ISSN 2436-2093

日本建築学会四国支部研究報告集

第 24 号

PROCEEDINGS OF AIJ SHIKOKU CHAPTER
ARCHITECTURAL RESEARCH MEETING
No.24

２０２４年３月

一般社団法人日本建築学会四国支部
AIJ SHIKOKU CHAPTER

日本建築学会四国支部研究報告集 第２４号 目次
日

時 － ２０２４年３月９日（土）１１：００～１５：３０

会

場 － 香川大学林町キャンパス（香川県高松市林町２２１７－２０）

発表時間 － １題１０分：発表７分、質疑３分● 第１会場 ３３０３教室◆

１１：００～１２：１０ 司会：鈴木卓(高知工科大学)

１

画像解析を用いた木材の部分圧縮試験におけるめり込み特性に関する研究
その２．弾塑性域の変形形状を考慮した等変位めり込みの推定式の提案

２

伝統構法木造建築物に用いられる竿車知継手を有する柱－梁接合部の曲げ性能に関する研究○三好大輝（香川大学大学院）

(1)

宮本慎宏
○浦久保幹也（香川大学大学院）(3)

宮本慎宏 宇都宮直樹 大橋好光

その１ 実大静的加力実験結果
３

伝統構法木造建築物に用いられる竿車知継手を有する柱－梁接合部の曲げ性能に関する研究○浦久保幹也（香川大学大学院）(5)宮本慎宏 大橋好光

その２ 評価式の提案
４

伝統構法木造建築物に用いられる竿車知継手を有する木造軸組架構の耐震性能に関する研究５

社寺建築物における鉛直軸力の影響を考慮した柱－頭貫接合部の耐震性能に関する研究

６

ダボ無し落とし込み板壁を有する木造軸組架構の耐震性能評価に関する研究○小森瑞月（香川大学）(7)

浦久保幹也 宮本慎宏 大橋好光
○綱島芽吹（香川大学大学院）(9)宮本慎宏 宇都宮直樹○内藤蓮（香川大学）(11)

先田葵衣 綱島芽吹 宮本慎宏
宇都宮直樹
７

社寺建築物の木造軸組架構における加算則に関する研究
その３ 荷重変形角関係の減算結果に基づく各接合部の評価結果○先田葵衣（香川大学大学院）(13)

宮本慎宏 内藤蓮 宇都宮直樹
綱島芽吹◆

１３：００～１４：１０ 司会：鈴木卓(高知工科大学)

８

四国地方における木造戸建住宅の被害率推定のための地震動強さ指標に関する研究○濱岡美空（香川大学大学院）(15)

宮本慎宏 山﨑崇寛

その２ 観測記録の原波を用いた検討
９

屋上構造物を有する事務所建物の振動特性に関する研究（その４）通信鉄塔と建物の固有振動数の関係○黄昊（香川大学）(17)

宮本慎宏 山﨑崇寛 木戸智之
林莉穂

１０

常時微動測定を用いた丸亀城の山裾から本丸に至る振動特性の変化に関する研究○山﨑柊茉（香川大学）
山中稔 宮本慎宏

(19)

１１

旧八幡浜市立図書館の振動特性に関する研究○髙尾結菜（香川大学大学院）

(21)

宮本慎宏
１２

通し柱が伝統的木造建物の耐震性能に及ぼす影響○村上綾（香川大学大学院）

(23)

宮本慎宏
１３

徳島県脇町地区における伝統的木造建物の構造調査○小藪秀輝（香川大学）(25)

村上綾 宮本慎宏
１４

香川県産の粘土を用いた土塗壁の耐震性能に関する実験的研究
その１ 実大試験体の面内せん断試験◆

１４：３０～１５：３０ 司会：宮本慎宏(香川大学)

１５

RC 梁の復元力特性に及ぼす FEM のモデル化に関する研究（その１）対象試験体および解析モデル○鶴田暁（四国職業能力開発大学校）(27)

宮本慎宏 宇都宮直樹 村井花子

○宮原稔弥（高知工科大学）

(29)

鈴木卓

（その２）実験結果と解析結果の比較
１６

破壊モードの異なる非埋込み型 CES 柱脚の耐力評価に関する研究（その１）実験概要および破壊性状○渡会駿（高知工科大学）(33)

西野天駿 鈴木卓（その２）実験結果および終局耐力計算
１７

ベースプレート厚さを変数とした非埋込み型 CES 柱脚の FEM 解析（その１）解析モデル○竹原未来（高知工科大学）

(37)

鈴木卓

（その２）解析結果
１８

建物長辺方向に長い吹抜けを有する５階建て SRC 造建物の振動特性に関する研究○牧野滉平（高知工科大学）

(41)

鈴木卓

（その１）対象建物および計測手法（その２）計測結果
１９２０

大貫通孔を有する RC 造基礎梁の構造性能に関する基礎研究○佐藤弘都（高知工科大学）（その１）実験概要および破壊性状廣野真成 鈴木卓 伊藤花恋

（その２）実験結果および終局強度評価

深津尚人 田口孝

大貫通孔を有する RC 造基礎梁の構造性能に関する基礎研究○廣野真成（高知工科大学）（その３）解析モデルおよび解析結果

佐藤弘都 鈴木卓 伊藤花恋

（その４）解析結果および内部応力状態

深津尚人 田口孝

(45)

(49)

● 第２会場 ３３０４教室◆

１１：００～１２：１０ 司会：北山めぐみ(高知工業高等専門学校)

２１

エリアリノベーションによる地方中心市街地の都市再生に関する研究○尾形碧（徳島大学大学院）

(53)

渡辺公次郎
２２

レセプトを用いた越境受療の実態とその要因に関する研究○横川拓海（香川大学大学院）
鈴木達也 佐藤栄治

(55)

２３

応急補修後の旅館・ホテルにおける避難所運営と事業継続の課題～令和２年７月豪雨人吉市の事例から～

２４

夜間街路の照度による心理的移動コストに関する研究○花房結太（徳島大学大学院）(57)

金井純子 小川宏樹○小田菜々美（香川大学）

(59)

鈴木達也
２５

自転車歩行者道における開放感・見通しと安全性・景観性に関する研究○矢島大暉（香川大学）

(61)

鈴木達也
２６

建物用地面積と人口の時系列データを用いた住宅地分類による持続性評価に関
する研究

２７

人口密度と都市規模を変化させた仮想都市における水平・垂直移動の配送コストに着目したコンパクト性の評価◆

２８○水谷皐葵（香川大学）

(63)

鈴木達也
○藤原凪沙（香川大学）

(65)

鈴木達也

１３：００～１４：１０ 司会：渡辺公次郎(徳島大学)

木造住宅リフォーム前に実施するインスペクションの調査範囲拡大・精度均質化を目的とした複合的調査機能搭載型天井裏探査ロボットの開発○多田豊（阿南工業高等専門学校）(67)

川畑成之 岡本浩行 西野賢太郎
高橋圭 木下聡大

２９八幡浜 子どものための建築とまち育て２０２３○眞田井良子（眞田井 良子 建築・－校舎見学会における交流－(69)

まち育て研究所）
武智和臣 曲田清維

３０

人工地盤下店舗に着目した坂出人工土地の変遷○片岡快斗（香川大学）

(71)

釜床美也子
３１

高知県梼原町における茅葺き屋根の継続的な維持管理に向けた基礎調査○小坂伊織（香川大学）(73)

掛橋直貴 釜床美也子
３２

配置形式と建築類型からみた豊島の家浦・唐櫃の町並み○川嶋伸岳（香川大学）

(75)

釜床美也子
３３

子どもを介した地域のネットワーク化のための集合住宅の計画○古賀航成（徳島大学）(77)

小川宏樹 金井純子
３４

情報化社会における地方図書館の計画－複合化を踏まえたこども図書館としての空間設計－○福地海都（徳島大学）(79)

小川宏樹 金井純子◆ １４：３０～１５：３０ 司会：多田豊(阿南工業高等専門学校)

３５

放射冷房システムにおける人体放熱顕熱量に関する考察○木村博則（人・環境ラボ）(81)○篠田侑希（高知工業高等専門学校）(83)－人体放熱顕熱量の CFD 解析結果と PMV の検討－
３６

文化的景観選定地域におけるサイン計画を通した普及啓発活動－「宇和海狩浜の段畑と農漁村景観」を対象として－

３７

移住支援制度の実施状況の推移と移住率に関する研究北山めぐみ○伊藤優衣（香川大学）

(85)

鈴木達也
３８

建築資料にみる建築家・和田順顕の建築活動に関する研究○武田拓磨（金沢工業大学）
勝原基貴

(87)

３９

高知県本山町における近代の都市構造とその変遷○大串はな（高知工業高等専門学校）(89)○谷中俊裕（阿南工業高等専門学校）(91)－地方都市中心市街地の活性化に向けた基礎的研究－
４０

高知県寺院山門の一階柱配置の傾向－非標準的柱配置を含む

四国支部研究報告集
第 24 号＜研究論文＞

講演番号 No.1 ～ No.40

1

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

画像解析を用いた木材の部分圧縮試験におけるめり込み特性に関する研究
その 2．弾塑性域の変形形状を考慮した等変位めり込みの推定式の提案
2.構造
部分圧縮試験
画像解析

7.木質構造等変位めり込み推定式

正会員 ○三好正会員
宮本a.材料・部材
めり込み理論1．序論
既報その 11)では部分圧縮試験時の余長部の変形を塑
性域と弾性域で同様であると仮定し，推定式を構築している．そのため，本報では，既報その 11)で示した弾性域に加え，塑性域についても画像解析により変形形状を把握し，等変位めり込みの推定式を提案する．
2．木材の部分圧縮試験
試験体はスギ材を使用し，余長 x，材せい Z0(以下 Z0)
をパラメータとした 6 仕様の試験体を 5 体ずつ用意した(図 1,表 1)．載荷速度は 0.6mm/min とし，半径方向に木
表側から載荷した．また，実験中，10 秒間隔で試験体正面からインターバル撮影を行った．
実験結果より，初期剛性 K1(以下 K1)は Z0 に反比例し，降伏変位 δy(以下 δy)は Z0 に比例することが分かった(図2,3)．これらはめり込み理論式(以下，理論式)の傾向と同様である 2)．
3．画像解析による木材のめり込み挙動の把握
画像解析方法は既報その 11)と同様とした．図 4 に画像解析により得られた試験体の変形形状を示す．試験体は左右対称であるため，
ここでは右側の変形形状のみ示す．
図 4 には理論式で示される変形形状 f(x)=δexp(-1.5x/ Z0)を比較のために示している．弾性域の変形は余長部の変位
δI(以下 δI)が画像解析の方が小さくなった．
図 4 の変形図から弾性域における余長部の変形範囲
xc1(以下 xc1)及び塑性域における余長部の変形の収束点
xc2(以下 xc2)を定めた．図 4 を例として，xc1 は，弾性域の変形形状の δI が 0 になった点を目視で定め，その点と加圧板端部の距離とした．xc2 は弾性域と塑性域の変形形状が重なる点を目視で定め，その点と加圧板端部の距離とした．xc1 と xc2 共に Z0 に比例した(図 5,6)．次に xc1 と xc2
が K1 によって変動することを考慮し，理論式で K1 に関係する，めり込み降伏応力度 σy(以下 σy)と Z0 を乗じたものと xc1 及び xc2 の回帰式を作成した(図 7)．xc1，xc2 共に，決定係数 R2 が大きく，σy Z0 と相関が見られた．
4．等変位めり込み抵抗の推定式の提案
推定式のめり込み面積の考え方を図 8 に示す．理論式の余長部の変形形状は指数関数であるが，画像解析により得られた変形形状は，一様ではなく煩雑であるため，直線に置換した．余長が十分，不十分な場合で，弾性域のめり込み面積を Axp，AI，AIm，AII，塑性域のめり込み面
積を A’xp，AIII とした．
上記のめり込み面積は画像解析で得られた変形形状の

大輝 *1
慎宏 *2

めり込み面積よりも過大に評価しているため，図 8 に示
すめり込み面積と実際のめり込み面積を等価とする xc1，
xc2 の補正係数 α，β(以下 α，β)を算出した．α は図 4 の載荷開始前と弾性域の変形形状において，加圧板端部から材端までの δI の差，β は弾性域と塑性域の δI の差より算出した．Z0 ごとの α，β を図 9 に示す．
次に，等変位めり込みの推定式を提案する．推定式では，画像解析より得られためり込み面積を既往の理論式に反映させる．図 8 のめり込み面積を式(1)~(6)で表す．
(xc1 -x)
AⅠ = αxc1 δy �
+1�
(1)
xc1
AⅠm = αxc1 δy(2)

β2 x2c2δ �
αxc1 y(δ - δy )+1�
βx
δ - δy �1 - c2 �αxc1
2
βxc2 (δ - δy )AⅢ =βx
δ - δy �1- c2 �
αxc1
Axp = xp δy
AⅡ =

(3)

(4)
(5)

A'xp = xp (δ - δy )

(6)

2)

理論式 に用いられる端距離効果係数 Cx，Cxm 及び縁距
離効果係数 Cym は式(7)~(9)で表す．
x αxc1 -x
Cx = 1+ ��(7)
xp αxc1
Cxm = 1+αxc1 / xp(8)

Cym = 1+αxc1 / nyp(9)

式(9)は接線方向に関する係数であるが，ここでは接線方向の変形形状は，繊維方向のそれと同様であるとみなし，弾性域の変形範囲 xc1 を右辺の第二項に用いている．また，式(9)の n は異方性弾性体である木材を等方性弾性体として扱うため置換係数である 3)．δy と降伏荷重 Py，塑性域の荷重 PP は式(10)~(12)で表す．
Z0 Fm
δy =
(10)
E90 �Cx Cxm Cym
Py =
Pp =

(Axp + AⅠ )yp E90

Z0(Axp + AⅠ + AⅡ )yp E90
Z0

(11)

+γ

(A'xp + AIII )yp E90
Z0

(12)

E90 は横圧縮ヤング係数，Fm は縁端距離が無限大のときのめり込み強度である．
式(12)の γ は K1 と二次剛性 K2(以下 K2)の剛性比(以下 γ)であり，K2 / K1 より算出する．

Study on Embedment Characteristics in Partial Compression Test
for Wood Based on Image Analysis
Part2. Proposal of Estimation Formula for Equal Displacement Embedment
Considering Deformation Shapes in Elastic – Plastic Range−1−

Daiki MIYOSHI and Mitsuhiro MIYAMOTO

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

理論式は Z0 が大きくなるにつれ，K1，δy 及び K2 が実験平均値から離れる傾向にあった．推定式(5%)は K1 を過小評価しているが，推定式(95%)は 60-60 を除いて，理論式
よりも K1，δy 及び K2 は実験平均値に近くなった．
5．結論
本研究では，めり込み抵抗の推定式を提案するため，
部分圧縮試験時の変形形状を画像解析により把握した．
画像解析結果より，理論式で算出されるめり込み面積は実験時のめり込み面積よりも大きいことが分かった．推定式と理論式より算出した荷重と変位の関係を実験値と比較すると，理論式は材せい Z0 が大きい場合，実験値から離れる傾向にあり，推定式は画像解析により得られた
めり込み面積の 95%上限値の値を用いた場合，理論式よりも実験値との対応が良いことを確認した．

以上の推定式を用いて，理論式及び実験値と比較する．
推定式と理論式は原点，降伏点，ストローク変位 1.0mm
時における荷重の 3 点直線で繋ぎ，バイリニア置換した．
推定式と理論式及び実験値を比較したグラフを図 10 に示す．理論式及び推定式に用いる E90 は別途行った全面圧縮試験より，160.7N/mm2 とした．Fm は式(13)より算出
し，σy は各試験体の実験平均値を用いた．
(13)

また，Cym の置換係数 n は既往の文献 3)より n=5 を用いた．理論式の K2 は理論式の K1 に γ を乗じたものを用いた．ここで，γ は各試験体の実験平均値を用いている．
xc1，xc2 は各試験体の σy の実験平均値を用いて回帰式により算出し，実験のばらつきを考慮するため，推定式には
α，β が 5%下限値と 95%上限値を用いたものを図 10 に示している．以下，5%下限値を用いた推定式を推定式(5%)，95%上限値を用いた推定式を推定式(95%)とする．
図 10 より，推定式は理論式よりも K1 は小さく，δy は大きい．また，K2 は理論式と同程度もしくは理論式よりも小さい．これは理論式がめり込み面積を過大に評価していることが要因と考えられる．実験値との比較では，

40

50

60

-0.8

60
40

弾性域

塑性域

0.0

荷重 P [kN]

荷重 P [kN]

0.2

0.4 0.6 0.8
変位 δ [mm]

0

0.0

0.2

0.4 0.6 0.8
変位 δ [mm](b) 45 - 30

補正係数

σyZ₀ [N/mm]

6.0

1.0

0.6
0.4
0.2

推定式 (α，β : 95%上限値)
6.0

0.4 0.6 0.8
変位 δ [mm](c) 60 - 60

2.0

xc1 : 65.6 mm，xc2 : 24.3 mm

0.2

0.4 0.6 0.8
変位 δ [mm](d) 90 - 60

1.0

図 10 理論式・実験値・簡易推定式の比較

0.2

0.4 0.6 0.8
変位 δ [mm]1.0(e) 90 - 90

σy : 3.15 N/mm2，γ : 0.231
xc1 : 93.9 mm，xc2 : 30.5 mm

4.0
2.0
0.0

0.0

0.0

6.0

2.0
0.0

σy : 3.60 N/mm2，γ : 0.203

xc1 : 100 mm，xc2 : 31.9 mm

4.0

0.0

1.0

σy : 3.38 N/mm2，γ : 0.130

4.0

20 30 40 50 60 70 80 90100
材せいZ₀ [mm](a) xc1 の補正係数 α (b) 𝑥𝑥�� の補正係数 β
図 9 xc1, 𝑥𝑥�� の補正係数

