断弾性係数
Ai

σ b real =従って、σb と σbreal の間には以下の関係がある。

：i プライラミナの断面積

σ b real =bi、hi：i プライラミナの幅、せいzi：全プライ一体時の中立軸と i プライラミナ重心の距離a：最外プライラミナ重心間の距離

Z
σb
Zeff

(式 7)

従って、全断面有効として σb を計算した後、Z / Zeff を応力調整係数として乗じた値が、曲げモーメントの加わる方向と同じ方

解析の際には、κ=1.2 とする。これは、直方体に対する形状係数

向のラミナのうち、最も外側の層のラミナの引張強度を Ft 以下であり、解析の際に一般的に用いられている。

となることを検定すればよい。

JAS にあるラミナの曲げヤング係数をラミナの繊維方向ヤング

せん断強度に関しては明確な規定はないが、文献 8)では規格係数(E0)と考え、以下の式で繊維直交方向ヤング係数(E90)、繊維外の大きさのラミナを使用した場合のせん断強度の規定があり、

平行方向－繊維直交方向のせん断弾性係数(G0)、繊維直交方向－

図 6 の試験方法で算出した場合の値は 1.5N/mm2 となっている。

繊維直交方向のせん断弾性係数(GR)を計算することができる。

せん断力は 1/2Pb となるので、Fs＝1.5Q/bh となる。長方形断面のせん断力分布係数として 1.5 を考慮していると考えられる。

CLT Handbook：E0/E90=30, E0/G0=16, G0/GR=10

CLT のせん断力分布係数は、より複雑な形状であり、最大で：E0/E90=30, E0/G0=13, G0/GR=4

も 1.5 とはならないが、仕様を決定する実験式自体に 1.5 を用い

文献 9）ているので、応力調整係数として 1.5 倍することとし、強度としては 1.5N/mm2 とする。ただし、各種実験においては、強度はこ＜強度＞
JAS においては、
強軸方向の面外曲げ強度は規定されている。

れ以上あることが報告されている。

そのため、曲げ強度に関してはこの値を用いる。JAS の値を用いない場合は、以下の方法による。全断面有効とすると、

Z = bt2 / 6
σb＝M / Z

(式 3)
(式 4)

Z：断面係数b、t：CLT パネル全体の幅、せい
σb：曲げ応力度
M：曲げモーメントである。実際の応力度（σbreal）と有効断面係数 Zeff は以下のよう－ 30 －

図 6 木材のせん断試験の方法 5)

＜強度＞②面外曲げと面外せん断（弱軸）JAS にラミナの引張強度が記載されているが、同様なラミナ＜剛性＞
弱軸方向の面外曲げと面内せん断は強軸と同じ方法で計算でで構成された集成材では、ラミナの引張強度よりも大きい値がきる。JAS には曲げに関する規格もないため、強軸方向の分離

集成材の引張強度として規定されている。集成材ではひき板のする場合の計算方法を用いざるを得ない。

積層数により、圧縮と引張りの基準強度が異なる。ラミナの枚＜強度＞

数から統計学を用いて計算されたものと考えられるが、その根JAS では、弱軸方向の面外曲げ強度は規定されていない。そ拠は明記されていない。CLT パネルでも同様の扱いができるかのため、曲げ強度に関しては強軸と同様の計算をする。せん断

どうかは詳細な検討が必要だが、引張強度算定の方法の一つと強度に関しても規定がないので、強軸方向と同じとする。

して、同様のラミナで構成された集成材の引張強度を援用する方法は考えられる。また断面検定の際には、計算された応力度③引張・圧縮・曲げ（強軸・弱軸）に調整係数を乗じて応力度を算出する。構成するラミナの繊維＜剛性＞

平行方向には、ラミナのヤング係数に比例した応力度となる。

面内方向の引張・圧縮は直交層ラミナの剛性を無視する。圧以下の式で調整係数 R が計算される。

縮は繊維直交方向の剛性が寄与する可能性があるが、値が小さR=いので無視する。曲げに関しては、幅はぎ無の場合でも、直交方向のラミナが接着されているため、格子梁と面材の中間の性