2.0

0.2

0.0

20 30 40 50 60 70 80 90100
材せい Z₀ [mm]xc1 : 62.6 mm，xc2 : 23.6 mm

0.0

95%上限値0.8

σy : 3.24 N/mm2，γ : 0.114

4.0

0.0

1.0

5%下限値

平均値

0.2
0.0

20 30 40 50 60 70 80 90 100
材せい Z₀ [mm]

図 6 Z0 とxc2 の関係

1.0

200 400 600 800 1000

6.0

2.0
0.0

y = 0.0774x + 8.574
R² = 0.711

40
35
30
25
20
15
10
5
0

20 30 40 50 60 70 80 90 100
材せい Z₀ [mm]

0.4

1.0

xc1 : 27.7 mm，xc2 : 15.9 mm

00.6(a) 30 - 30

4.0

20

推定式 (α，β : 5%下限値)

理論式

σy : 3.17 N/mm2，γ : 0.0891

40

0.8

σyZ₀ [N/mm]

xc1 : 32.5 mm，xc2 : 17.0 mm

6.0*1 香川大学大学院創発科学研究科 大学院生
*2 香川大学創造工学部 准教授・博士（工学）

40
35
30
25
20
15
10
5
0

2.0
0.0

60

図 3 δy と Z0 の関係 図 5 Z0 と xc1 の関係

σy : 3.63 N/mm2，γ : 0.111

4.0(a) 降伏以降(余長が不十分)

図 8 めり込みの進展図

200 400 600 800 1000

実験平均値

6.0

(b) 降伏以降(余長が十分)

080

20 30 40 50 60 70 80 90 100
材せいZ₀ [mm](b) 𝜎𝜎y Z0 − xc2(a) 𝜎𝜎y Z0 − 𝑥𝑥��
図 7 𝜎𝜎� 𝑍𝑍0 と𝑥𝑥�� , 𝑥𝑥�� の回帰式

図 4 画像解析結果

加圧板直下

y = 0.351x - 5.63
R² = 0.870

20
0

-1.2
-1.6

80

平均値

100

xc₂の補正係数 β

30

0.2

荷重 P [kN]

20

0.4

30-30
45-30
60-60
90-60
90-90
135-90回帰式

100135-90120

0.6

荷重 P [kN]10

変形範囲 xc₁ [mm]変位 δI [mm]

0

90-90

0.8

0.0

20 30 40 50 60 70 80 90 100
材せいZ₀ [mm]120

加圧板中央からの距離 [mm]04.0

図 2 K1 と Z0 の関係

載荷開始後
理論式
弾性域
塑性域
弾性域の変形範囲
塑性域の変形の収束位置

-0.4

6.0

変形の収束点 xc₂ [mm]

図 1 試験体図

8.0

90-60

変形の収束点 xc₂ [mm]

降伏変位δy [mm]

10.0

60-60

1.0

荷重 P [kN]

初期剛性K₁ [kN/mm]

12.0

45-30

荷重 P [kN]

30-30

14.0

xc₁の補正係数 α

表 1 試験体寸法

謝辞：実験では近畿職業能力開発大学校の宇都宮直樹教授にご協力いただきました。ここに謹んで深甚なる謝意を表します．
参考文献
1) 三好大輝，宮本慎宏：画像解析を用いた木材の部分圧縮試験におけるめり込み特性に関する研究，日本建築学会大会四国支部研究報告集，
pp.11-12，2023.05
2) 日本建築学会：木質構造基礎理論，pp.97-101，2010.12
3) 日本建築学会：木質構造接合部設計マニュアル，p.255，2009.11

変形範囲 xc₁ [mm]Fm = σy � Cxm Cym / Cx00.2

0.4 0.6 0.8
変位 δ [mm]1(f) 135 - 90

*1 Graduate Student, Graduate School of Sci. for Creative Emergence, Kagawa Univ.
*2 Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng．

−2−

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日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月−3−日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

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日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

伝統構法木造建築物に用いられる竿車知継手を有する柱－梁接合部の曲げ性能に関する研究
その 2 評価式の提案
正会員○浦久保 幹也*

2.構造

7.木質構造e.伝統構法同 宮本 慎宏**

伝統構法

竿車知継手

柱梁接合部

同

 大橋 好光***

曲げ性能

評価式
二次方程式から ΣN5 のめり込み長さ xp5 を得る．摩擦係数 μ は

1. 序論
竿車知継手を有する柱－梁接合部の曲げ性能評価法の構築

男木が引き抜けることを考慮して 0.4 とする．

を目的として，前報その 1 では実大実験によって曲げ性能を把∑ N5 = ∑ N4 + μ ∑ N1

(7)

握した．本報ではその考察を基に，曲げ性能の評価式を構築し，各めり込み抵抗の回転中心軸までの距離から各抵抗モーメン

実大実験の結果との比較・検証を行う．

トを算出し，式(8)より，接合部全体のモーメント抵抗 M を算2. 評価式の構築
 図 1 に正負回転それぞれの力学モデルを示す．柱と男木・女木が相対的に回転する挙動を示す時，図 1 のような梁に作用す

出する．ここで，右辺の添え字は各めり込み抵抗の番号を示している．
M = M1 + M1μ + M2 + M3 + M4 + M5
(8)
降伏モーメント My は，式(9)から各めり込み抵抗の降伏耐力る各めり込み抵抗を仮定し，水平・鉛直各方向のつり合いから未知数を算出する．各めり込み抵抗と回転中心軸までの距離かΣNy を算出し，式(8)に代入して得られた値とする．

ら各抵抗モーメントを求め，その合算から接合部全体のモーメ∑ Ny =

ント抵抗を算出する．本報の検討では，正負回転のそれぞれのモーメント回転角関係の評価式を構築する．
 正回転は柱木口の竿上端部へのめり込み抵抗 ΣN1 と同部の摩擦力 μΣN1，柱木口の竿下端部へのめり込み抵抗 ΣN2，柱木口の
男木の小根ほぞ下端部へのめり込み抵抗 ΣN3，女木上端部での柱へのめり込み抵抗 ΣN4，男木下端部での柱へのめり込み抵抗ΣN5 をそれぞれ考慮する．
式(2)から ΣN2 を得る．
ここで，めり込み理論式 1)から求めると，
yp1 = yp3 = D，Cy1 = Cy3 = 1，xp3 = lb とする．

∑ N2 =∑ N1 − ∑ N2 − ∑ N3 = 0

xp1 yp1 Cy1E⊥
2h

{1 +

2

Cx Cy
√
Cxm Cym(9)

最大モーメント Mu と最大モーメント時の接合部回転角 θu は，
竿車知継手の引張耐力 Tu で決定される．曲げ変形しながら引張力が作用する場合，車知の長さ方向に渉ってこじり力が生じ，竿・女木の上縁付近の応力が大きくなり，目違いによる押さえ込み効果が減少するために，文献 2)で検討した単純引張試験の条件と比べて破壊が生じやすいと考えられる．これを考慮し，

 鉛直方向のつり合いから式(1)が成り立ち，各めり込み抵抗を2

xp yp Fm

曲げの評価式に用いる竿車知継手の引張終局耐力 Tu は，文献
3)と同様に単純引張試験時の終局耐力 Pt に低減係数 α を乗じるものとする．また，本来めり込み変形の二次剛性は初期剛性の2

xp3 yp3 Cy3E⊥
3x114h(1 − e− 2h )} θ −
θ
3xp1
2hb

(1)

1/10～1/6 程度 4)であるが，竿車知継手においては竿の引き抜き(2)が生じるため，めり込みによる塑性化が完全に進行していない

ΣN4 はめり込み理論式を変形して式(3)で表せる．なお，yp4 は目違いによる欠損を考慮する必要があるが，本報ではめり込み部
全体にわたって同じ幅とみなす．接合部回転角 θ とめり込み長
さ xp4 の変形量の関係より式(4)，女木における水平方向のつり合いより式(5)が成り立ち，これらを展開した式(6)の二次方程式からめり込み長さ xp4 を得る．ここで，式(4)，(6)の引張剛性
Kt は文献 2)で算出した値を用いる．
xp4 2 yp4 Cy4 E⊥
4Z0∑ N4 =
(1 +
)θ
2Z0
3xp4
T
(h − xp4 )θ = δt =Kt
∑ N4 = T2
1 xp4 yp4 Cy4 E⊥
4Z0(h − xp4 )θ −(1 +)θ = 0
KT
2Z0
3xp4

(3)
(4)

と考え，めり込み抵抗 ΣN4 と ΣN5 における二次剛性を初期剛性の 1/2 と仮定すると，式(5)より式(10)が成り立ち，最大モーメ
ント時の接合部回転角 θu が得られる．一方，めり込み抵抗 ΣN1と ΣN3 は，引き抜きが生じてもめり込み変形への影響は小さい
ため，二次剛性は初期剛性の 1/8 とする．θu を用いて各めり込
み抵抗の回転中心軸までの距離から各抵抗要素の最大モーメントを求め，その合算から Mu が得られる．
2Tu − ∑ Ny4
(10)
θu =
∑ N4
 負回転は柱木口の竿上端部へのめり込み抵抗 ΣN1 と同部の摩擦力 μΣN1，柱木口の竿下端部へのめり込み抵抗 ΣN2，柱木口の女木の小根ほぞ下端部へのめり込み抵抗 ΣN3，男木上端部での(5)柱へのめり込み抵抗 ΣN4，女木下端部での柱へのめり込み抵抗(6)

ΣN5 をそれぞれ考慮する．

柱における水平方向のつり合いより式(7)が成り立ち，展開した

 鉛直方向のつり合いから式(1)，(2)を用いて ΣN2 を得る．ΣN5

Study on Bending Performance of Column-to-Beam Connection

Mikiya URAKUBO, Mitsuhiro MIYAMOTO,

with Sao-Shachi Joint for Traditional Wooden Buildings

and Yoshimitsu OHASHI

Part.2 Proposal of Evaluation Method−5−日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

はめり込み理論式を変形して式(11)で示し，yp5 = W とする．ま

回帰式 4)により算定し，めり込み強度 Fcv のみ基準値 1)を用いた，式(4)～(6)と同様に式(12)，(13)が成り立ち，めり込み長さた．また，推定値はトリリニアモデルとし，終局回転角は定め

xp5 を得る．

ないものとした．推定値と実験値を比較した結果，初期剛性，
2∑ N5 =

xp5 yp5 Cy5 E⊥
2Z0∑ N5 = T

(1 +

4Z0
)θ
3xp5

価式から得たモーメント回転角関係は竿車知継手を有する柱

(12)

2

1 xp5 yp5 Cy5 E⊥
4Z0(1 +)θ = 0KT
2Z0
3xp5(h − xp5 )θ −降伏モーメント，二次剛性，最大モーメントは概ね合致し，評(11)－梁接合部の回転挙動を再現できたと判断できる．また，梁成が大きくなるにつれて推定値のモーメントが実験値のモーメ(13)ントより大きくなる傾向があった．これは，実験では梁成が大柱における水平方向のつり合いより式(14)が成り立ち，展開しきくなるにつれて様々な破壊モードが複合的に発生し，女木がた二次方程式から ΣN4 のめり込み長さ xp4 を得る．

開きやすくなったことが要因と考えられる．

∑ N4 = ∑ N5 − μ ∑ N1

4. 結論

(14)

本報では，竿車知継手を有する柱－梁接合部の曲げ性能評価

接合部全体の降伏モーメント My，最大モーメント Mu，最大モ式を構築し，実大実験結果と比較した結果，推定値と実験値はーメント時の接合部回転角 θu は正回転と同様に求めることが概ね一致した．

できる．

参考文献
1) 一社)日本建築学会：木質構造理論，pp.98-102，2010.122) 浦久保ら：伝統構法木造建築物に用いられる竿車知継手を有する柱－梁接合部の引張性能に関する研究，日本建築学会技術報告集，Vol.29，No.73，pp.1268-1272，2023.103) 北守ら：雇い竿車知栓留め柱－梁接合部の曲げ評価式 伝統構法における雇い竿車知栓留め
柱－梁接合部の力学性能 その 2，日本建築学会構造系論文集，Vol.83，No.748，pp.859-867，
2018.6
4) 一社)日本建築学会：木質構造接合部設計マニュアル，p.105，254，2010.9
5) 浦久保ら：伝統的木造建物に用いられる柱－梁接合部の力学的性能に関する実験的研究 その 1 竿車知継手の曲げ性能，日本建築学会大会学術講演梗概集(北海道)，pp.231-232，2022.7

3. 実験値との比較
前節の評価式に試験体の各部寸法と物性値を代入して算出した結果を表 1，推定値と実験値を比較したグラフを図 2 にそれぞれ示す．なお，表 1 の SS1～SS3 試験体の各部寸法は既報
5)，SS4～6 試験体の各部寸法は前報を参照した．物性値は密度

表 1 推定値の算定結果

xp5

xp5

正回転

d
f

(a) 正回転(b) 負回転
図１ 竿車知継手を有する柱―梁接合部の力学モデル
実験値

42-0.2 -0.15 -0.1 -0.05-2 0

0.05

0.1

0.15

0.2

-4
-6
-8
接合部回転角θ [rad](a) SS1
4
2
0.05

0.1

0.15

0.2

-4
-6
-8
接合部回転角θ [rad](d) SS4モーメントM [kNm]

モーメントM [kNm]

6-0.2 -0.15 -0.1 -0.05-2 0

SS4

SS5

SS6

20.3

12.2

16.2

20.3

Pt

kN

28.2

37.6

47.0

28.2

37.6

47.0

Dv

mm

2.32

2.32

2.32

2.32

2.32

2.32

K θ kNm/rad

136

248

414

165

282

457

My

kNm

2.13

3.65

5.67

2.37

3.94

6.05

負回転

α

-

0.946

0.946

0.945

0.946

0.946

0.946

Mu

kNm

5.44

8.9

13.3

5.86

9.34

13.8

θy

rad

0.0156 0.0147 0.0137 0.0143 0.0140 0.0132

θu1

rad

0.0794 0.0644 0.0547 0.0758 0.0615 0.0523

K θ kNm/rad

125

241

416

148

269

452

My

kNm

1.98

3.57

5.69

2.13

3.79

6.00

α

-

0.949

0.946

0.943

0.950

0.947

0.945

Mu

kNm

5.09

8.50

12.8

5.41

8.83

13.2

θy

rad

0.0158 0.0148 0.0137 0.0145 0.0141 0.0133

θu1

rad

0.0720 0.0575 0.0483 0.0688 0.0549 0.0461

推定値

12
10
8
6
4
2
0
-0.2 -0.15 -0.1 -0.05-2 00.05 0.1
-4
-6
-8
-10
-12
接合部回転角θ [rad]

15

0.15

0.2

10

5
0
-0.2 -0.15 -0.1 -0.05 0
-5

10
8
6
4
2
0
-0.2 -0.15 -0.1 -0.05-2 00.05 0.1
-4
-6
-8
-10
接合部回転角θ [rad]

0.05

0.1

0.15

0.2

0.1

0.15

0.2

-10
-15
接合部回転角θ [rad](b) SS2

8

0

SS3

16.2

(c) SS3
15

0.15

0.2

モーメントM [kNm]

0モーメントM [kNm]

モーメントM [kNm]

6

SS2

12.2

Kt

θ

8

SS1
kN/m

試験体No.

xp4

モーメントM [kNm]

xp4

10

5
0
-0.2 -0.15 -0.1 -0.05 0-5(e) SS5
図２ 推定値と実験値の比較結果

0.05

-10
-15
接合部回転角θ [rad](f) SS6*1 香川大学大学院創発科学研究科 大学院生

*1 Graduate Student, Graduate School of Science for Creative Emergence, Kagawa Univ.

*2 香川大学創造工学部 准教授・博士(工学)*2 Assoc. Prof., Faculty of Engineering and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng.

*3 東京都市大学 名誉教授 工博*3 Prof. Emeritus, Tokyo City University, Dr. Eng.