E
Ei

(式 9)

状を示すと考えられる。各種実験では面材として挙動する結果

同一等級構成としている場合は、強軸方向と弱軸方向の 2 つのが得られているので、ここではそのように考える。

調整係数のみが算出される。
ラミナの圧縮強度は JAS に記載されていないため、圧縮強度の計算方法としては、引張強度と同様に類似のラミナで構成さ最外層ラミナれた集成材の圧縮強度を用いる方法がある。

i プライのラミナ：厚さ ti、曲げヤング係数 Ei④面内曲げ（強軸・弱軸）
曲げに関しては、幅はぎ無しの場合もあるため、集成材の曲げと同じ扱いはできない。引張側は引張強度、圧縮側は圧縮強

i=n
i=1

度を用いる方法が考えられる。
Σti

図 7 面内方向のヤング係数の考え方⑤面内せん断（強軸・弱軸）＜剛性＞

以下の式でヤング係数 E を計算する（図 7 参照）。

せん断弾性係数について、各ラミナのせん断方向のせん断弾

n性係数は慣用的に繊維方向ヤング係数の 1/15 としている。CLT∑ Ei t i

E = i =1n

∑ ti

パネルでは、あるラミナにせん断力が加わった場合に、そのラ(式 8)ミナと直交するラミナは接着され、かつ直交ラミナも幅方向に
幅はぎが無いという複雑な状況である。また、直交ラミナのせ

i =1ん断弾性係数は、繊維方向に加力した場合の木口面のずれであ
Ei：CLT の方向（強軸又は弱軸）に対する i プライのラミナの曲

るなど、さらに複雑な状況のため、実験から導かれた値を用い

げヤング係数（平均値）。CLT の方向が繊維直交方向の場合 0る方法が考えられる。せん断剛性は既往の研究結果から、全厚

ti ：CLT を構成する i プライのラミナの厚ささに対して、400～500N/mm2 である。

n：CLT パネルを構成するラミナのプライ数－ 31 －

計算方向と直交方向のラミナを無視する場合は、下記のように
各ラミナ毎に応力調整係数を算出し、応力度を計算する。

Ri =

Gi
× 1.5
G

(式 11)⑥座屈（強軸・弱軸）
座屈（λeff）に関しては、強度のみの計算となる。CLT Handbookに基づき、有効断面二次半径（ieff）を計算し、告示式を用いる。
図 8 面内せん断剛性の繊維方向と計算方向

λ =

L
ieff

(式 12)

i eff =

I eff
A tot

(式 13)：有効断面二次半径eff

計算方向と直交方向のラミナを無視する場合は、以下のように計算できる（図 8 参照）。

n∑ Gi ti

G = i =1n

∑ ti

L ：材の長さ(式 10)

Atot：繊維方向が圧縮力方向に平行なラミナの合計断面積

I eff =i =1

φ( EI)eff
Emean（式 14）

Gi：CLT の方向（強軸または弱軸）に対する i プライのラミナのせん断弾性係数（平均値）

Ieff

CLT の方向が計算方向と平行方向の場合、Gi=0 とする

Emean：繊維方向が圧縮方向に平行なラミナの平均ヤング係数：有効断面二次モーメント(φ=0.85)