−6−

4

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

伝統構法木造建築物に用いられる竿車知継手を有する木造軸組架構の耐震性能に関する研究
2.構造
伝統構法
静的増分解析

7.木質構造
竿車知継手

正会員
同
同
同

e.伝統構法柱梁接合部○ 小森 瑞月*1
浦久保 幹也*2
宮本 慎宏*3
大橋 好光*4

1．はじめに
50 %下限値を用いて完全弾塑性モデルとした。既報 4)では梁成 300 mm のデータが除かれていたが、実験データ
竿車知継手を有する柱－梁接合部は、接合部の中で比を用いて特性値を求めた。その際、試験体数が 2 体であ較的耐力が大きく、耐震性能評価が重要であるが、竿車ったため、終局モーメント Mu は最小値、初期剛性 K は知継手を有する架構のモデル化手法は未確立である。本
平均値を用いた。竿車知継手は、柱の左右に回転バネを研究では、竿車知継手を有する木造軸組架構の梁寸法、設けているため、終局モーメント Mu、初期剛性 K 共に
柱間スパン、土塗壁強度、柱－梁接合部のモデル化手法
1/2 倍してそれぞれのバネの特性値とした。
の違いが荷重変形角関係に及ぼす影響を把握することを
土塗壁は圧縮力が作用する方向のみに水平方向の軸バ目的とする。
ネを配置した。既往の研究 6)を参考に、壁厚 80 mm を想
2．平面解析モデル
2 スパンの土塗垂れ壁を有する木造軸組架構を想定し、 定し、土塗壁のせん断性能は文化庁の指針 7)に基づく荷重変形角関係を下限値とし、同指針の 4 折れ線の各点を桁、土台及び左右の柱は 120×120 mm、中央の柱は 150
1.0 倍、2.0 倍、3.0 倍にした 3 種類とした（図 4）。
×150 mm とした。樹種はスギで、ヤング率は無等級製材
323．解析結果（E0 ＝ 7.0×10 N/mm ）を用いた。左右の柱－梁接合部
は小根ほぞ込栓、中央の柱－梁接合部は竿車知継手を想
荷重変形角関係の推定は汎用構造解析ソフト SNAP定した。解析モデル概要図を図 1 に示す。鉛直方向を TZ
Ver.8 を用いた非線形増分解析により行った。桁位置の変位を 0.01 mm 刻みで目標変形角 1/10 rad まで増分させた。
軸、水平方向を TX 軸とした 2 次元モデルで、桁、土台
図 5 に解析結果の一例を示す。それぞれ上段には各解析及び柱を線材置換し、柱と桁・土台接合部をピン接合とモデルの架構全体の荷重変形角関係、下段には各バネがした。
降伏するとき及び各柱が曲げ破壊するときの層間変形角解析パラメータと解析名称を表 1 に示す。柱－梁接合を示した。各柱の曲げ破壊の判定は、曲げ強度を基準値
部のモデルは、梁両端に軸バネと回転バネを設けたモデ（Fb = 22.2 N/mm2）とし、最小断面の断面係数を用いた。
ル A、柱－梁接合部に回転バネのみを設けたモデル R の竿車知の回転バネの降伏点は左右バネの合計値より算出
2 種類とした（図 1）。小根ほぞ込栓、竿車知継手の特性した。架構全体の荷重は、図 5(a)より梁成が大きくなる
値をそれぞれ表 2、3 に示す。引張抵抗は、それぞれ既往
1),2)
より、終局荷重 Pu は信頼水準 75 %の 95 %下ほど、図 5(b)より土塗壁強度が大きくなるほど、図 5(c)の実験
限値、初期剛性 K は信頼水準 75 %の 50 %下限値を用いよりスパンが大きくなるほど大きくなった。柱－梁接合て完全弾塑性モデルとした。なお、小根ほぞ込栓は、梁部のモデル化の違いで比較すると、R モデルでは、左右成が変化しても引張抵抗は変化しないと仮定し、梁成にの壁で折れ点が概ね一致しているが、A モデルでは、左
1)
関わらず同じ 180 mm の実験値 を用いた。竿車知継手の壁の折れ点の方が右の壁よりも変形角が小さくなっては柱径が変わっても引張性能は変化しないと仮定し、柱おり、R モデルの方が A モデルよりも架構全体の最大荷径 120×120 mm の実験値 2)を用いた。圧縮抵抗は文献 3)
重が大きくなった。最大荷重時の層間変形角は、A モデ
2
より、部分圧縮の基準強度（Fcv = 6.0 N/mm ）を用いて終ルよりも R モデルの方が小さく、土塗壁強度、柱間スパ
局荷重 Pu、初期剛性 K を求め、それぞれ完全弾塑性モデンが大きくなるほど差が大きいが、梁成の影響は小さい。
ルとした。図 2、3 に示すように、柱のめり込み方向の材
引張軸バネは、左の小根ほぞが土塗壁強度 1 倍のモデル
成 Z0 がほぞ穴部分とほぞ穴以外の部分で異なっており、 全部と柱間スパン 1820 mm かつ土塗壁強度 2 倍のモデ
それに伴い圧縮抵抗も異なるため、ほぞ穴部分の圧縮抵
ル以外のモデルで降伏し、右の小根ほぞが柱間スパン
抗を圧縮バネⅠ、ほぞ穴以外の部分の圧縮抵抗を圧縮バ
1820 mm 及び 2730mm かつ土塗壁強度 1 倍のモデル以ネⅡとし、それぞれで求めた。目違いによる材成の違い
外で降伏した。圧縮軸バネはいずれのモデルでも降伏しは考慮しなかった。回転抵抗は、引張バネと同様に、そなかった。回転バネはすべてのモデルで左の小根ほぞ、
4),5)
れぞれ既往の実験 より、終局モーメント Mu は信頼水
右の小根ほぞが降伏し、梁成 180 mm かつ柱間スパン
準 75 %の 95 %下限値、初期剛性 K は信頼水準 75 %の3640 mm かつ土塗壁強度 3 倍のモデル以外で竿車知がStudy on Seismic Performance of Wooden Frame
with Sao-Shachi-Joint for Traditional Wooden Buildings

Mizuki KOMORI，Mikiya URAKUBO,
Mitsuhiro MIYAMOTO and Yoshimitsu OHASH−7−

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

降伏した。概ね小根ほぞ左、小根ほぞ右、竿車知の順で降伏した。
降伏時の変形角は、回転バネでは土塗壁強度、
柱間スパンが大きくなるほど大きくなり、引張バネでは
土塗壁強度、
柱間スパンが大きくなるほど小さくなった。
柱は、接合部の各バネが降伏するより先に曲げ破壊し、右、中央、左または右、左、中央の順であった。
5．まとめ
本研究では、竿車知継手を有する鉛直構面モデルを構築し、パラメータを変えて静的増分解析を行い、各パラ
圧縮軸バネⅠ

土塗壁

圧縮軸バネⅡ

メータの違いが推定結果に及ぼす影響を把握した。
参考文献
1) 海瀬ら：胴付き小根ほぞ差し仕口の引張抵抗性能に関する実験的検討，第 25 回木質構造研究会技術発表会 技術報告集，pp.5-8，2021.122) 浦久保ら：伝統構法木造建築物に用いられる竿車知継手を有する柱－梁接合部の引張性能に関する研究，日本建築学会技術報告集，Vol.29，No73，pp.1268-1272，2023.10
3) 社団法人日本建築学会：木質構造基礎理論，pp.98-101，2010.12
4) 伝統構法データベース検討委員会：1.2 柱梁横架材 接合部・仕口（通し柱）伝統的構法データベース，<http://www.denmoku-db.jp/files/libs/212/201805241741156853.pdf>，2024.01.11 参照5) 浦久保ら：伝統構法木造建築物に用いられる竿車知継手を有する柱－梁接合部の曲げ性能に関する研究 その 1 実大静的加力実験結果，日本建築学会四国支部研究報告集（2024.03
発表予定）6) 佐藤ら：柱- 水平材接合部の引張性能が土塗垂壁を有する木造軸組架構の耐震性能に及ぼす影響，日本建築学会構造系論文集, Vol.87，No798，pp.759-769，2022.8
7) 文化庁文化財部：重要文化財（建造物）耐震基礎診断実施要領，pp.12-13，2012.10

土塗壁

土塗壁

土塗壁

回転バネ
引張軸バネ

圧縮軸バネ
（土塗壁）

小根ほぞ込栓竿車知継手

小根ほぞ込栓小根ほぞ込栓竿車知継手

小根ほぞ込栓TZ

TX(a) モデル A

120

18 18

H/2

240
300

15 27 66 27 15

45 30 45120

H/2 H/2

30

66

180

車知栓

15

梁成300

H (mm)

表 1 解析モデルパラメータ

ほぞ穴部分（めり込み方向材成Z0 = 66 mm ）ほぞ穴以外
（めり込み方向材成Z0 = 150 mm ）
竿穴、考慮外部分

7.5

240

15

梁成180

梁成240

120

H

H/2 H/2120

H
18

15 120 15 120

ほぞ穴部分（めり込み方向材成Z0 = 78 mm ）ほぞ穴以外
（めり込み方向材成Z0 = 120 mm ）小根ほぞ穴部分

15

H/2

15

15

30

120

15

(b) モデル R

図 1 解析モデル

45 30 45

梁成180

梁成240
梁成300

H (mm)
180
240
300

150

めり込み方向めり込み方向図 2 小根ほぞ込み栓概要
図 3 竿車知継手概要
表 2 小根ほぞ込み栓特性値
梁成180
梁成240
梁成300

引張軸バネ
P u (kN) K (kN/mm)
11.4
10.3
11.4
10.3
11.4
10.3

梁成180
梁成240
梁成300

圧縮軸バネⅠ
P u (kN) K (kN/mm)
6.78
4.85
9.72
6.46
12.8
8.08

引張軸バネ
P u (kN) K (kN/mm)
23.5
38.7
30.3
51.5
35.3
76.7

パラメータ

仕様
120×180mm
梁寸法
120×240mm
120×300mm
1820mm
柱間スパン
2730mm
3640mm
1倍
土塗壁強度
2倍
3倍
モデルA
柱－梁接合部
モデルR

モデル名

180
240
300
1820
2730
3640
W1
W2
W3
A
R

解析モデル名（例）180 - 1820 - W1 - A
(1)

(2)

(3)

(4)

(1)梁成を表す。

(2)柱間スパンを表す。
(3)土塗壁強度を表す。
(4)柱－梁接合部のモデル名を示す。

圧縮軸バネⅡ
回転バネ（柱左）回転バネ（柱右）P u (kN) K (kN/mm) M u (kNm) K (kNm/rad) Mu( kNm) K (kNm/rad)
66.8
35.7
0.650
59.1
2.01
163
89.1
42.0
1.01
72.8
1.94
157
111
48.3
1.02
26.6
3.35
100

表 3 竿車知継手特性値
圧縮軸バネⅠ
P u (kN) K (kN/mm)
5.82
4.77
8.85
6.68
12.0
8.59

圧縮軸バネⅡ
回転バネ（正方向）
P u (kN) K (kN/mm) M u (kNm) K (kNm/rad)
64.2
36.0
2.54
54.0
87.6
41.9
3.43
81.9
111
47.8
2.94
111

図 4 土塗壁荷重変形角関係

図Ａ(a) 梁成をパラメータ*1 香川大学創造工学部 学部生*2 香川大学大学院創発科学研究科 大学院生
*3 香川大学創造工学部 准教授／博士（工学）*4 東京都市大学 名誉教授／工博(b) 土塗壁強度をパラメータ
図 5 解析結果

(c) 柱間スパンをパラメータ*1 Undergraduate Student, Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ.
*2 Graduate Student, Graduate School of Science for Creative Emergence, Kagawa Univ.
*3 Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng．
*4 Honorary Professor, Tokyo City Univ., Dr.

−8−

5

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

社寺建築物における鉛直軸力の影響を考慮した柱－頭貫接合部の耐震性能に関する研究
2.構造
社寺建築物
めり込み

7.木質構造耐震性能評価鉛直軸力

e.伝統構法頭貫

正会員
正会員

1．はじめに
社寺建築物に用いられる柱－頭貫接合部は，鉛直軸力によって耐震性能が変化する特徴を持つ．本研究では，既往のめり込み理論 1) を用いて，柱－頭貫接合部の曲げモーメント抵抗の推定式を提案し，実験結果 2) との比較から，その妥当性を検証する．
2．推定式の導出既報 2) と同仕様の柱－頭貫接合部（図 1）において，頭貫に曲げモーメント𝑀𝑀�� ，𝑀𝑀�� が生じ，柱－頭貫接合部に抵抗モーメント𝑀𝑀� が生じるため，式(1)が成り立つ．
𝑀𝑀�� + 𝑀𝑀�� = 𝑀𝑀�(1)
抵抗モーメント𝑀𝑀� は，頭貫が右側の柱側面へめり込
むことで生じる反力（青色矢印），めり込みに伴う摩擦力の反力（赤色矢印），鉛直軸力（緑色矢印）の 3 つの力を
回転中心回りで足し合わせることで求まる．回転中心の位置は，実験時の観察 2) で，柱頭の割裂破壊が生じる場
合を除いて，柱頭と大斗が角で接していたことから，図1 において柱の右角上部とする．回転中心が柱の右角上部であることから，図 1 の左側面において三角形変位め
り込みは生じず，柱の上面の一点で接すると仮定する．
頭貫が右側の柱側面へめり込むことで生じる反力（青色矢印）によるモーメント抵抗を，既往のめり込み理論
1)を用いて算出する．図 2 のピンクで示した柱の欠き込
みには三角形変位めり込みが生じており，加圧面直下の反力𝑁𝑁� と繊維直交方向余長部の反力𝑁𝑁� を足し合わせた
接触面全体の反力（式(2)(3)）と，繊維方向余長部分の反力𝑁𝑁�� （式(4)）に分けられる．反対の側面では，水平方向の力の釣り合いより，合力𝑁𝑁� + 𝑁𝑁� + 𝑁𝑁�� が作用する．
従って，めり込み抵抗の反力によるモーメント抵抗𝑀𝑀�
は，各反力に回転中心からの距離を乗じて式(5)で表せる．
𝑥𝑥�� 𝑦𝑦� 𝐶𝐶� 𝐸𝐸� 𝜃𝜃�(2)𝑁𝑁� + 𝑁𝑁� =
2𝑍𝑍�

図1

○綱島芽吹*1
宮本慎宏*2𝐶𝐶� = 1 +

正会員

����
����
2𝑍𝑍�
�
�
(2 − 𝑒𝑒 ��� − 𝑒𝑒 ��� )3𝑛𝑛𝑦𝑦�

宇都宮直樹*3(3)��2𝑥𝑥� 𝑦𝑦� 𝐸𝐸� 𝜃𝜃�� �(4)(1 − 𝑒𝑒 ��� )32(5)𝑀𝑀� = 𝑥𝑥� �𝑁𝑁� + 𝑁𝑁� � + 𝑥𝑥� 𝑁𝑁��3𝑥𝑥� は頭貫成 130 mm，𝑦𝑦� は柱の欠き込み幅 12 mm，𝐶𝐶� は
縁距離効果係数，𝑍𝑍� は欠き込みを除いた柱幅 160 mm，𝑥𝑥� は頭貫の下面から柱脚までの長さ 1770 mm，𝑦𝑦� は柱の欠き込みから側面までの長さ 50 mm，𝑦𝑦� は柱の欠き込み
から側面までの長さ 0 mm，𝜃𝜃� は接合部の回転角，𝐸𝐸� は
実験後の K-1S-5 から切り出した木片で実施した材料実験結果より，全面横圧縮ヤング係数 260 N/mm2，𝑛𝑛は繊維方向に対する繊維直交方向の置換係数 6 とする．
めり込みに伴う摩擦力の反力（赤色矢印）によるモー
メント抵抗𝑀𝑀� は式(6)で求められる．また，めり込み抵抗に伴って生じる摩擦力𝐹𝐹は式(7)で求められる．
𝑀𝑀� = 𝑍𝑍� 𝐹𝐹(6)
𝐹𝐹 = 𝜇𝜇(𝑁𝑁� + 𝑁𝑁� + 𝑁𝑁�� )(7)

𝑁𝑁�� =

𝜇𝜇は摩擦係数とし，滑り摩擦のため，𝜇𝜇＝0.4とする．
鉛直軸力（緑色矢印）によるモーメント抵抗𝑀𝑀� は式(8)から求められる．柱が頭貫下面に対してめり込む範囲は微小であったことから，頭貫下面のめり込み反力は考慮しない．そのため頭貫下面には，鉛直軸力による，柱からの垂直抗力のみが作用すると考える．
𝐵𝐵𝐴𝐴�
𝑀𝑀� =
𝑊𝑊
(8)
2𝐴𝐴�
𝐵𝐵は柱幅 180 mm，𝑊𝑊は柱 1 本あたりの鉛直軸力，𝐴𝐴� は大斗と接する頭貫の表面積 1.06×104 mm2，𝐴𝐴� は柱の断面積 3.24×104 mm2 とする．
以上より，柱－頭貫接合部における抵抗モーメント𝑀𝑀� は，式(9)から求められる．

柱－頭貫接合部の力の釣り合い

図2

Study on Seismic Performance of Column-to-Kashiranuki Connection
in Shrines and Temples Considering Vertical Axial Force
−9−

各寸法

TSUNASHIMA Mebuki, MIYAMOTO Mitsuhiro
and UTSUNOMIYA Naoki

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

𝑀𝑀� = 𝑀𝑀� + 𝑀𝑀� + 𝑀𝑀�(9)
また，降伏回転角𝜃𝜃� は式(10)～(14)で求められる．
𝑍𝑍� 𝐹𝐹�𝜃𝜃� =(10)𝑥𝑥� 𝐸𝐸� �𝐶𝐶� 𝐶𝐶� 𝐶𝐶�� 𝐶𝐶��
��
��
2𝑍𝑍�
� �
� �
𝐶𝐶� = 1 +(2 − 𝑒𝑒 ��� − 𝑒𝑒 ��� )
(11)
3𝑥𝑥�
4𝑍𝑍�
𝐶𝐶�� = 1 +
(12)
3𝑥𝑥�
4𝑍𝑍�
𝐶𝐶�� = 1 +(13)
3𝑛𝑛𝑦𝑦�

𝐹𝐹� = 0.8 × 𝐹𝐹��
(14)
𝐶𝐶� は端距離効果係数，𝐶𝐶�� ,𝐶𝐶�� は余長が無限大であると
きの𝐶𝐶� ,𝐶𝐶� ，𝑥𝑥� は三角形変位めり込みのため 0 mm，𝐹𝐹� は縁端距離を無限大としたときのめり込み降伏応力度，𝐹𝐹��
は実験後の K-1S-5 から切り出した木片で実施した材料
実験結果より，部分圧縮強度 9.36 N/mm2 とする．
3．推定式と実験結果 2)の比較
比較対象の柱－頭貫接合部の実験結果 2) は，1 スパンの場合，K-1S 試験体の荷重から C-1S 試験体の荷重を減じて，柱－頭貫接合部の箇所数 2 で除し，曲げモーメン
トに換算して求める．2 スパンの場合，K-2S 試験体の荷重から C-1S 試験体の 1.5 倍の荷重を減じて，柱－頭貫接合部の箇所数 3 で除して求める．推定式の二次剛性の算出には，材料実験の部分圧縮試験の剛性比より，7.18
×10 -2 を用いる．ただし，鉛直軸力によるモーメントは二次剛性に影響しないため，二次剛性の算出においては考慮しない．また，図 2 のピンクで示した柱の欠き込みと頭貫の間に隙間が無いと仮定しているが，実際の試験
2
1.6
1.4
1.2
1

1.8
曲げモーメント(kN・m)

0.8
0.6
0.4

1.4
1.2
1
0.8

0.2
0

0.08

0

0.02
0.04
0.06
接合部回転角(rad)(a) K-1S-5

K-1S-5K-1S-10K-1S-20

K-2S-5K-2S-10K-2S-20

実験結果 [kN・m / rad]

49.6

48.6

54.6

32.5

50.1

48.2

[kN・m / rad]

140

167

223

140

167

223

0.334

0.290

0.245

0.233

0.299

0.216

0.08

推定式

低減係数

(b) K-1S-10

0.270

平均

2

2

2

1.8

1.8

1.8

1.6

1.6

1.6

1.6

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4

曲げモーメント(kN・m)

2
1.8

曲げモーメント(kN・m)

曲げモーメント(kN・m)

加工精度による初期剛性の低減係数

0.4

0

0.02
0.04
0.06
接合部回転角(rad)

表1

0.6

0.2
0

参考文献
1) 日本建築学会：木質構造基礎理論，pp.101-103, 2010.122) 綱島芽吹，宮本慎宏，宇都宮直樹：社寺建築物における木造軸組架構の耐震性能評価に関する実験的研究，日本建築学会大会学術講演梗概集（関西），構造Ⅲ，pp.183-184，2023.07

1.6

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4

0.2

0.2

0.2

0

0

0

0

0.02
0.04
0.06
接合部回転角(rad)0.08(c) K-1S-20
図3

0

0.02
0.04
0.06
接合部回転角(rad)曲げモーメント(kN・m)

曲げモーメント(kN・m)

2

実験結果
推定式
ME
MF
MW

1.8

体では部材加工の精度によって若干の隙間が生じており，初期剛性が低下することが考えられる．そのため，
実験結果の初期剛性を推定式の初期剛性で除した値を，施工精度による低減係数と定義し，平均値を推定式に乗じる（表 1）．
比較結果を図 3 に示す．推定式に基づく算出結果は，
K-1S-10，K-1S-20 は概ね一致した．K-1S-5 は，降伏後の曲げモーメントは概ね一致しているものの，初期剛性が安全側の評価となった．K-2S-5 と K-2S-20 は，初期剛性は概ね一致しているものの，降伏曲げモーメントが危険側評価となった．K-2S-10 は全体的に安全側の評価となった．初期剛性の差異が生じた要因として，低減係数のばらつきによる影響が挙げられる．曲げモーメントの差異が生じた要因として，図 2 の緑で示した頭貫側面と柱側面の摩擦の影響が考えられる．施工精度や乾燥収縮の影響によって隙間の大きさが変化することで，摩擦の大きさも変化する．頭貫側面と柱側面の摩擦を一律に評価することは難しく，推定式では考慮していないため，一部の試験体で安全側の評価となった．さらに，材料定数のばらつきの影響も考えられる．材料実験は，試験終了
後の K-1S-5 の頭貫から切り出した木片を用いており，すべての試験体の材料定数を網羅しているとは言えな
い．以上より，推定式では考慮していない頭貫側面と柱側面の摩擦，および材料定数のばらつきにより，実験結果との差異が生じたと考えられる．
4．まとめ
めり込み理論 1) を用いて，柱－頭貫接合部の曲げモーメントを推定したところ，実験結果 2) と概ね一致した．
ただし，推定式では考慮していない頭貫側面と柱側面の摩擦や，材料定数のばらつきによって差異が生じた．

0.08

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2

0

0.02
0.04
0.06
接合部回転角(rad)

0.08

0

(d) K-2S-5(e) K-2S-10柱－頭貫接合部における曲げモーメント回転角関係の比較*1 香川大学大学院 創発科学研究科 大学院生
*2 香川大学 創造工学部 准教授・博士（工学）*3 近畿職業能力開発大学校 建築施工システム技術科教授

博士（工学）

0

0.02
0.04
0.06
接合部回転角(rad)

(f)

0.08

K-2S-20*1 Graduate Student, Graduate School of Science for Creative Emergence, Kagawa Univ.
*2 Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng.
*3 Prof., Dept. of Architectural System Technology, Kinki Polytechnic College, Dr. Eng.

− 10 −

6

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 11 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 12 −

7

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

社寺建築物の木造軸組架構における加算則に関する研究
その 3 荷重変形角関係の減算結果に基づく各接合部の評価結果
2．構造
社寺建築物
加算則

7.木質構造
木造軸組架構e.伝統構法
耐震性能評価

正会員
非会員
正会員

1. はじめに既報その 21)では，その 12)で行った静的加力実験で計測した各接合部のモーメントを解析モデルに反映させた
静的増分解析結果，各復元力特性の加算結果，実験結果の比較を行い，木造軸組架構の加算則が成立することを示した．本報では，ダボ無し落とし込み板壁を有する木造軸組架構における加算則を検証することを目的とする．
まず，要素数の異なる試験体間で荷重変形角関係を減じることで各接合部の負担荷重を算出し，接合部箇所数で比較することにより，接合部の左右の柱への接続条件が及ぼす影響を把握する．次に，既報その 1 の試験体に加えてダボ無し落とし込み板壁を有する試験体3)を分析対象とし，計測した各接合部のモーメントを比較すること
で，板壁の有無が及ぼす影響を把握する．
2. 荷重変形角関係の減算
2 章では，図1に示す試験体のうち，W-1S，W-2S を除いた試験体を分析対象とする．各接合部の仕様を図2に示す．柱－通し貫接合部については，U-1S，A-1S の荷重から K-1S の荷重，U-2S，A-2S の荷重から K-2S の荷重をそれぞれ減じ，U-1S，U-2S，A-1S，A-2S の柱－通し貫接合部の負担荷重をそれぞれ算出する．柱－頭貫接合部については，K-1S の荷重から C-1S の荷重，K-2S の荷重
から C-1S の荷重を 1.5 倍した値をそれぞれ減じ，K-1S，
K-2S の柱－頭貫接合部の負担荷重を算出する．
接合部の種類ごとに減算結果を比較して図3に示す．柱－通し貫接合部の場合，最大荷重で比較すると，U-1S から K-1S を減じた結果(以下 U-1S－K-1S)，A-2S から K-2Sを減じた結果(以下 A-2S－K-2S)は，A-1S から K-1S を減じた結果(以下 A-1S－K-1S)に対して，それぞれ 1.80 倍，
2.00 倍となった．U-2S から K-2S を減じた結果(以下 U-2S
－K-2S)は，それぞれ U-1S－K-1S に対して 1.97 倍，A-2S－K-2S に対して 1.77 倍となった．各試験体の柱－通し
貫接合部の数と左右の柱への接続条件をもとに，片側のみが柱と接続している接合部が負担する荷重を，両側が柱に接続している接合部の 1/2 倍とすると，それぞれ
U-2S は柱－通し貫接合部 4 か所分，U-2S と A-2S は 2 か所分，A-1S は 1 か所分と考えられ，荷重の増加割合が接合部箇所数に対してほぼ比例関係にあることが分かる．
柱－頭貫接合部の場合，K-2S から C-1S の 1.5 倍を減じた結果(以下 K-2S－C-1S×1.5)は K-1S から C-1S を減じた結果(以下 K-1S－C-1S) に対して 1.51 倍となっている．

〇先田葵衣*1
内藤蓮*2
綱島芽吹*1

正会員
正会員

宮本慎宏*3
宇都宮直樹*4

既報1)にて柱－頭貫接合部は左右の柱への接続条件に関わらず同程度の荷重を負担することが明らかとなっているため，K-2S は柱－頭貫接合部 3 か所分，K-1S は 2 か所分と考えられ，荷重の増加割合が接合部箇所数に対してほぼ比例関係にあることが分かる．
3. 各接合部のモーメントの比較
3 章では，図1に示す試験体全てを分析対象とする．静的加力実験1),3)において，頭貫，内法貫，足固貫の上下面における，柱面から 200 mm 離れた位置にひずみゲージを設置した．計測したひずみと，試験体から切り出した木片を用いた材料実験で得た曲げヤング係数(C,K,A,U
試験体：8.98×103 N/mm2 ，W 試験体：頭貫 9.43×103
N/mm2，内法貫・足固貫 1.21×104 N/mm2)を用いて，各接合部のモーメントを算出した．
接合部のモーメントは，
ひずみゲージの貼り付け位置から線形補完して求めた．
算出した各接合部のモーメントを，接合部仕様別に合計し(以下，ひずみゲージ合計)，2 章で行った減算結果，計算値と比較した．その際，W-1S は 1/10 rad の加力サイ
クル時に柱脚の浮き上がりが生じたため，1/15 rad までのデータを使用した．W-2S の内法貫と足固貫は 1/10 radの加力サイクル時に通し貫の曲げ破壊が生じたため 1/15
rad までのデータ，U-2S，U-1S は 1/10 rad の加力サイクル時に通し貫の曲げ破壊が生じたため 1/15 rad までのデータ，A-2S は 1/15 rad の加力サイクルで通し貫の曲げ破壊が生じたため 1/20 rad までのデータをそれぞれ用いた．
減算結果は，試験体高さを乗じてモーメントに換算し，比較に用いた．柱－通し貫接合部の計算値は既往の設計
式4)を用いて算出した．このとき，通し貫下面において楔と接していない部分はめり込み抵抗しないと考え，めり込みの生じる長さを楔の端部までとした3)．柱－頭貫接合部の計算値は綱島らが提案した推定式5)を用いて算出した．計算値は接合部回転角モーメント関係で表されるが，今回の試験体では見かけのせん断変形角と接合部
回転角が等しいため2)，参考値としてそのまま重ねる．
比較結果を図4に示す．a)では，0.05 rad 時において，W-2S ひずみゲージ合計，U-2S ひずみゲージ合計は U-2S
－K-2S に対してそれぞれ 1.23 倍，1.20 倍となった．b)
では，0.05 rad 時において，U-2S ひずみゲージ合計の比
率は W-1S ひずみゲージ合計に対して 1.66 倍となった．
a)，b)どちらも，0.01 rad 時まで，減算結果，ひずみゲー
ジ合計と計算値が概ね一致し，0.05 rad 時には，a)の W-2S

Study on Addition Principle for Wooden Frame in Shrine and Temples
Part 3 Evaluation Results of Connections Based on
Subtraction of Load-Distortion Angle Relationship− 13 −

Aoi SAKITA，Ren NAITO
Mebuki TSUNASHIMA，Mitsuhiro MIYAMOTO
and Naoki UTSUNOMIYA

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

ひずみゲージ合計は計算値に対して 1.74 倍，b)では，U-1S
ひずみゲージ合計が計算値に対して 2.14 倍となった．c)
では，0.05 rad 時において，K-2S ひずみゲージ合計，W-2S
ひずみゲージ合計は K-2S－C-1S×1.5 に対してそれぞれ
1.59 倍，1.95 倍である．K-2S のひずみゲージ合計が計算
値とほぼ一致しており，W-2S ひずみゲージ合計，K-2S－C-1S×1.5 は計算値に対してそれぞれ 1.25 倍，0.64 倍となった．d)では，K-1S ひずみゲージ合計，W-1S ひず
みゲージ合計は K-1S－C-1S に対して，それぞれ 1.65 倍，
1.51 倍となった．K-1S のひずみゲージ合計，W-1S ひず
みゲージ合計が計算値とほぼ一致しており，K-1S－C-1S
は計算値に対して 0.64 倍となった．図4において，ひずみゲージ合計，減算結果，計算値の差は，材料定数や接合部の施工精度の影響によるものと考えられる．
ダボ無し落とし込み板壁を有する試験体と架構のみの試験体のひずみゲージ合計の比較より，両者の差が材料
定数や施工精度の影響によるものと考えられるため，ダ
ボ無し落とし込み板壁が接合部のモーメント抵抗に及ぼす影響は小さいと考察できる．また，ひずみゲージ合計と減算結果の比較より，両者の差は材料定数や施工精度の影響によるものと考えられ，計算値とも近い値となったことから，落とし込み板壁を有する社寺建築物の木造軸組架構においても，加算則が成立すると考えられる．
4. まとめ本研究では，荷重変形角関係の減算を行い，接合部の左右の柱への接続条件が接合部のモーメント抵抗に及ぼす影響を示した．また，ひずみゲージ合計，減算結果，計算値の比較結果より，ダボ無し落とし込み板壁が接合部のモーメント抵抗に及ぼす影響が小さいことを確認し，ダボ無し落とし込み板壁を有する社寺建築物の木造軸組架構においても，加算則が成立することを示した．
参考文献
1) 先田ら：社寺建築物の木造軸組架構における加算則に関する研究 その 2 各接合部の評価結果と加算則の検証，日本建築学会四国支部研究報告集，pp.15-16，
2023.05
2) 綱島ら：社寺建築物の木造軸組架構における加算則に関する研究 その 1 静的
載荷実験，日本建築学会四国支部研究報告集，pp.13-14，2023.05
3) 内藤ら：ダボ無し落とし込み板壁を有する木造軸組架構の耐震性能評価に関する研究，日本建築学会四国支部研究報告集，2024.03(発表予定)
4) 日本建築学会：木質構造接合部設計マニュアル，pp.254-256，275-276，2010.09
5) 綱島ら：社寺建築物における鉛直軸力の影響を考慮した柱－頭貫都合部の耐震性能評価に関する研究，日本建築学会四国支部研究報告集，2024.03(発表予定)

柱大斗a) C-1Sb) K-1Sc) A-1Sd) U-1Se) W-1S

貫

頭貫

ダボ
柱

f) K-2Sg) A-2Sh) U-2Si) W-2Sa) 柱－頭貫接合部

図1 試験体一覧
U-1S－K-1S(2か所分)

A-2S－K-2S(2か所分)

A-1S－K-1S(1か所分)

U-1S(ひずみゲージ合計)
A-2S(ひずみゲージ合計)
W-1S(ひずみゲージ合計)
8

12

7

3

1

0

0.05
見かけのせん断変形角γ(rad)K-2S－C-1S×1.5(3か所分)

2
1.5
1
0.5

0.05
見かけのせん断変形角γ(rad)

4
2
0

0.05
見かけのせん断変形角γ(rad)K-2S(ひずみゲージ合計)
W-2S(ひずみゲージ合計)

接合部のモーメントM(kNm)

2.5

0

6

0.1

b) 柱-頭貫接合部
図3 減算結果

K-2S－C-1S×1.5(減算結果)
計算値(頭貫推定式)

5
4
3
2
1

4
3.5

4
3
2
1
0

0

0.05
見かけのせん断変形角γ(rad)0.1c) 柱－頭貫接合部 3 か所分の比較結果

0.05
見かけのせん断変形角γ(rad)K-1S(ひずみゲージ合計)
W-1S(ひずみゲージ合計)

7

5

0

0.1

b) 柱－通し貫接合部 2 か所分の比較結果

8

6

U-1S－K-1S(減算結果)
A-2S－K-2S(減算結果)
計算値(通し貫設計式)

6

0

0.1

a) 柱－通し貫接合部 4 か所分の比較結果

K-1S－C-1S(2か所分)

3

0

8

0

0.1

a) 柱－通し貫接合部

10

接合部のモーメントM(kNm)

0

接合部のモーメントM(kNm)

14

5

2

荷重P(kN)U-2S－K-2S(減算結果)
計算値(通し貫設計式)

64b) 柱－通し貫接合部

図2 接合部詳細
U-2S(ひずみゲージ合計)
W-2S(ひずみゲージ合計)

接合部のモーメントM(kNm)

荷重P(kN)U-2S－K-2S(4か所分)

楔K-1S－C-1S(減算結果)
計算値(頭貫推定式)

3
2.5
2
1.5
1
0.5
0

0

0.05
見かけのせん断変形角γ(rad)0.1d) 柱－頭貫接合部 2 か所分の比較結果

図4 ひずみゲージによるモーメントの合計と減算結果，計算値の比較*1 香川大学大学院 創発科学研究科 大学院生

*1 Graduate Student, Graduate School of Science for Creative Emergence, Kagawa Univ.

*2 香川大学 創造工学部 創造工学科 学部生*2 Undergrad. Student, Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ.

*3 香川大学 創造工学部 准教授・博士（工学）*3 Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng*4 近畿職業能力開発大学校 建築施工システム技術科 教授・博士（工学）*4 Prof., Dept. of Architectural System Technology, Kinki Polytechnic College, Dr. Eng.

− 14 −

8

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

四国地方における木造戸建住宅の被害率推定のための地震動強さ指標に関する研究
その 2 観測記録の原波を用いた検討
2.構造
木造戸建住宅被害関数

2.振動
時刻歴応答解析
相関分析

c.地震動特性と評価
地震動強さ指標
スペクトル特性1.