以下の式により、CLT の設計用圧縮強度 Fk を求める。

ti ：CLT を構成する i プライのラミナの厚さ
n：CLT を構成するラミナのプライ数λeff ≦3 0： Fk=Fc＜強度＞

30＜λeff ≦ 100 ：Fk = (1.3-0.01λeff)・Fc

JAS には、面内せん断に対して強度が示されていない。そのため、同じ樹種のラミナで構成された集成材の基準強度を用い

100＜λeffる方法が考えられる。せん断力は、計算方向と直交方向にも加わるので、弱軸方向のラミナの厚さの和で有効断面積を計算す： Fk =

3000
λ eff

2

⋅ Fc

る。従って、応力度に関しては、
７）面内圧縮・引張・曲げの複合応力

CLT の厚さ／弱軸方向のラミナの厚さの和×1.5

面内圧縮と面内曲げ、面内引張と面内曲げの複合応力は以下のように計算し、検定する方法が考えられる。

を応力調整係数とし、計算された応力度に乗ずる（図 9）。
圧縮と曲げの場合：
幅はぎが無いことがあるので、この断面で検討（式 15）

fc：許容圧縮応力度、fk：許容座屈応力度
圧縮と引張の場合：

図 9 せん断応力度の検討方法の例

σb σc
+
≤1
fc fk

ft：許容引張応力度－ 32 －

σb σt
+
≤1
ft
ft

（式 15）

壁－壁鉛直（直角）接合部
壁－床鉛直接合部（鉛直＝めり込み）

壁－壁ボルト

床－床接合部
壁－床水平接合部

壁－壁鉛直

壁－基礎ボルト（平行）接合部
壁－基礎
水平接合部

マグサがある場合：

壁－基礎鉛直接合部

壁－マグサ接合部（鉛直、水平ボルト、めり込み）（鉛直＝めり込み）

図 10 CLT 接合部の例 6)２-２）接合部 6)
CLT 構造で想定される接合部を図 10 に示す。接合位置としては以下の部位が考えられる。
①床-床接合部、②壁－床水平接合部・壁－基礎水平接合部③壁－壁鉛直（直角）接合部(1)Single surface spline(2)Half -lapped(3)Double surface spline(4)Single internal spline④壁－壁鉛直（水平）接合部⑤壁－壁引張接合部・壁－基礎引張接合部⑥壁－垂れ壁接合部
以下に、各接合部の既往の研究例等を紹介する。
①床－床接合部
床-床間の接合方法として、海外では図 11 に示す接合方法が一般的に用いられている。Spline と呼ばれる合板

図 11 床-床接合部の例 10)または LVL の板を最外層の片面または両面にビス等で接合する方法や CLT の中央にはさみビスで留める方法、
またいわゆる「相欠き」にして、ビス等で留める方法である。これ以外にも、CLT 床の木口面を突き合わせ、ビスを斜めに交差打

関しては、国内での実験例がある 11)。接合具 1 組（2 本）当たりの荷重変形関係も合わせて示す。

ちして固定する方法もあり、図 12 に示す 2 種類の床-床接合部に－ 33 －

せん断試験結果の骨格曲線を図13 に合わせて示す。
れている 12)。
②壁－床水平接合部、壁－基礎水平接合部
図 13 に示す U 型、L 型、まぐさ接合部のせん断試験が報告さ③壁－壁鉛(1)破壊性状

Load(kN/Screw)

8(a) HBS (100mm ピッチ／組)

40(b)Px (200mm
ピッチ／組
ピッチ／組)
組))
(200m
ピッチ／
組
-4

図 12 床-床接合部のの荷重変形関係の例 11)

-8

-120

-80

-40

0
40
Disp(mm)(2)荷重変形関係
図 14 壁-壁鉛直接合部 13)(a) L 型金物（壁パネル－床パネル）(b) U 型金物（壁パネル－基礎）
160
140
120
P(kN)

100
80
60
40

U型金物
L型金物
まぐさ金物

20
0

0

5

10

15

δ(mm)

(c)まぐさ接合部金物の例(d)荷重変形関係
図 13 U 型、L 型金物の荷重変形関係 12)－ 34 －

20

25

80

120

⑤壁－垂れ壁接合部 3)

直（直角）接合部
この接合部に対しての直接の実験はないが、壁－床水平接合部に用いた L 型金物の実験を用いることができる。ただし、接合部の方向とラミナの方向の関係が壁－床水平接合部とは 90°異なる点を理解した上で使用する必要がある。

実験的検討が行われているのは引きボルトと鋼板を用いた仕様（図 15）で、壁－マグサ接合部は、引きボルト－モーメント
接合とせん断接合に分かれる。引きボルト－モーメント接合のうち、引きボルトは壁－基礎ボルトで示された計算方法が存在する。圧縮側はマグサの外層ラミナを水平方向とすると、壁パ④壁－壁鉛直（水平）接合部
以下の仕様に対して、文献 13)でせん断実験が報告されている。