序論
四国地方では南海トラフ地震による大きな被害が予測されている．被害関数を用いることで広範囲の被害率を面的に推定できる．既往の研究 1)で地震動のスペクトル特性が木造住宅の被害推定結果に影響を及ぼすことが指摘されていることから，既報 2)では，様々な周期帯の平均応答スペ
クトルを検討対象として四国地方の被害推定に用いる地震
動強さ指標を検討した．しかし，既報で使用した入力地震
動は過去の地震観測記録の PGV を基準化して作成した人工波であり，PGV とマグニチュードや継続時間との関係を考慮できていない．
以上を踏まえ，本報では，観測記録の原波を入力地震動
として時刻歴応答解析を行う．また，様々な周期帯の平均加速度応答スペクトル Sa に加え，一般的な地震動強さ指標である PGV, PGA, SI も検討指標とする．上記の指標を地震
動強さ指標とした被害関数をそれぞれ作成し，相関分析を行うことで，四国地方における木造戸建住宅の被害関数に用いる地震動強さ指標を検討することを本報の目的とする．
2. 時刻歴応答解析
対象建物は四国地方に現存する 2 階建て木造戸建住宅とする．解析モデルは上部構造評点 𝐼𝐼� の分布を基に建物耐力別に作成した既報 3)の 2 質点系モデルを使用した．既報で𝐼𝐼� 分布は，日本木造住宅耐震補強事業者協同組合から取得した四国地方の耐震診断結果の分布を対数正規近似し推定している．推定した 𝐼𝐼� 分布と各解析モデルの存在確率を図1 に示す．
入力地震動には，過去に発生した代表的な被害地震 4）の観測記録を用いた．1993 ~ 2023 年において，気象庁，地方公共団体，K-NET，KiK-net の強震観測網で計測震度 4.5 以上を観測した観測地点のうち，PGV が大きい方向の観測記録を選出し，
さらに PGV ≥ 25kine でスクリーニングした．
その結果得られた 1004 波の観測記録の原波を入力地震動とした．入力地震動の概要を表 1 に示す．表中の M はマグ
ニチュードを示す．また，入力地震動の減衰定数 20％に対する加速度応答スペクトル，
PGA と PGV の関係，
SI と PGVの関係を図 2～図 4 にそれぞれ示す。
時刻歴応答解析の条件は，減衰は初期剛性比例型，減衰定数 5%とした．解析方法は Newmark-β法（β=1/4）とし，積分時間間隔は各入力地震動のサンプリング間隔の 1/10

正会員
正会員
正会員

○濱岡美空*1
宮本慎宏*2
山﨑崇寛*3とした．時刻歴応答解析結果より，各階の最大層間変形角の最大値から被災度判定 5)を行った．本研究で対象とする
被災度は人命に大きく関わる大破以上と倒壊とする．
各入力地震動に対する被害率は，ある被災度を超過する耐力別解析モデルの存在比率の総和とした．被害関数は被災度ごと，検討する地震動強さ指標ごとに算定し，関数形は対数正規分布の累積分布関数とした．被害関数のパラメ
ータは，確率紙を用いて被害率と地震動強さ指標の関係を
最小二乗法により回帰することで算定した．
検討する地震動強さ指標は，既報 2)で検討した 0.1~2.5 秒
を 0.3 秒幅で分割した 8 周期帯の平均加速度応答スペクト
ルに加え，一般的な指標である PGA, PGV, SI とした．加速度応答スペクトル算出の際の減衰定数は，文献 6)より木造
建物が大きな被害を受けるときの等価粘性減衰に対応する20%とした．
3. 相関分析
以上の方法によって算出した 11 種類の地震動強さ指標とその被害関数の決定係数の関係を図 5 に示す．大破以上
は 1.0~1.3 秒平均加速度応答スペクトル，倒壊の判定は
1.3~1.6 秒平均加速度応答スペクトルで決定係数が最大となった．被災度により決定係数が高い周期帯が異なる理由
は，建物の塑性化によって固有周期が伸びるためと考える．
一般的な指標と上記の指標の決定係数を比較すると，
PGA の場合は両被災度とも大幅に決定係数が低くなり，
PGV の場合は大破以上が 0.14，倒壊が 0.056 程度低くなった．一方，SI の場合，両被災度ともに同程度であった．
これより，四国地方における木造戸建住宅の被害関数に用いる地震動強さ指標には，大破以上が 1.0~1.3 秒平均加速度応答スペクトル Sa 1.0~1.3 または SI，倒壊が 1.3~1.6 秒平均加速度応答スペクトル Sa 1.3~1.6 または SI が適していると考える．これらを地震動強さ指標とした被害関数を被災度
別に図 6，図 7 にそれぞれ示す．
4. 結論
本研究では，四国地方の木造戸建住宅を対象とし，過去の地震観測記録の原波を使用した時刻歴応答解析によって，被害関数の地震動強さ指標を検討した．その結果，地震動
強さ指標として，大破以上は 1.0 ~ 1.3 秒平均加速度応答ス
ペクトルまたは SI，倒壊は 1.3 ~ 1.6 秒平均加速度応答スペ
クトルまたは SI が適していることが明らかとなった．

Study on seismic ground motion intensity for estimation of damage rates of wooden
detached houses in the Shikoku region Part2 Examination based on the original
observed waves− 15 −HAMAOKA Miku, MIYAMOTO Mitsuhiro and YAMASAKI Takahiro

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

謝辞
本研究は科学研究費補助金基盤研究 C（22K04454，代表 宮本慎宏）
による補助を受けて実施されました．時刻歴応答解析では防災科学技術研究所，気象庁，地方公共団体の強震記録を使用させていただきました．上部構造評点のデータは日本木造住宅耐震補強事業者協力組合に提供していただきました．ここに謹んで深甚なる謝意を表します．
参考文献
1) 境有紀，纐纈一起，神野達夫：建物被害率の予測を目的とした地
震動の破壊力指標の提案，日本建築学会構造系論文集，vol.67，
No.555，pp.85-91，2002.05
2) 濱岡美空，宮本慎宏，山﨑崇寛：四国地方における木造戸建住宅の被害推定のための地震動強さ指標に関する研究，日本建築学会
四国支部研究報告集，第 23 号，pp.9-10，2023.05
1.6

平均：-0.540

10

標準偏差：0.5518

決定係数：0.947

0.6

6

0.4

4

0.2

2
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

図 1 解析モデルの存在確率

図 2 加速度応答スペクトル

3000

2000

SI (cm/s)

PGA (cm/s²)

200

1500
1000

150
100

500

50

0

0

0

100

200

PGV (cm/s)

300

0

100

200

300

図 4 SI と PGV の関係

1.0

Sa (大破以上)

0.8

PGA (大破以上)
PGV (大破以上)

0.6

SI (大破以上)

0.4

PGA (倒壊)
PGV (倒壊)0.0

100

μ：6.37

7.5

1

28

8.2

2

1994年三陸はるか沖地震

1994/12/28

21:19

プレート境界0

7.6

1

1995年兵庫県南部地震

1995/1/17

5:46

内陸地殻内

16

7.3

1

2000年鳥取県西部地震

2000/10/6

13:30

内陸地殻内

9

7.3

7

2001年芸予地震

2001/3/24

15:27

スラブ内

46

6.7

6

内陸地殻内

72

7.1

14

プレート境界

45

8.0

72

2003年十勝沖地震(最大余震)

2003/9/26

6:08

内陸地殻内

21

7.1

2

2004年新潟県中越地震

2004/10/23

17:56

内陸地殻内

13

6.8

28

2005年福岡県北西沖の地震

2005/3/20

10:53

内陸地殻内

9

7.0

8

2005年宮城県沖の地震

2005/8/16

11:46

プレート境界

42

7.2

9
8

2007年能登半島地震

2007/3/25

9:42

内陸地殻内

11

6.9

2007年新潟県中越沖地震

2007/7/16

10:13

内陸地殻内

17

6.8

7

2008年岩手・宮城内陸地震

2008/6/14

8:43

内陸地殻内

8

7.2

26

2008年岩手県沿岸北部の地震

2008/7/24

0:26

スラブ内

108

6.8

8

2009年駿河湾の地震

2009/8/11

5:07

スラブ内

23

6.5

12

2011年東北地方太平洋沖地震

2011/3/11

14:46

プレート境界

24

9.0

363

2011年茨城県沖の地震

2011/3/11

15:15

プレート境界

43

7.6

20

2011年長野県北部の地震

2011/3/12

3:59

内陸地殻内

8

6.7

7

2011年静岡県東部の地震

2011/3/15

22:31

内陸地殻内

14

6.4

4
57

2011年宮城県沖の地震

2011/4/7

23:32

スラブ内

66

7.2

2011年福島県浜通りの地震

2011/4/11

17:16

内陸地殻内

6

7.0

7

2013年淡路島付近の地震

2023/4/13

5:33

内陸地殻内

15

6.3

3

2014年長野県北部の地震

2014/11/22

22:08

内陸地殻内

5

6.7

6

2016年熊本県熊本地方の地震

2016/4/14

21:26

内陸地殻内

11

6.5

20

2016年熊本県熊本地方の地震

2016/4/14

22:07

内陸地殻内

8

5.8

3

2016年熊本県熊本地方の地震

2016/4/15

0:03

内陸地殻内

7

6.4

16

2016年熊本県熊本地方の地震

2016/4/16

1:25

内陸地殻内

12

7.3

68

2016年熊本県熊本地方の地震

2016/4/16

1:45

内陸地殻内

11

5.9

7

2016年熊本県阿蘇地方の地震

2016/4/16

3:55

内陸地殻内

11

5.8

1

2016年熊本県熊本地方の地震

2016/4/16

9:48

内陸地殻内

16

5.4

1

2016年茨城県北部の地震

2016/12/28

21:38

内陸地殻内

11

6.3

2

2018年大阪府北部の地震

2018/6/18

7:58

内陸地殻内

13

6.1

21

2018年北海道胆振東部地震

2018/9/6

3:07

スラブ内

37

6.7

21

2019年胆振地方中東部の地震

2019/2/21

21:22

内陸地殻内

33

5.8

4

2019年山形県沖の地震

2019/6/18

22:22

内陸地殻内

14

6.7

2

2021年福島県沖の地震

2021/2/13

23:07

スラブ内

55

7.3

67

2022年福島県沖の地震

2022/3/16

23:36

スラブ内

57

7.4

86

2022年石川県能登地方の地震

2022/6/19

15:08

内陸地殻内

13

5.4

2

2023年能登半島沖の地震

2023/5/5

14:42

内陸地殻内

12

6.5

100

50

500

1000

Sa1.0～1.3 (cm/s²)

1500

50

0

50

μ：4.95
σ：0.306

R ：0.685100

SI (cm/s)

150

200

50

0

(b) SI(a) Sa1.0~1.3
図 6 大破以上の被害関数

R 2：0.671

0

500

1000

1500

Sa1.3～1.6 (cm/s²)

2000

50

0

0

50

100

SI (cm/s)

150

200

(a) Sa1.3~1.6(b) SI
図 7 倒壊の被害関数
Graduate Student, Graduate School of Science for Creative Emergence, Kagawa Univ.
Assoc. Prof. , Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ. , Dr. Eng.
*3
Shikoku Research Institute Inc. , Dr. Eng.

*1

*1

*2

*2

香川大学大学院 創発科学研究科 大学院生
香川大学 創造工学部 准教授・博士（工学）*3(株)四国総合研究所 博士（工学）100

μ：6.692

R ：0.737

0

4
1004

σ：0.324

被害率 (%)

被害率 (%)

被害率 (%)

101

スラブ内

2

R ：0.739

0

スラブ内

22:22

σ：0.311

2

0

20:06

1994/10/4

合計

μ：4.48σ：0.359

1993/1/15

4:50

図 5 地震動強さ指標と決定係数の関係
100

1993年釧路沖地震
1994年北海道東方沖地震

18:24

SI (倒壊)周期帯 (s)

選定
地震動数

M

2003/9/26

Sa (倒壊)

0.2

震源深さ
(km)

2003/5/26

PGV (cm/s)

図 3 PGA と PGV の関係

発生機構

2003年宮城県沖の地震

250

2500

時刻

2003年十勝沖地震(本震)

0

上部構造評点 Iw

発生日

被害率 (%)

1

発生日時
地震名

12

存在確率

0.8

h = 0.20

存在確率 (%)

確率密度14

対数正規分布1.2

決定係数

表 1 入力地震動概要

16

1.4

0

3) 濱岡美空，山﨑崇寛，林莉穂，宮本慎宏，岡田将敏：建物被害推定に用いる加速度応答スペクトルの周期帯に関する研究（その3）
木造を対象とした検討，日本建築学会大会学術講演梗概集（北海道），構造Ⅱ，pp.399-400，2022.07
4) 気象庁，強震観測データ，
https://www.data.jma.go.jp/eqev/data/kyoshin/jishin/，2023 年 8 月 29
日アクセス5) 一般財団法人日本建築防災協会：2015 年改訂版震災建築物の被災度区分判定基準および復旧技術指針［木造編］，pp.10-27，2016.03
6) 境有紀：2011 年東北地方太平洋沖地震で発生した地震動と建物被害の対応性―建物の大きな被害をより正確に推定する地震動強さ
指標―，日本建築学会構造系論文集，第 78 巻，第 683 号，pp.3540，2013.01− 16 −

9

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

屋上構造物を有する事務所建物の振動特性に関する研究（その 4）通信鉄塔と建物の固有振動数の関係
2.構造
事務所建物
常時微動計測2.振動
屋上構造物

h.応答特性とその評価
振動特性

1．はじめに
本研究では，インフラ企業が多く所有する屋上に通信鉄塔などの構造物を有する事務所建物における耐震性能評価の精緻化を目指し，これらの建物の振動特性を把握することを目的とする．
本報その 4 では，通信鉄塔を有する事務所建物を対象として実施した常時微動計測の分析結果，および低層と中高層事務所建物における通信鉄塔と建物の固有振動数の比較
結果について示す．
2．対象建物
本研究では四国内に実在するインフラ企業の通信鉄塔を有する事務所建物 6 棟を対象とした．各建物の概要を表１に示す．そのうち，建物 B，C は SRC 造の中高層建物，建物 D，F および G は RC 造の低層建物，建物 E は S 造の低層建物である．
建物 B はその 2 1)に掲載のデータを用いる．
本報では建物 C ~ G を対象として，常時微動計測を行う．
3．常時微動計測
中層である建物 C はサーボ型速度計を 6 台用いて，設置
階数や計測方向を変えながら，図 1 に示す建物の各階および通信鉄塔の NS 方向および EW 方向の常時微動計測を実施した．低層である建物 D～G は，サーボ型速度計を 5 台
または 6 台用いて，計測方向を変えながら，図 2 に示す建物の各階および通信鉄塔の NS 方向および EW 方向の常時微動計測を実施した．微動計はどちらの計測も鉛直方向に概ね同位置となるよう配置した．
常時微動計測は業務に伴うノイズを少なくするために，執務者が少ない休日に実施し，200Hz のサンプリング周波数で各ケースにおいて 10 分以上行った．
4. 常時微動計測結果
地盤面の振動に建物が影響している可能性があるため，各階・各方向の計測結果に 0.1~20Hz のバンドパスフィルタ
処理を行い，高速フーリエ変換によりフーリエスペクトルを算定した．建物と通信鉄塔それぞれについて，フーリエスペクトルの共通ピーク振動数から固有振動数の同定を行った．
建物 C の建物部分および通信鉄塔部分のフーリエスペク
トルを図 3 に示す．低層となる建物 D～G において算定した建物部分および通信鉄塔部分のフーリエスペクトルを図4 および図 5 にそれぞれ示す．図 3，図 4 および図 5 より，

準会員
正会員
正会員

○黄昊*1
宮本慎宏*2
山﨑崇寛*3

正会員
正会員

木戸智之*4
林莉穂*4

建物 D，E，G の建物部分のフーリエスペクトルにおいては，通信鉄塔の一次固有振動数のピークが見られる．
また，
その 2 1)と図 3 より，建物 B，C は建物部分のフーリエスペ
クトルに通信鉄塔部分の一次固有振動数のピークが見られない．以上より，通信鉄塔を有する事務所建物において中高層建物より低層建物の方が通信鉄塔の振動の影響を受けやすい傾向にあることが確認できた．また，建物 C，E の通信鉄塔のフーリエスペクトルにおいては，建物の一次固有振動数のピークが見られ，通信鉄塔と建物の振動が相互に影響していることが確認できた．
通信鉄塔を有する事務所建物において，通信鉄塔と建物の一次固有周期の関係性を確認する．図 3，図 4 および図5 に示す常時微動計測から算定した建物 C～G の微動計測
結果と，その 2 1)の建物 B の結果を表 1 に示す．表 1 より，
RC 造および SRC 造建物は，建物 C を除いて，建物に対する通信鉄塔の一次固有周期比（以下，周期比）は 1 以上で，通信鉄塔の一次固有周期が建物より長くなった．建物 C のみ周期比が 1 未満になったが，これは通信鉄塔種類が他と異なることが要因と考える．S 造建物は，通信鉄塔と建物の周期比が 1 未満で，通信鉄塔の一次固有周期が建物より短いことが確認できた．
通信鉄塔と建物の一次固有周期とそれぞれの高さの関係を図 6 に示す．図 6 より，計測から算定した建物と通信鉄塔の一次固有周期が，建物の設計用一次固有周期および塔状構造部の固有周期の推定式 2)の直線付近に分布していることが確認できた．
5．まとめ
本報告では，通信鉄塔を有する事務所建物を対象として実施した常時微動計測結果の分析，および低層と中高層事務所建物における通信鉄塔と建物の固有振動数の比較を行った．その結果，通信鉄塔を有する建物において，低層建物の方が高層建物よりも通信鉄塔の振動が建物の振動に及ぼす影響が大きいこと，および常時微動計測の計測結果と推定値が概ね一致することが確認できた．
参考文献
1) 武田ら：屋上構造物を有する事務所建物の振動特性に関する研究（その 2）常時微動計測結果と地震観測結果，日本建築学会四国支部研究報告集，第 23 巻，pp.3-4，2023.05
2) 佐武直紀：塔状構造物の振動実測データに基づく固有周期・減衰定数の傾向分析，日本建築学会大会学術講演梗概集（東海），pp.1113-1114，
2012.09

Study on vibration characteristics of office buildings with rooftop structures
HUANG Hao, MIYAMOTO Mitsuhiro, YAMASAKI Takahiro,(Part4) Relationship between natural frequencies of telecommunication steel towers and buildings
KIDO Tomoyuki and HAYASHI Riho

− 17 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

表 1 常時微動計測結果
建物 地震用高さ 建物(m) 重量(t)

鉄塔
種類

8階
耐震壁付き
アングル
31.0 1.67×104
46.6 32.6 0.476 0.444
SRC造
建て
ラーメン構造
タイプ
7階
耐震壁付き
シリンダー
25.7 1.78×104
14.0 不明 0.360 0.311
SRC造
建物C
建て
ラーメン構造
タイプ
2階
耐震壁付き
アングル
11.5 1.34×103
24.0 10.6 0.360 0.360
RC造
建物D
建て
ラーメン構造
タイプ
3階
アングル
3
16.6 8.70 0.281 0.301
S造 ラーメン構造 7.85 1.86×10
建物E
建て
タイプ
2階
耐震壁付き
アングル
7.50 1.27×103
22.0 11.9 0.161 0.164
RC造
建物F
建て
ラーメン構造
タイプ
3階
耐震壁付き
アングル
10.4 1.83×103
14.2 12.1 0.140 0.132
RC造
建物G
建て
ラーメン構造タイプ

建物B

0.538 0.552 1.13 1.24
0.266 0.266 0.739 0.856
0.445 0.445 1.24 1.24
0.228 0.223 0.811 0.739
0.315 0.306 1.95 1.87
0.183 0.183 1.30 1.38

:常時微動計設置位置

24,000CH6CH516,550

CH4

CH1

CH2

CH1

(a) 建物 D（北側）

7,500

CH2

7,850

CH2

CH4
CH3

CH3

11,500

CH3

2FL
鉄塔中部

CH5

CH4

CH4

1FL
鉄塔下部

22,000

CH5

CH3
CH2

CH1

(b) 建物 E（東側）(c) 建物 F（西側）
図 2 微動計設置位置（立面図）

3FL
4FL
鉄塔上部
NS

5FL
6FL
建物一次固有振動数
EW

7FL
RL
鉄塔一次固有振動数

14,200CH5

図 1 微動計設置位置（建物 C 東側立面図）

10,350架構形式

14,000構造
種別31,000

名称 階数:常時微動計設置位置

建物一次
鉄塔一次 鉄塔/建物
鉄塔 鉄塔
固有周期(s) 固有周期(s) 周期比
高さ 重量
NS EW
NS EW NS EW(m) (t)方向 方向 方向 方向 方向 方向

CH1(d) 建物 G（西側）0.6

鉄塔NS方向鉄塔EW方向

屋上鉄塔固有周期推定式（T=0.016h）

周期T(s)

0.4

S造建物NS方向
S造建物EW方向

0.2

S造設計用一次固有周期（T=0.03h）
RC,SRC造建物NS方向

0

0

10

(a) 建物部分(b) 通信鉄塔部分
図 3 建物 C のフーリエスペクトル
CH1

CH2

CH3

CH4

CH5

CH6

20
30
高さh(m)

40

50

RC,SRC造建物EW方向

RC,SRC造設計用一次固有周期（T=0.02h）

図 6 常時微動計測結果
建物一次固有振動数

鉄塔一次固有振動数NS

EW(a) 建物 D(b) 建物 E(c) 建物 F
図 4 通信鉄塔のフーリエスペクトル(d) 建物 G(a) 建物 D(b) 建物 E(c) 建物 F
図 5 建物のフーリエスペクトル(d) 建物 G

Undergrad. Student, Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ.
Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng.
*3
Shikoku Research Institute Inc., Dr. Eng.
*4
Shikoku Electric Power Company, Inc., M.Eng.

*1

*1

*2

*2

香川大学創造工学部 学部生
香川大学創造工学部 准教授・博士（工学）*3㈱四国総合研究所 博士（工学）*4
四国電力㈱ 修士（工学）− 18 −

10

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

常時微動測定を用いた丸亀城の山裾から本丸に至る振動特性の変化に関する研究
2.構造
近世城郭
増幅率

2.振動
常時微動
地盤構造

e.地盤振動周波数

．はじめに 近世城郭では，本丸の地盤を支持する石垣の経年劣化や頻発する自然災害によって変形崩壊が生じており，天守の老朽化も相まって，天守の地震時の安定性評価が課題となっている．加えて，天守の地盤は整地に用いられた盛土や石垣の影響によって，通常よりも地震時の振動が増幅することが考えられる．地震動の増幅に関して，神奈川県の小山を対象に行った地震観測の結果から，山地形によって山頂付近における地震動が山裾における地震動よりも増幅することが指摘されており 1)，城郭の地形においても，山地形の影響による地震動増幅の有無について検証する必要があると考える．また，石垣と地盤の関係に関して，石垣の変形の程度に応じて，周辺地盤の H/V スペクトルが増加することが指摘されており 2)，
石垣が地盤に及ぼす振動について，その周波数と影響範囲を解明する必要があると考える．
 本研究では，丸亀城の城郭を対象に常時微動測定を行い，城郭全体の振動特性の解明と，石垣が影響を及ぼす
振動の周波数及び範囲の解明を目的とする．
．調査地概要
丸亀城は標高 66m の独立丘陵に築かれた平山城で，本丸，二の丸，三の丸，帯曲輪の 4 重構造からなり，東側

では標高線の幅が広く緩やかな斜面であり，西側では標高線の幅が狭く勾配が急である（図 参照）．
．山裾から本丸までの測定 測定方法
 常時微動測定は常時微動計 McSEIS-AT3CH を用いて行い，図 に示す測線上に配置し，同時測定を実施した．
測定地点数は計 13 地点とし，各地点の名称は本丸から山裾までの順に No.1～No.13 とした．
 測定結果
 図 に各測定地点の合成方向の H/V スペクトル波形を重ねた図を示す．図 から，標高が高くなるほど，共通して見られる約 3 Hz のピークで，H/V スペクトルの増加傾向が見られた．このピークは，この測線上以外の他の測定地点においても共通して見られることから，丸亀城の地形に起因するものと考えられる．また，標高が高くなるに従って H/V スペクトルが増加したことから，山地形による増幅効果が発生していると考えられる．
図 に各測定地点のピーク周波数及び増幅率を示す．
測定結果の増幅率分布からも，標高が高くなるに従って増幅率の増加傾向が見られた．この傾向から，山地形による増幅効果は，特定の周波数に依存することなく作用していると考えられる．また，測定結果の周波数分布か

H/Vスペクトル

8
7
6
5
4
3
2
1
0

測線T-1

0

100

200

80

測線T-1

70

No.2
12.6 Hz5.42

標高 [m]

40

30
20
10

0

No.1
15.4 Hz
3.19

5

10
15
周波数 [Hz]

20

25

No.1
No.2
No.3
No.4
No.5
No.6
No.7
No.8
No.9
No.10
No.11
No.12
No.13

図山裾―本丸の +9 スペクトルNo.4
12.8 Hz
7.10

No.6
18.6 Hz
5.76

No.3
13.1 Hz
7.45

No.8
14.4 Hz
4.15

No.9
34.3 Hz
3.00
No.10
ピーク無し

60
50

0

[m]

図山裾―本丸の測線位置
90○山﨑 柊茉*1
山中 稔*2
宮本 慎宏*3

非会員
非会員
正会員

No.5
11.8 Hz
6.47

No.11
33.0 Hz
3.54

No.7
22.3 Hz
5.87

測定地点
ピーク周波数
増幅率

No.12
ピーク無し

No.13
ピーク無し

図山裾―本丸のピーク周波数・増幅率分布
YAMASAKI Shuma，YAMANAKA Minoru

Change of vibration characteristics at Marugame castle
from the foot to the top of mountain by microtremor measurement− 19 −and MIYAMOTO Mitsuhiro

8

8

9

9

日本建築学会四国支部
10
研究報告集2024年３月
11

10
11

12

12

5

10

15

20

天守

測線S-2

0

25
[m]

8
4
0

図 本丸の石垣周辺の測線位置

6
7
8
9
10

11

11

12

12

13

13

15

8
4
0

14
0

5

10
15
周波数 [Hz]

20

25

15

（D）測線 6（E）測線 6図 本丸の石垣周辺の +9 スペクトル

ら，各地点のピーク周波数は，三の丸から本丸までは低く城郭外周部は高い値が得られた．この結果に 1/4 波長則に基づく地盤のピーク周波数と表層土厚の反比例関係を用いると，城郭外周部は表層土厚が非常に薄く，地山が剥き出しであり，三の丸から本丸までは，盛土による軟弱な地盤が表層に堆積していることが分かった．
．本丸の石垣周辺の測定． 測定方法
 常時微動測定は李らの方法 3)に準じて，図 に示す測
線上を各測線ごとに同時に測定を行った．測定地点は各
測線に 15 地点ずつ設け，石垣の面を 0 m として 1 m 間
隔で常時微動計を配置した．
． 測定結果
 図 D  E に各測線の H/V スペクトルの比較結果を示す． D 図から，測線 S-1 では約 7 Hz で共通のピークが見られ，石垣からの距離が 10 m に至るまで，約 7 Hzの共通のピークで H/V スペクトルの減少が見られた．また， E 図から，測線 S-2 では約 7.5 Hz で共通のピークが見られ，石垣からの距離が 8 m に至るまで，約 7.5 Hzの共通のピークで H/V スペクトルの減少が見られた．この H/V スペクトルの減少は，石垣の振動が地盤を伝播し，地盤内で拡散され，距離減衰が発生したものと考えられる．このことから，石垣が影響を及ぼす振動の周波数は，
約 7～7.5 Hz であり，影響範囲は石垣から 8～10 m の範囲であると考えられる．
 H/V スペクトルの減少を石垣に対する振動の方向別に整理すると，石垣と直交方向の振動では，測線 S-1 では
約 7 Hz の共通のピークで H/V スペクトルの減少が見られたが，測線 S-2 では共通のピークが見られず，H/V ス
ペクトルの減少も見られなかった．石垣と平行方向の振*1 香川大学 創造工学部 学部生*2 香川大学 創造工学部 教授・博士（工学）*3 香川大学 創造工学部 准教授・博士（工学）

1 15
25
2

5

10

25

20

4

9

20

15

5

8

10
15
周波数 [Hz]

10

3

7

5

5

4

14
0

0

0 14

3

6

H/Vスペクトル

測線S-1

8
4
0

1 15
25
2

13

石垣の直交方向

石垣からの距離 [m]0

石垣の平行方向

0 14

H/Vスペクトル

840

石垣の直交方向

石垣からの距離 [m]石垣の平行方向

13

動では，どちらの測線でも共通のピークが見られ，H/V
スペクトルの減少が見られた．この結果の違いについて，直交方向では，石垣の築石・栗石の密度や奥行長さなどの構造の違いや，石垣が建てられている方角などが影響していると予想される．今後様々な石垣を対象に調査を行い，原因を解明する必要があると考える．平行方向では，どちらの測線も約 7~7.5 Hz の共通のピークで H/Vスペクトルの減少が見られていることから，平行方向は石垣の構造や方角の影響を受けずに振動が伝播すると考
えられる．
．まとめ
 本研究の結果を以下にまとめる．
・標高の上昇に伴う H/V スペクトルの増加傾向から，城郭における山地形の増幅効果の発生が確認された．
・石垣からの距離の増加に伴う H/V スペクトルの減少傾向から，石垣の振動が石垣から 8～10 m の範囲に約 7～7.5 Hz の周波数で影響を及ぼすことが確認された．
・石垣と直交方向の振動は石垣の構造に影響される可能性があり，今後，検証を行う必要がある．
謝辞
本研究の実施にあたり，丸亀市教育委員会文化財保存活用課には多大な便宜を図って頂いた．本研究の遂行において，土科学センター財団 2022 年度研究助成を充てたことを付記する。
参考文献
1）藤並雄誠，吉見雅行，酒井久和，佐藤清隆，池田勇司：地震
観測に基づく山地形の地盤増幅率の考察，土木学会論文集
A1，Vol.73，No.4，pp.I_907-I_913，2017.2.
2）石垣隼士，山中稔，小泉勝彦，東信男：丸亀城石垣変状部の常時微動測定による振動特性の検討，第 12 回地盤改良シンポジウム論文集，日本材料学会，pp.155-162, 2016.10.
3）李想，大村早紀，杉野未奈，林康裕：彦根城天守および周辺地盤における微動計測に基づく振動特性の分析，日本地震工学論文集，Vol.20，No.6，pp.33-37，2020.6．

*1 Undergrad. Student, Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ.
*2 Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng.
*3 Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng.
− 20 −

11

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

旧八幡浜市立図書館の振動特性に関する研究
2.構造
近代木造建築物
水平構面

7.木質構造立体フレームモデル
固有値解析

f.設計法・調査
仕上げ材
常時微動計測1. はじめに
近代木造建築物は伝統的木造建築物とは異なり，耐力
壁には筋かい，木ずり漆喰仕上げおよびラスモルタル仕上げといった複数の耐震要素が併用されているという特徴がある．また，近代木造建築物は年代や地域によって構法が異なるため，体系的なモデル化手法は構築されていない．そこで，本研究では，図 1 に示す愛媛県八幡浜
市に現存する旧八幡浜市立図書館の立体フレームモデルを構築し，振動特性を把握することを目的とし，常時微動計測結果と立体フレームモデルを用いた固有値解析結果の比較を行う．さらに，仕上げ材の考慮の有無や水平構面の剛性が固有値解析結果に及ぼす影響を検証する．
2. 対象建物の概要
旧八幡浜市立図書館は，1951 年に竣工した建物で，構
造形式は木造二階建て，平面規模は，
短辺方向が 7.27 m，
長辺方向が 14.1 m であり，2 階の東面に幅 1.80 m のベランダを有している（図 2，図 3）．階高は１階が 3.81 m，2 階が 3.84 m である（図 4）．対象建物の各仕様は屋根にセメント瓦葺，外壁にラスモルタル仕上げ，内壁に漆喰仕上げが用いられている．主な耐震要素は筋かいと方杖である．
部材の樹種は土台および柱にはヒノキ，
筋かい，
方杖および桁はベイマツが用いられている．柱，筋かいおよび方杖の部材寸法は 135 mm 角で，方杖部分は添え
柱 135 mm 角が短辺方向に並列している．筋かいの接合部仕様は，現地調査で 1 階の筋かい下端部はかすがい，
2 階の筋かい下端部は釘止め，上端部はクランプ金物が用いられていること確認した．小屋組の形式は洋小屋であった．
3. 常時微動計測の概要
常時微動計測のセンサーを短辺方向では地盤面，2 階
床の 1 通り，6 通りおよび 10 通り，小屋裏の 1 通り，5通りおよび 10 通りに設置し，長辺方向では，地盤面，2
階床の A 通りおよび G 通り，小屋裏の A 通り，D 通り
および G 通りに設置した．計測された速度波形を周波数領域でフィルター処理（0.1 Hz-20 Hz）を施し，ハニング・ウィンドウによる平滑化処理を 30 回施した後，アンサ
ンブル平均を行い，各計測点のフーリエスペクトルを算出した．地盤面に対する建物内の各計測点のフーリエス
ペクトル比から建物の一次固有周期や一次固有振動モードを推定した．
4. 立体フレームモデルを用いた固有値解析
汎用構造解析ソフト SNAP Ver.8 を用いて対象建物の立体フレームモデルを構築し，固有値解析を行う．各部

正会員 〇髙尾 結菜*1
正会員
宮本 慎宏*2

材の材料定数は無等級材として文献の値を用いた 1)．小屋組部分および 2 階のベランダ部分は重量として扱い，各要素の重量を文献から算出した 2)．鉛直構面はブレース置換し，筋かいは圧縮力のみ負担すると仮定した．そのため，仕上げ材および両筋かい＋仕上げ材の復元力特性は圧縮側，引張側で同じであるが，片筋かい＋仕上げ
材の復元力特性は圧縮側の方が大きい（図 5）．各耐震要素の復元力特性は，漆喰仕上げ 3)およびラスモルタル
仕上げ 4)は既往の実験結果，筋かいはオイラー式による
座屈荷重 1)を用いた完全弾塑性モデルとした．なお，漆喰仕上げの塗厚は 15 mm，ラスモルタル仕上げの塗厚は20 mm と仮定した．鉛直構面の復元力特性は，各耐震要
素の荷重変形関係を単純に足し合わせたトリリニアモデ
ルを用いた．ただし，仕上げ材を考慮しない場合，筋かいのモデル化はトラス材に断面性能と材料定数を与えるのみとした．次に，水平構面も同様にブレース置換し，復元力特性は完全弾塑性モデルを用いた．対象建物の床および野地板は板張仕様で，水平構面には火打ち材が用いられていたため，降伏変形角 1/120 rad 時の単位長さ当たりの許容せん断耐力∆𝑄𝑄𝑎𝑎 は，板張 0.76 kN/m，火打ち材
0.29 kN/m を用いた 5)．以上の条件で構築した立体フレー
ムモデルを以下ではモデル 1 と呼称する．
5. 一次固有周期および一次固有振動モードの比較
常時微動計測結果とモデル 1 の固有値解析結果における一次固有周期および一次固有振動モードを比較する(表 1，図 6，図 7)．一次固有周期は，各方向でモデル 1の方が常時微動計測結果よりも大きくなった．常時微動計測結果では，長辺方向よりも短辺方向の方が一次固有周期は小さかったが，モデル 1 ではこの大小関係が逆転した．
また，仕上げ材を考慮した場合の一次固有周期は，仕上げ材を考慮しない場合と比べて，短辺方向で 0.962
倍，長辺方向で 0.862 倍となった．このことから，仕上げ材の考慮の有無が固有値解析結果に及ぼす影響は小さいと考え，一次固有振動モードは，仕上げ材を考慮した場合のみ示す．各方向および各階で建物両端の構面における振幅比は，モデル 1 の方が常時微動計測結果よりも小さくなった．立面方向の一次固有振動モードにおいても，2 階床面の振幅比は常時微動計測結果よりもモデル
1 の方が小さくなった．これらの差が生じたのは，水平構面の剛性を低く評価していることが要因と考えられる．
そこで，2 階床面の剛性と屋根面の剛性の比率を 2：1 と仮定し，2 階床面の剛性を 30 倍，屋根面の剛性を 15 倍大きくした立体フレームモデル（以下，モデル 2）を構

Study on vibration characteristics of the former Yawatahama City
Library− 21 −

Yuina TAKAO
and Mitsuhiro MIYAMOTO

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

謝辞
築した．モデル 2 を用いて再度固有値解析を行うと，一本研究における現地調査では，二宮一平建築設計事務所にご協力をいただきました．ここに謹んで深甚なる謝意を表します．
次固有周期は各方向で常時微動計測結果に近づいた．ま
参考文献
た，平面方向および立面方向の一次固有振動モードも各
1)日本建築学会：木質構造設計基準・同解説 許容応力度・許容耐力設計法，pp.169-209，p.399，2009.03
方向で常時微動計測結果にモード形状が近づいた．ただ2)国土交通省国土技術政策総合研究所，国立研究開発法人 建築研
し，長辺方向の A 通りの振幅比はベランダ部分の影響に究所：2020 年版 建築物の構造関係技術基準解説書，pp.271-273，
2021.07より，常時微動計測結果よりもモデル 2 の方が小さくな
3)松田昌洋：大正時代における洋風木造校舎の耐力壁性能，日本建築学会大会学術講演梗概集（中国），pp.205-206，2017.08
った．
4)一般財団法人 日本建築防災協会：2012 年改訂版 木造住宅の
6. まとめ
耐震診断と補強方法 例題編・資料編，pp.144-150，2012.06
5) 日本住宅・木材技術センター：木造軸組工法住宅の許容応力度設
本研究では，旧八幡浜市立図書館の振動特性および水計（2017 年版），pp.79-83，2019.09
平構面の剛性が固有値解析結果に及ぼす影響を把握した．
両筋かい＋仕上げ材
両筋かい