ネルと、マグサパネルで繊維直交めり込みとなるが、隣接する

これは、CLT の厚さ、接合具の長さは異なるが、床－床接合部の部分に繊維方向のラミナが存在するため、単純なめり込み式にHBS と同様の仕様である。図 14 に、破壊性状と荷重変形関係の一

よってめり込み剛性を計算できない。

例を示す。
CLT

⑥壁－壁引張接合部、壁－基礎引張接合部：3 層 3Ply（90mm 厚）

壁-基礎引張接合部については、複数の仕様について各種実験がラミナヤング係数：L50～70
スプライン

接合具

行われている。図 16 に、既往の壁-壁引張接合部の実験例を示す。

：外側配置
JAS 構造用 LVL30mm×149mm

ボルトを用いる仕様の場合、実際の建物では、ボルト長さが剛性

カラマツ E 120-F385に影響するため、実験よりも長いボルトを用いる際は、そのボルト剛性を直列として全体剛性を調整する必要がある。壁－壁引張：Wood Screw Rothoblass 製 HBS D8-L100

接合部については、２つの4 本 平打ち
床－床接合部の HBS、PX、後述する壁－マグサ接合部（せん断）も同様に使用できると考えられる。

図 15 壁-垂れ壁接合部の例（引きボルト＋鋼板ビス打ち）3)－ 35 －

(1)ボルト留め金物(2)ビス留め金物(3)引きボルト
図 16(4)グルードインロッド(5)LSB

壁-基礎接合部実験の例 11), 12), 14)

壁－基礎接合部が直列に配され、かつボルト長さが変更されたものとして計算が可能である。
図 17 に、U 字型ビス止め金物の実験結果の例を示す 13)。最外層を加力方向に対し、強軸としたものと弱軸としたもの（図 17（１））
、また CLT を Mx60A と Mx60B の 2 種類、合計 4 仕様について各 6 体ずつ実験を行った。破壊性状を図 17（２）に示す。
強軸方向はビス部分の木部が破壊することにより、最大耐力が決まるのに対し、弱軸方向は、割れが横方向に貫通する形で破壊するのが主な破壊性状の特徴である。図 17(3)に荷重変形関係を示す。B 種については強軸と弱軸で差が見られたが、A 種では強軸の性能が高いものの、弱軸との間にそれ程大きな差は見られなかった。強軸については、概ね最大 400kN 程度の引張性能が確認された。
２－３）境界梁としての CLT 床パネル有効幅の計算方法 6)(1) 接合部試験体図（CK,CJ）

境界梁として、どの程度の幅が寄与するかは以下の方法で計算する。強軸方向に配される場合のみを対象とする。

(2) 破壊性状（左：CK 試験体、右：CJ 試験体）

（3）荷重変形関係

図 17 U 字型ビス止め金物の実験結果の例 15)－ 36 －

W2
t
W1

a

c

b

a

W2
t
W1

b

(a-1) a+c≧b → Leq=b(b-1) a≦b → Leq=2a
W2
t
W1

a

b

W2
t
W1

a

c

(a-2) a+c<b → Leq=a+cb(b-2) a>b → Leq = 2b

図 18 CLT 床パネルの有効幅の計算方法 6)①床パネルと壁パネルの位置関係により、境界梁計算用長さ（４）解析モデルの妥当性検証 4)
ここまで、構造検討のための解析モデル構築に必要な CLT 及（Leq）を計算(図 18 参照)
床パネル上に壁パネルが 2 組ある場合、以下の通りとする。