片筋かい＋仕上げ材

方杖

仕上げ材(全面壁)

センサー設置位置(短辺方向)

片筋かい

仕上げ材(小壁)センサー設置位置(長辺方向)

10

10
8

6

5

N

2

図1 外観

5

3840

軒天端

14544

14544

6

3810

7650

2FL

長辺

1

短辺

1FL
A

G

7272

図 4 1 通りの軸組図

N
長辺

A

D
7272

図2 1 階平面図

荷重P [kN]

A
1800

D

G

7272

図3 2 階平面図

荷重P [kN]

β

α

1

短辺

G

βK

αK

表1 一次固有周期の比較
短辺[s]変形角 [rad]変形角 [rad]

モデル1

解析結果

α

モデル2

β

(a) 仕上げ材および両筋かい+仕上げ材

長辺[s] 長辺/短辺

0.262

0.301

1.15

仕上げなし

0.680

0.383

0.563

仕上げあり

0.654

0.330

0.505

仕上げなし

0.352

0.339

0.963

仕上げあり

0.277

0.265

0.957

常時微動計測結果(b) 片筋かい+仕上げ材

図 5 復元力特性
1F(微動結果)
1F(解析結果，モデル1)

2F(解析結果，モデル1)

1F(解析結果，モデル2)

1

2F(解析結果，モデル2)

微動結果(解析結果，モデル1)(解析結果，モデル2)

1

1

0.8

0.8

0.6

0.6

0.6

0.6

0.4

0

2

4
6
8 10 12
1通りからの距離[m](a) 短辺方向

14

0

0.4
0.2

0.2

0.2
0

0.4

0

2
4
6
A通りからの距離[m]0(b) 長辺方向

香川大学大学院創発科学研究科 大学院生
香川大学創造工学部 准教授・博士（工学）

0.4
0.2

0

2

4
高さ[m]

(a) 短辺方向

図 6 一次固有振動モードの比較(平面)
*1
*2

振幅比

0.8
振幅比

0.8
振幅比

振幅比

1

2F(微動結果)

6

0

0

2

4
高さ[m]

6

(b) 長辺方向

図 7 一次固有振動モードの比較(立面)*1 Graduate Student, Graduate School of Science for Creative Emergence, Kagawa Univ.
*2 Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng．

− 22 −

12

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

通し柱が伝統的木造建物の耐震性能に及ぼす影響
2.構造
伝統的木造建物
限界耐力計算7.木質構造通し柱
せん断力係数e.伝統構法
質点系モデル

1. はじめに
既報 1) より，愛媛県内子町に現存する町家形式の伝統的木造建物 4 棟において，通し柱を考慮しない質点系モデルと通し柱を考慮した質点系モデルの限界耐力計算に用いる荷重変形角関係を比較すると，壁量の少ない間口
方向において特に差が見られた．そこで本報では，伝統的木造建物の 1 階のせん断力係数および土壁の剛性に対する通し柱の剛性の割合（以下，通し柱剛性割合）をパ
ラメータとし，限界耐力計算結果に対して通し柱剛性割合が及ぼす影響を把握することを目的とする．
2. 代表モデルの作成およびパラメータの設定
限界耐力計算に用いる代表モデルを間口方向と奥行方向で作成する．まず，各階の重量，階高および土壁の復元力特性の設定を行う．重量は，1 階の重量𝑚𝑚1 = 100 kNとし，1 階の重量に対する 2 階の重量比を 𝛼𝛼 ，1/30rad 時の 1 階の荷重 𝑃𝑃1 に対する 2 階 𝑃𝑃2 の荷重比を 𝛽𝛽 とした．
𝛽𝛽 は内子町 4 棟の間口方向の平均値 2.10 とした（表 1）．
また，1 階の 1/30rad 時のせん断力係数 𝐶𝐶𝑦𝑦1 に対する 2 階の 1/30rad 時のせん断力係数 𝐶𝐶𝑦𝑦2 の比は，内子町 4 棟の間
口方向の平均値 3.70 とし，せん断力係数の式より 𝐶𝐶𝑦𝑦1 =𝑃𝑃1 ⁄(𝑚𝑚1 + 𝛼𝛼𝛼𝛼1 ) を 𝐶𝐶𝑦𝑦2 = 𝛽𝛽𝑃𝑃1 ⁄𝛼𝛼𝑚𝑚1 で除して 𝛼𝛼 を求めると，
𝛼𝛼 = 1.31 となり，2 階の重量𝑚𝑚2 = 131 kN とした．
奥行方向も同様の計算を行ったところ，間口方向と近い値となったため，本報では間口方向の値を採用した．階
高は，1 階の高さℎ1 = 3000 mm とし，総高さに対する 1階の高さを 𝛾𝛾 とした．4 棟の平均値から 𝛾𝛾 = 0.53 となり，2 階の高さℎ2 = 2618 mm とした．土壁の復元力特性は，文化庁の設計式 2) を用いた．特定変形角は既報 1)と同様とした． 𝑃𝑃1 は 1/30rad 時の荷重を前述の式より算出し，𝑃𝑃2 は 𝑃𝑃1 に 𝛽𝛽 を乗じて算出した． 𝑃𝑃1 , 𝑃𝑃2 を文化庁の設計式における 1/30rad 時の値とし，各特定変形角時の荷重を求め，各階の復元力特性を算出した．その結果，1 階の初期剛性に対する 2 階の初期剛性の比は間口方向で2.41，奥行方向で 1.01 となった．
次に，パラメータの設定を行う．1 階の 1/30rad 時のせん断力係数 𝐶𝐶𝑦𝑦1 は，既報 1) の結果から算出した内子町の値と文献調査 3) による各地域の値から決定した（図 1）．
間口方向では 𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.05 ~ 0.5，奥行方向では 𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.2 ~
0.9 の範囲であったため，間口方向は 0.05 刻みの 10 パ
ターン，奥行方向は 0.1 刻みの 8 パターンとした．通し
柱剛性割合は，構造調査が行えた内子町 4 棟において，
既報 1) の結果を用いて算出し，決定した（表 1）．間口
方向では最大で 482%，奥行方向では最大で 31.0%であっ
Effects of Continuous Columns on the Seismic Performanceof Traditional Wooden Buildings

正会員
正会員

〇村上 綾*1
宮本慎宏*2

たため，間口方向は 0%から 500%まで 10%刻みの 51 パ
ターン，奥行方向は 0%から 30%まで 1%刻みの 31 パターンとした．
3. 限界耐力計算結果
限界耐力計算に用いる各階各方向の荷重変形角関係は，
文献 4) に示される通し柱に作用するせん断力を考慮し，𝐴𝐴𝑖𝑖 分布から算出される地震力分布に基づく増分解析結果を用いた．𝐶𝐶𝑦𝑦1 の値によらず同様の傾向となったため，
本報では各方向で 𝐶𝐶𝑦𝑦1 が最小値の場合を示す（図 2，図3）．間口方向 1 階では通し柱の剛性が大きくなるにつれて，通し柱 1 階部分に生じるせん断力が大きくなるため，通し柱剛性割合が 100%までは荷重が大きくなる傾向が見られた．150%以降は同様の荷重変形角関係となった．
間口方向 2 階では，通し柱剛性割合が 100%までは間口
方向 1 階の荷重の増加に伴い，変形角が大きくなった．
これは，通し柱の剛性が大きくなると，通し柱 2 階部分に生じる逆せん断力が大きくなるためである．奥行方向
1 階では，間口方向 1 階と比較すると，通し柱剛性割合によらず荷重変形角関係に大きな変化は見られなかった．
奥行方向 2 階では通し柱剛性割合が 15%から 20%にかけて，変形角が大きくなった．これは，1 階の初期剛性に対する 2 階の初期剛性の比が小さく，通し柱の剛性が相対的に大きくなったことで，負勾配領域において変形が進むことが要因と考えられる．
次に，増分解析結果を用いて限界耐力計算 5)を行った．
地域種別は第 2 種地盤とし，地域係数 0.9 とした．1 質点
系の復元力特性と極めて稀に発生する地震の必要性能ス
ペクトルの交点を真の応答値とし，その応答せん断力か（図ら 1 階と 2 階の最大応答層間変形角 𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 を算出した
4）．ただし，交点がない場合は倒壊判定とし，図には反映していない．間口方向 1 階では， 𝐶𝐶𝑦𝑦1 によらず通し柱
剛性割合が 100%に達すると 𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が 40%から 50%程度，通し柱剛性割合が 100%から 500%では 𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が 20%から30%程度それぞれ減少した．間口方向 2 階では，通し柱剛性割合が 100%に達すると 𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.15 の時 580%，𝐶𝐶𝑦𝑦1
が 0.30 の時 640%， 𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.50 の時 220%程度それぞれ
𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が増加した． 𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.15 と 0.25 の時を除き， 𝐶𝐶𝑦𝑦1が小さくなると， 𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 の増加率が大きくなる傾向が見られた．奥行方向 1 階では，通し柱剛性割合が 30%に達すると， 𝐶𝐶𝑦𝑦 が 0.20 の時 40%， 𝐶𝐶𝑦𝑦 が 0.30 の時 30%程度
それぞれ𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が減少し， 𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.60 以降は𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 に大きな変化は見られなかった．奥行方向 2 階でも，通し柱剛性割合によらず，𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 に大きな変化は見られなかったが，− 23 −Aya MURAKAMI,
and Mitsuhiro MIYAMOTO

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.30 以下の時，通し柱剛性割合が 20%以降で𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が増加した．これは，𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.30 以下の場合では，
1 質点系の復元力特性が小さく，必要性能スペクトルとの交点が最終ステップに近い値となっており，前述した
ように荷重変形角関係において通し柱剛性割合が 20%以降では最終ステップで大きく変形が進むため，通し柱剛性割合が 20%以降で 𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が増加したと考えられる．
4. まとめ
限界耐力計算結果より，間口方向 1 階では，通し柱剛性割合が 100%に達すると，𝐶𝐶𝑦𝑦1 によらず 𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が 40 %か
ら 50%程度減少した．間口方向 2 階では，通し柱剛性割
合が 100%に達すると，𝐶𝐶𝑦𝑦1 が小さくなるほど 𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 の増加率が大きくなる傾向が見られた．奥行方向 1 階では，通し柱剛性割合が 30%に達すると，𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.30 以下において𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が 30%から 40%程度減少した．奥行方向 2 階
では，通し柱剛性割合によらず，𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 に大きな変化は見られなかったが， 𝐶𝐶𝑦𝑦1 が 0.30 以下の時，通し柱剛性割合
が 20%以降で 𝑅𝑅𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 が増加した．
謝辞

本研究は公益財団法人旭硝子財団による補助を受けて実施されました．調査では内子町町並・地域振興課および対象建物所有者にご協力頂きました．ここに謹んで深甚なる謝意を表します．

参考文献

1) 村上綾，駒松亮，宮本慎宏：愛媛県内子町における伝統的木造建物の耐震性能評価に関する研究その 2 -通し柱や水平構面が荷重変形角関係に及ぼす影響-，日
本建築学会四国支部研究報告集，pp.19-20，2023.05
2) 文化庁：重要文化財（建造物）耐震基礎診断実施要領，pp.12-13，2012.6
3) 南部恭広，遠山光輝，早川小百合，杉野未奈，渡辺千明，林康裕：徳島県の伝
統的木造住宅構造調査 その 4 他地域との比較，日本建築学会大会学術講演梗概
集，pp.447-448，2017.07
4) 南部恭広，田畑裕貴，蜷川利彦，北原昭男：2016 年熊本地震で倒壊しなかった町家の構造性能評価-熊本市古町にある通し柱架構を有する町家-，日本建築学会技術報告集，第 27 巻，第 66 号，pp.690-695，2021.06
5) 一般社団法人 日本建築学会：限界耐力計算による伝統的木造建築物構造計算
指針･同解説，pp.19-37，pp.56-109，2013.02

表 1 内子町 4 棟の概要
A邸

B邸

C邸

D邸

通し柱剛性
割合(%)

間口

482

77.6

63.6

101

奥行

31.0

19.6

4.42

5.03

1/30rad 時の荷重比 𝛽𝛽

間口

1.97

1.23

0.943

4.21

奥行

0.974

1.039

0.661

0.847

高さ比γ

0.56

0.51

0.54

0.54

せん断力係数比(間口）

3.46

2.34

1.52

7.47

(a) 1 階図 1 1 階のせん断力係数の範囲 2)(b) 2 階(a) 1 階

図 2 間口方向の増分解析結果(Cy1 = 0.05 時)(a) 1F 間口方向(b) 2 階図 3 奥行方向の増分解析結果(Cy1 = 0.20 時)(b) 2F 間口方向(c) 1F 奥行方向(d) 2F 奥行方向

図 4 通し柱剛性割合と限界耐力計算により算出した各階の最大応答層間変形角の関係*1 香川大学大学院創発科学研究科 大学院生

*1 Graduate Student, Graduate School of Science for Creative
Emergence, Kagawa Univ.
*2 Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng．

*2 香川大学創造工学部 准教授・博士（工学）− 24 −

13

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

徳島県脇町地区における伝統的木造建物の構造調査

2.構造
伝統的木造建物
限界耐力計算7.木質構造
復元力

準会員
正会員
正会員

e.伝統構法
常時微動計測1. はじめに
重要伝統的建造物群保存地区に指定されている徳島県
脇町地区は，伝統的木造建物が密集しており，その歴史的，文化的価値から耐震性能を確保したうえでの保存が求められている．当地区における耐震性能評価法を研究するにあたり，構造調査を実施した．本報では，それを整理，分析し，その結果をまとめるとともに，当地区にける伝統的木造建物の耐震性能の傾向を把握する．
2. 対象建物概要 1)
当地区の伝統的木造建物は，東西の街道に沿って建てられ，街道に面し出入口を有する東西方向（間口方向）に比べて，隣家と接する南北方向（奥行方向）の方が壁量は多い傾向があった．対象建物は A 邸，B 邸それぞれの主屋二棟である．A 邸の主屋は，間口六間半，奥行五間の規模で，西側幅二間を通り庭とし，東側に二列四室の部屋を設ける．屋根は東側を入母屋造，西側を切妻造とし，土間境上部では二重梁をかけ，束で母屋桁を受ける．その他では登り梁で直接受ける．また，裏庭に附属屋を備えている．B 邸の主屋は，間口八間弱，奥行六間，西背面には桁行四間半の釜屋を出す．西側に幅二間半の通り庭とし，東側に二列に計十室の部屋を設ける．屋根は切妻造で架構は二重で大梁をかけ，束で母屋桁を支え，束は貫で固めている．A 邸の棟札には宝永四年(1707 年)とあり，当地区で最古である．ただし，寛政十年(1798年)に大きく改造を受けたことが知られる．また，当地区の町家の中では中規模な部類である．B 邸の棟札には明治十九年(1886 年)とあり，当地区では年代的に平均的である．また，当地区の町家の中でも間口の広い大規模な部類である．
3. 調査・分析手法選定した 2 棟を対象に，構造調査として実測と常時微動計測を実施した（図 1）．
A 邸の壁厚は，大壁が 260 mm，真壁が概ね 90 mm で，標準柱の断面寸法は 105 mm であった．B 邸は壁厚は，大壁が概ね 220mm，真壁が概ね 80mm で，標準柱の寸法は 120 mm であった．図中には土塗壁および通し柱位置を併せて示す．また，B 邸に限り，補強として設置された断面寸法 60 mm×150 mm，
幅 1 m，
高さ 3.3 m ほどの両筋交いが 2 構面存在したため，併せて示す．また，振動特性を把握するために実施した常時微動計測には，センサーとしてサーボ型速度計(VSE-15D)を 6 台用い，計測位置や方向を変えて計測を○小藪 秀輝*1
村上 綾*2
宮本 慎宏*3

行った．各計測では，サンプリング周波数 200 Hz，計測
時間 300 s とし，それぞれ 2 回実施した．次に，分析では，附属屋を除いた，伝統的木造建物部分の復元力特性を推定するため，土塗壁の復元力特性を算出した．その際，文化庁の土壁設計式 2)を用い，変形角 1/600，1/450，
1/300，1/200，1/150，1/120，1/100，1/75，1/50，1/30，
1/20，1/15，1/10 rad 時の復元力を 1 階 2 階それぞれ奥行
方向，間口方向に分けて算出した(図 2)．その際，垂壁，腰壁の復元力算定には，垂れ壁・腰壁付き独立柱としての荷重変形関係 3)を用い，樹種をスギ、曲げ強度を 22.2
N/mm2，ヤング係数を 7.00×103 N/mm2 と仮定した．また，振動特性を把握するため，微動計で計測した記録をフーリエ変換などの数学的処理およびアンサンブル平均などの統計的処理を実施した．地盤面に対する建物内の各計測位置のフーリエスペクトル比のピークから一次固有振動数を推定した．一次固有振動モード図では，小屋レベルの重心位置に近い計測点を 1 として基準化した(図 3)．なお，A 邸奥行方向 E 通り RF レベル，間口方向
3 通り RF レベル，B 邸間口方向 14 通り RF レベルは微動計を設置できなかったため，プロットしていない．
4. 復元力特性
まず，2 棟の 1F，2F 各々の間口方向で同邸同階の奥行方向の最大復元力で除して比率を求めると，A 邸 1F は
2.5 倍，2F は 1.8 倍，B 邸 1F は 6.2 倍，2F は 3.3 倍となり，2 棟ともに間口方向よりも奥行方向の復元力が大きい．これは奥行方向の隣家と接する壁面は全面大壁となっており，大きな壁量を有するためと考える．次に，間口方向は A 邸，B 邸ともに 1F に比して 2F が 1.3 倍ほど
最大復元力が大きい．これは，1 階の間口方向の壁は 2階に比べ大きな開口を設けているためと考える．また，
奥行方向では，1 階と 2 階とで B 邸では 170 kN ほど 2階の最大復元力が小さい．これは，1 階に比べ 2 階が奥行方向にセットバックしていることで，奥行方向の壁長が 2 階の方が小さくなったことが要因である．また，A
邸ではほぼ差はない．これはセットバックを考慮したう
えでも，2 階の E，H，J 通りに，1 階にはない全面壁があるためと考えられる．
5. 一次固有振動数・振動モード
まず，推定した一次固有振動数は，A 邸奥行方向は 3.86
Hz，間口方向は 3.47 Hz，B 邸奥行方向は 3.25 Hz，間口
方向は 1.86 Hz となった．2 棟の奥行方向を間口方向で除Structural Survey of Traditional Wooden Buildingsin Wakimachi District, Tokushima Prefecture