び各部接合部のモデル化の方法の例を示した。この方法で作成(a-1) a+c≧b の場合： Leq=b

した壁パネル及び接合部を有する解析モデルと、接合部を有す(a-2) a+c＜ｂの場合： Leq=a+c

る壁パネルの水平加力試験結果を比較した結果を以下に示す。
試験体は窓型開口と掃出開口を有する大板パネルであり、壁-基

床パネル上に壁パネルが 1 組ある場合、

礎引張接合部は引きボルト、壁-基礎水平接合部はＵ型金物であ(b-1) a≦b の場合 ：Leq=2aる。解析は、FEM モデルによるもの（CLT：弾性シェル要素、(b-2) a＞b の場合 ：Leq=2b

メッシュ分割は最大 200mm×200mm）と、パネルゾーンをブレース置換し、壁及び腰壁垂れ壁部分を梁要素に置換したモデル（「簡易モデル」と呼ぶ）の 2 種類について解析を実施した。壁

②境界梁幅を計算する
Wi は図 18 のように、壁パネルと床パネルの位置から定める。

-基礎鉛直接合部及び壁-基礎水平接合部は、実験結果をトレースするように決定している。図 19 に FEM モデルを、図 20 に簡易(a)Leq / (Wi×2)計算モデルを、図 21 に FEM モデルの荷重変形関係と実験結果を比較したものを、図 22 に簡易モデルの荷重変形関係と実験結果を(b)Wi に対する α 計算

比較したものを示す。図より、CLT パネル自体に割れ等が生じ

0＜Leq/(Wi×2) ≦ 1.5：αi=0.55×Leq/(Wi×2)

る前までは、いずれのモデルも精度よく荷重変形関係を追跡で

1.5＜Leq/(Wi×2) ≦ 4：αi=0.825+0.07×{Leq/(Wi×2)-1.5}

きていると考えられる。またこのことから、設計法の検討にお4＜Leq/(Wi×2)：αi=1

いては、CLT 自体に破壊を生じさせない応力レベルで設計することが破壊性状をコントロールするためには必要であることも(c)Beq 計算
Beqi＝αi×Wi

示唆される。
Beq＝ΣBeqi（４）実大実験での検証 16)(d)壁 CLT 厚 t との和の計算
Beq + t

CLT 構造の地震応答解析及び限界耐力計算等の応答予測手法の精度検証、及び CLT 構造の終局時の地震時挙動を検討するた－ 37 －

図 19 FEM によるモデル化（左：掃出型、右：窓型）4)

図 20 簡易モデルによるモデル化（左：掃出型、右：窓型）4)

図 21 実験結果と FEM モデルによる解析結果の比較（左：掃出型、右：窓型）4)－ 38 －

図 22 実験結果と簡易モデルによる解析結果の比較（左：掃出型、右：窓型）4)め、兵庫県三木市にある三次元震動台（E ディフェンス）を用い

Ⅴ．まとめた実大振動台実験を 2015 年 2 月に実施する。実験は、5 階建共CLT 構造の構法及び構造上の特徴とモデル化に関する情報、

同住宅を想定したものと 3 階建て戸建住宅を想定した 2 棟を用

また、設計法策定にむけた取り組みについて紹介した。近い将いて実施する。図 23 に 5 層試験体および 3 層試験体の解析モデ

来、我が国においても CLT 構造が中層木造建築物の主要な工法

ル図を、表 1 に振動台実験試験体の仕様の概要を、図 24 に 5 層の 1 つなることであろう。

試験体の平面図及び立面図を、図 25 に 3 層試験体の立面図を示す。地震波としては、建築基準法で規定する極稀地震相当の加速度応答スペクトルに適合するように作成した人工地震波（第2 種地盤補正スペクトル：ランダム位相）１方向入力、または、
過去の地震で記録された地震波等を入力する予定である。加振方向は、5 層試験体は長辺方向、3 層試験体は短辺方向が主加振方向である。3 層試験体については、崩壊までの挙動を実験的に追跡する予定である。

Ⅳ．今後の展望表 2 に、限界耐力計算、保有水平耐力計算及び許容応力度計
算等による構造計算ルートで設計するために必要な検討項目（案）を示す。大別して「モデル化に必要な項目」と「外力の設定方法」の 2 つの部分からなる。実大振動台実験結果を通して、限界耐力計算及び保有水平耐力計算における Fh や Ds を決定するための実験データが収集できると予想している。また、詳細な検討がまだまだ必要ではあるものの、許容応力度設計等を整備する際に、どの程度の安全率を見込むかに関する知見も振動台実験を通して得られるものと考えている。
さらに、CLT 構造と他の木質構造を部材レベル、架構レベルで併用する方法について、技術的及び法制度の整備に向けた取り組みが今後期待される。

－ 39 －

参考文献
1)木質構造設計基準・同解説、日本建築学会
2)http://www.e-architect.co.uk/london/stadthaus-murray-grove3)平成 23 年度クロス・ラミネイティド・ティンバー構法の損傷限界に関する検討 報告書、木造長期優良住宅の総合的検証
事業平成 22 年度追加提案分、2012 年 3 月
4) CLT パネル構法の構造性能と設計法に関する調査 報告書、
平成 25 年度建築基準整備促進事業、2014 年 3 月
5) 直交集成板の日本農林規格（農林水産省告示第 3079 号）
6) CLT 中層オフィスビルの試設計、「新しい木造 CLT 構造の力
学特性と構造設計事例」講習会（一社）日本建築構造技術者
協会木質系部会、2014 年 11 月
7) CLT Handbook Canadian Edition 、FPInnovattions、2011 年
8) CLT Handbook U.S. Edition 、FPInnovattions、2013 年
9) わが国初の CLT による 3 階建て共同住宅 、Journal of
Timber Engineering、2013 年 3 月
10) Structural Performance and Design of CLT Building, FP Innvations,
CLT Symposium and Workshop October 12, 2011 Moncton, NB11) CLT パネルを用いた中高層建築物の接合部性能の検証事業
報告書、 木構造振興（株）、2014 年 3 月
12) CLT パネルを用いた中高層建築物の構造計画と接合部性能の検証事業報告書、 木構造振興（株）、2012 年 3 月
13) 国産材（杉）直交積層材（クロスラミナ）の製作および性能実験の報告、銘建工業（株）、2011 年 3 月
14) CLT パネルを用いた中高層建築物の構造計画と接合部性能の検証事業報告書、 木構造振興（株）、2013 年 3 月
15) 中島昌一、荒木康弘他、「CLT 鋼板添え板木ねじ接合部の引張性能」、2014 年度日本建築学会大会学術講演梗概集、2014
年9月16) 平成 26 年度（住宅市場整備推進事業）ＣＬＴを用いた木造建築基準の高度化推進事業 設計法 WG 資料－ 40 －

表 1 振動台実験試験体仕様
5 層試験体（A 棟）

3 層試験体（B 棟）

高さ(m)

14.5

8.7

平面(m×m)

6×14.56×10

壁パネル仕様

Mx60A 5 層 5Ply(t=150mm)

MS60A 3 層 3Ply(t=90mm)

床パネル仕様

Mx60A 7 層 7Ply(t=210mm)

Mx60A 7 層 7Ply(t=210mm)

壁-基礎鉛直引きボルト M24

U 型金物(ビス止め)

壁-床鉛直

U 型金物(ビス止め)

壁-基礎水平引きボルト M24
（上下階壁緊結）U 型金物(ビス止め)

壁-床水平

L 型金物(ビス止め)

L 型金物(ビス止め)

壁-壁鉛直

-

-

壁-垂れ壁せん断

鋼板(ビス止め)-（大板パネル：一体）

壁-垂れ壁引張

引きボルト M16×2-

壁-腰壁せん断--接合部

壁-腰壁引張--床-床
4 層(t)

スプライン接合（構造用合板）
端部:引張抵抗プレート
32（鋼板ビス打ち）64

スプライン接合（構造用合板）
端部:引張抵抗プレート（鋼板ビス打ち）-

3 層(t)

64

20

2 層(t)

64

32

1 層(t)

67

32

5 層(rad.)

1/85-

4 層(rad.)

1/53-

3 層(rad.)

1/42

1/137

2 層(rad.)

1/38

1/97

1 層(rad.)

1/50

1/95

5 層(t)
重量

予測最大
層間変形角
（限界耐力：極稀時）

U 型金物(ビス止め)(1)5 層試験体（A 棟）(2)3 層試験体（B 棟）
図 23 振動台実験試験体－ 41 －

（1） 1,2 階伏図（2）長辺方向立面図（3）短辺方向立面図

図 24 5 層試験体平面図及び立面図－ 42 －

（1） 1,2 階伏図（2）Y0 通り立面図（3）Y1 通り軸組図

図 25 3 層試験体平面図及び立面図－ 43 －

表 2 設計法策定に必要な検討項目（案）
部位

検討
項目

許容応力度等計算＋仕様規定（高さ≦31m）

構法

構法
種類

プラットホーム構法等

材料

仕様

土台

剛性
・耐力

・土台の有無、仕様に応じた耐力壁脚部の圧縮剛性、許容耐力、終局耐力・土台の有無、仕様に応じた耐力壁脚部の圧縮荷重変形性能、許容耐力、終局耐力

パネル割

・パネル割のルール化

・パネル割のルール化(2D モデル)
・パネル割の原則(3D モデル)

面内
せん断
耐力

・パネル間接合部の仕様に応じた面内せん断耐力開口部入隅の応力集中による面内せん断耐力の低減方法
・面内せん断応力の算定方法

2D モデルの場合：同左
3D モデルの場合：水平構面のモデル化方法
線材要素モデルを前提として開口部入隅の応力集中の評価方法

支持スパン

2D モデルの場合
・面外応力、たわみの算定方法
・ 1 方向板の場合、2 方向板の場合開口部周辺の支持方法

2D モデルの場合：同左
3D モデルの場合：水平構面のモデル化方法
・ 2 方向板の場合は線材要素 3D モデルでは応力・変形の解析は困難(シェル要素 FEM が必要)

梁併用

・モデル化方法

耐力壁
線配置

・偏心率・剛性率の算定方法（⇔耐力壁水平剛性の評価方法と同義）

・偏心率の算定方法（⇔耐力壁水平剛性の評価方法と同義）

層の
水平
耐力

・簡易 2D モデル(ラーメン・せん断パネルモデル等)の設定方
法、検定方法・ 弾性解析とする
・ 鉛直荷重による耐力壁水平剛性増大の考慮
終局耐力と靱性に対する配慮
・ 短期許容耐力 = 終局耐力 / 2.5？
・ または、引張接合部の許容耐力を終局耐力と靱性を考慮して調整。ただし、Ds は新たに検討
・ せん断接合部、CLT パネルの先行破壊防止・ (ラーメン・せん断パネルモデル等)の設定方法、
検定方法
・ 荷重増分解析(鉛直荷重考慮)とする
・ 接合部は鉛直荷重時応力を初期応力とする
・ 解析過程で応力増分が反転することがある
・ 3D モデルは剛床(剛体変位)仮定
・柔床の場合は水平力分布を設定(MAP 解析等)
・
（限界耐力計算）Fh の設定方法
・（保有水平耐力計算）Ds の設定方法

垂壁
スパン・簡易モデルの応力による

床版

壁等

横架材

小屋
組等

接合
部

―

限界耐力計算(保有水平耐力計算)（高さ≦60m）
制限なし

基準強度・許容応力度・ヤング係数の設定方法

―

面内
せん断
耐力

・軒レベル水平面に CLT パネルを配置する
・その他は｢④床版｣に同じ

支持
スパン・｢④床版｣に同じ

引張・引張接合部剛性、許容耐力（、終局耐力、塑性率）

・引張接合部の応力変形関係、許容耐力、終局耐力

圧縮・圧縮接合部剛性、許容耐力（、終局耐力）

・圧縮接合部の応力変形関係、許容耐力、終局耐力

せん断・せん断接合部剛性、許容耐力（、終局耐力）

・せん断接合部の応力変形関係、許容耐力、終局耐力－ 44 －