Hideki KOYABU,
Aya MURAKAMI,
and Mitsuhiro MIYAMOTO− 25 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

して一次固有振動数の比率を求めると，A 邸は 1.1 倍 (二乗値 1.2)，B 邸は 1.7 倍 (二乗値 3.0)となった．また，復元力特性から初期剛性を抽出し，同様に比率を求めると，
A 邸 1F は 2.6 倍，2F は 1.9 倍，B 邸 1F は 7.4 倍，2F は
3.7 倍となった．推定した一次固有振動数由来の比率の二乗の値と復元力由来の比率とで比較すると，両棟ともに後者の比率の方が大きくなった．これは，附属屋を考慮していないためと考える．次に，振動モードは B 邸奥行方向の端の構面の振幅比が小さくなっており，他地区の町家の特徴 4)と重なる．一方で A 邸同方向では，J 通り
で A 通りほど振幅比が小さくなっていない．これは，K
通りの壁が一部崩落していることが要因と推測される．
また，間口方向では全体として，奥行方向ほどの振幅比の極端な大小は現れていない．これは，構面ごとの壁量の偏りが奥行方向に比べて少ないことが要因である．ただし，B 邸の 14 通りでは振幅比が小さくなっている．これは，両筋交い構面が存在するためと考えられる．
6. まとめA 邸と B 邸の構造調査を図面や荷重変形角関係，一次固有振動モード図としてまとめた．また，それをもとに当地区における耐震性能の傾向を把握した．
謝辞
本研究では細川友也建築設計事務所の細川氏ならびに(有)内藤建設の内藤氏から参考図面を提供していただきました．また調査では，対象建物所有者にご協力いただきました．ここに謹んで深甚なる謝意を表します．

参考文献

1) 脇町教育委員会：わきまち-伝統的建造物群保存対策調査報告書-，pp.32-81，
1987.032) 文化庁：重要文化財（建造物）耐震基礎診断実施要領，pp.12-13，2012.6
3) 一般財団法人 日本建築防災協会：2012 年改訂版 木造住宅の耐震診断と補強補法 例題編・資料編，pp.151-174，2012.06
4) 村上綾，駒松亮，宮本慎宏：愛媛県内子町における伝統的木造建物の耐震性能評価に関する研究 その 2 -通し柱や水平構面が荷重変形関係に及ぼす影響-，日本
建築学会四国支部研究報告書，pp.19-20，2023.05(a) A 邸 1 階平面図(b) A 邸 2 階平面図(c) A 邸 H 通り軸組図(d) B 邸 1 階平面図(e) B 邸 2 階平面図
図 1 A 邸・B 邸の各階平面図および軸組図(f) B 邸 E 通り軸組図

150

250

150

600

100

100
50

復元力 [kN]150

復元力 [kN]

復元力 [kN]

復元力 [kN]

200
400
200

100
50

50
0.05
層間変形角 [rad](a) A 邸奥行方向

1.2

1.2

0.8

0.8

0.4

E通り

H通り

J通り

0

0.05
層間変形角 [rad]

0

0.1

0

0.05
層間変形角 [rad]00.1(b) A 邸間口方向(c) B 邸奥行方向
図 2 A 邸・B 邸の奥行・間口方向ごとの荷重変形角関係

振幅比

振幅比

0

0.1

3通り

0.4

5通り

7通り

1.2

1.2

0.8

0.8

0.4
E通り
I通り M通り
0B通り
06000 12000 18000
A通りからの距離 [mm]

0A通り
0
6000
12000
A通りからの距離 [mm]0(a) A 邸奥行方向(b) A 邸間口方向(c) B 邸奥行方向
図 3 一次固有振動モード図0*1 香川大学創造工学部 学部生*2 香川大学大学院創発科学研究科 大学院生
*3 香川大学創造工学部 准教授・博士（工学）

6000
12000
1通りからの距離 [mm]00.05
層間変形角 [rad]0.1(d) B 邸間口方向

振幅比

0

振幅比

0

0.4 3通り
7通り
10通り
0

0

14通り
6000 12000 18000 24000
1通りからの距離 [mm](d) B 邸間口方向*1 Undergrad. Student, Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ.
*2 Graduate Student, Graduate School of Sci. for Creative Emergence., Kagawa Univ.
*3 Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng．

− 26 −

14

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

香川県産の粘土を用いた土塗壁の耐震性能に関する実験的研究
2.構造
香川県産
面内せん断試験7.木質構造
土塗壁
耐震性能評価d.伝統構法静的加力試験

正会員
正会員

1．はじめに
土塗壁に用いられる壁土は，各地域で採取できる粘性のある土と藁すさ等の繊維材を混ぜ合わせて作製される．土塗壁に作用する水平荷重の大部分は壁土が負担し
１），また壁土の強度特性は地域ごとに異なるため 2)，土塗壁の耐震性能を評価するうえで壁土の強度特性を把握することは重要である． 本研究は，香川県産の粘土を用いた土塗壁の耐震性能を把握するため，実大試験体の面内せん断試験を行い，耐力変形関係や破壊性状を把握する．また，壁土の一軸圧縮試験から得たデータを基に土塗壁の耐力変形関係を推定し，実験値との差異を検証する．
2．実験概要2.1 試験体概要
試験体は図 1 に示す高さ 2810mm，長さ 910mm(以下「1P」と称す)と 1820mm(以下「2P」と称す)とする．木
材の材種は，すべてスギである．柱と土台の部材寸法は
105×105mm，横架材は 105×180mm，貫は 15×105mm である．柱と貫の仕口は大入れとし，楔で留める．2P の試
験体は，柱間の中央に縦貫を配する．壁土を塗り付ける
下地は，間渡しに端部の直径 15mm 程度の丸竹を使用す
る．柱と土台および横架材の仕口は，接合部のモーメン
ト抵抗の影響を除去し，できるだけ壁土の影響のみを把握するために，図 1(b)のとおり抵抗方向にそれぞれ 5mmのクリアランスを設け，直径 15 ㎜の込み栓（材種：カシ）で接合する．土塗壁の壁土は粘土に砂，藁，水を加え土練機で練り混ぜて製造した．荒壁，裏返し，大直し・
貫伏せ壁土の粘土と花崗土の調合は容積比で 62.5：37.5とした．藁すさは長さ 50～70mm，直径 3～4mm，100 リ
ットル当たりの混合量を 1.8kg で配合した．中塗り土の配合は，粘土と花崗土の質量比で 50：9 とした．中塗り
土用の藁すさは長さ 15 ㎜，厚さ 0.1～0.3mm 程度，100
リットル当たりの混合量を 2.3kg で配合した．左官施工
は小舞掻きを行った後に荒壁塗りを行い，乾燥収縮に伴うひび割れが終了してから裏返し塗り，貫伏せ・大直し
塗りを行い，中塗りを一般的な片面塗りとする．試験体
数は各 3 体である．各試験体を実測して得られた各層壁
土の塗り厚を表 1，壁土の要素実験結果を表 2 に示す．
塗り厚は貫のない部分の土塗壁で計測し，1P の試験体
は 27 箇所，2P の試験体は 54 箇所の平均値を用いる．
裏返しの塗り厚は，荒壁土と裏返し土の合計塗り厚から縦貫と横貫の合計厚 30mm を引いて求める．

その 1 実大試験体の面内せん断試験○鶴田 暁*1
宇都宮直樹*3

正会員
非会員

宮本 慎宏*2
村井 花子*4

2.2 実験方法および評価方法
載荷装置の概略図を図 1 に示す．加力サイクルは，真のせん断変形角 γ0 が 1/600，1/450，1/300，1/200，1/150，
1/100，1/75，1/50rad で繰り返し，履歴の同一変形段階で3 回の正負交番繰り返し加力とする．終局は 1/10rad までの片引きとする．加力制御は真のせん断変形角γ0 を次式により算出して行った．
γ0＝(δ1 – δ2)/ H - (δ3 - δ4)/ V(1)（b）仕口詳細図（a）試験体装置の概要（c）断面詳細図

図 1 試験体と載荷方法の概要

表 1 各層の壁土の概要と有効壁厚さ
有効壁土厚さ(単位:mm)
壁土の層

1P-1

1P-2

1P-3

2P-1

2P-2

2P-3

荒壁

13.8

11.6

11.9

12.4

13.1

14.0

荒壁+
裏返し

43.4

42.9

42.2

42.8

43.0

43.9

大直し・
貫伏せ

14.5

15.0

15.1

13.6

15.4

13.8

中塗り

10.1

8.8

7.3

10.5

11.3

7.8

塗り厚計

68.0

66.7

64.6

66.9

69.6

65.5

せん断
抵抗角

推定せん
断強度

（°）

(N/mm2)表 2 壁土の要素実験の結果
すさ
混合量
(kg/
±100 ﾘｯ
ﾄﾙ）

圧縮
強度
σu
(N/mm2)弾性係数
E50(N/mm2)粘着力
c(N/mm2)

φ

τ

荒壁

1.8

0.56

170.51

0.22

12.57

0.27

裏返し

1.8

0.53

169.28

0.24

6.00

0.27

大直し・
貫伏せ

1.8

0.57

115.01

0.25

8.00

0.28

中塗り

2.3

0.69

159.37

0.27

15.00

0.33

Experimental research on the seismic performance of clay-painted walls
using clay from Kagawa PrefecturePart 1 In-plane shear test of full-scale specimen− 27 −TSURUTA Akira, MIYAMOTO Mitsuhiro
UTSUNOMIYA Naoki and MURAI Hanako

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

最大耐力

降伏耐力

0.2Pu/DS

2/3Pmax

P150

4

正側加力実験値
負側加力実験値
降伏耐力
最大耐力
推定値

2
0

荷重 P (kN)

荷重 P (kN)

8

6

0

10

20 30 40 50
変形角 γ0 (×10-3rad)

60

6
4

正側加力実験値
負側加力実験値
降伏耐力
最大耐力
推定値

2
0

0

10

20 30 40 50 60
変形角 γ0 (×10-3rad)15

正側加力実験値
負側加力実験値
推定値
降伏耐力
最大耐力

5
0

0

10

20 30 40 50
変形角 γ0 (×10-3rad)60

図 10 2P-2 耐力変形関係

70

0

10

20 30 40 50
変形角 γ0 (×10-3rad)

60

70

10
正側加力実験値
負側加力実験値
推定値
降伏耐力
最大耐力

5
0

0

10

20 30 40 50
変形角 γ0 (×10-3rad)6070

図 9 2P-1 の耐力変形関係
15

荷重 P (kN)

10

正側加力実験値
負側加力実験値
降伏耐力
最大耐力
推定値

2

15

70

図 8 1P-3 の耐力変形関係4

図 7 1P-2 の耐力変形関係
荷重 P (kN)

荷重 P (kN)

8

6

0

70

図 6 1P-1 の耐力変形関係10
正側加力実験値
負側加力実験値
推定値
降伏耐力
最大耐力

5
0

0

10

20 30 40 50
変形角 γ0 (×10-3rad)6070

図 11 2P-3 の耐力変形関係

4.まとめ
本研究で得られた知見を以下のとおり要約する．
1） 香川産の粘土を用いた土塗壁は，告示で規定する壁倍率を上回るほどの耐震性能を有することが示唆された．
2） 1P の試験体の破壊性状は，せん断破壊が卓越しないが，2P の試験体はせん断破壊が卓越することが示唆された．
3） 香川県産の粘土を用いた土塗壁は、1P，2P どちらも耐力変形関係推定値を上回ることが示唆された．

短期許容

壁

参考文献

せん断耐力

倍

1)

（kN)

率

Pmax(kN)

Py (kN)

(kN)

(kN)

(kN)

1P-1

5.19

3.00

3.20

3.46

2.82

2.12

1P-2

4.71

2.71

3.20

3.14

2.98

2.04

1P-3

4.93

2.69

2.80

3.29

2.58

1.93

2P-1

12.75

7.90

8.90

8.50

11.27

5.92

2P-2

12.33

7.60

8.40

8.22

10.29

5.70

2P-3

13.10

8.43

7.7

8.73

11.13

5.78

体名

図 5 2P の最終破壊状況

8

謝辞
本研究は公益財団法人旭硝子財団による助成金を受けて実施されました．実験の実施に際しては，香川大学，近畿職業能力開発大学校，四国職業能力開発大学校の学生にご協力いただきました．ここに謹んで深甚なる謝意を表します．

表 3 面内せん断試験の結果
試験

図 4 1P の最終破壊状況

荷重 P (kN)

3. 実験結果および考察
本研究では 1P と 2P の各 3 体の土塗壁に対し面内せん断試験を行った．表 3 に面内せん断試験の結果，図 4,5に 1P および 2P の最終破壊状況を示し，図 6～11 に各試
験体の耐力変形関係を示す．1P の最大耐力の平均値は4.94ｋN，2P の最大耐力の平均値は 12.74kN を示した．
1P は真のせん断変形角 1/50rad 近傍、2P は 1/100rad 近
傍で最大耐力に達し，壁土が孕み出すと荷重が低下する傾向となった．1P の試験体は軸組のせん断変形の進行に伴い，1/600～1/300rad 近傍で横架材や土台と柱の隅角部で壁土の圧壊が生じ，1/100rad 近傍には横架材や土台の中央部まで進展した．
1/50rad 近傍で隅角部底面での壁土の圧壊が生じ，隅角部の壁土が圧縮ストラットと柱に拘束され,柱近傍で壁土のせん断破壊が生じた．いわゆるせん断破壊が卓越しない破壊モードとなった．図 6～8に示すように 1P の実験値は，土塗壁の耐力変形関係推定式で算出した降伏耐力および最大耐力の推定値を上回る結果となった．1P の壁倍率は 1.1 倍を示した．2P の試験体は，1P 同様に 1/600rad 近傍で横架材や土台と柱の隅角部で壁土の圧壊が生じ，1/100rad 近傍で縦貫付近まで進展した．
1/75rad 近傍で中塗りの隅角部付近から目視で確認できる小さなせん断ひび割れが生じ，変形が進行すると中塗り厚さの薄い縦貫に沿って土塗壁中央部に向けてせん断ひび割れが連結しながら進展し，土塗壁
中央部の壁土にせん断ひび割れが生じた．いわゆるせん
断破壊が卓越した．この時の土塗壁中央部の破壊面は，壁土が盛り上がった形跡が確認され，圧縮せん断力で破壊した．実験後のせん断破壊が生じた壁土の断面は，中塗りと大直しが一体となった破壊を示した．図 9～11 に示すように 2P の実験値は,1P と同様に推定式で算出した降伏耐力および最大耐力の推定値を上回る結果とな
った．2P の壁倍率は 1.5 倍を示した．
以上のことから，香川県産の粘土を用いた土塗壁
は,1P と 2P どちらも告示の壁倍率 1.0 を上回る耐震性能を有することが明らかとなった．さらに，土塗壁の耐力
変形関係推定式は，最大耐力の推定値に対するの実験値
は 1P の場合 Peu/Pcu＝1.07，2P の場合 Peu/Pcu＝1.31 であり，推定値を上回ると示唆された．

*1 四国職業能力開発大学校 住居環境科 教授*2 香川大学 創造工学部 准教授・博士(工学)*3 近畿職業能力開発大学校 建築施工システム技術科 教授 博士(工学)*4 四国職業能力開発大学校 住居環境科 講師

2)
1.1

3)
4)

1.5

5)

中尾方人ら，土塗り壁のせん断耐力の評価に関する実験的研究，構造工学
論文集 Vol.49B,pp573-578，2003.3
宇都宮直樹ら，土質力学に基づく土塗壁の変形角推定式の提案，日本建築学会構造系論文集，第 648 号，pp363-368，2013.2
宮本慎宏ら，各層壁土の材料特性を考慮した土塗壁の耐力変形関係の推定，
日本建築学会技術報告書 第 20 巻 第 46 号，2014.10
宮本慎宏ら，土質力学に基づく土塗壁の耐力推定式の提案 壁土のせん断破壊が卓越しない場合，日本建築学会構造工学論文集 Vol.62B，2016.3
技術解説書作成編集委員会，土塗壁・面格子・落し込み板壁の壁倍率に係る技術解説書，日本住宅木材技術センター，2001.2*1.Prof., Dept. of Residential Environment, Shikoku Polytechnic College.
*2. Assoc. Prof., Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng.
*3.Prof., Dept. of Architectural System Technology, Kinki Polytechnic College, Dr. Eng.
*4.Lecturer., Dept. of Residential Environment, Shikoku Polytechnic College.

− 28 −

15

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

RC 梁の復元力特性に及ぼす FEM のモデル化に関する研究（その 1）対象試験体および解析モデル
2．構造
静的載荷実験
せん断補強筋

8．鉄筋コンクリート構造
せん断破壊
材料構成則

h. 梁
履歴性状
要素分割

〇宮原 稔弥 *
鈴木 卓
**

会員外
正会員

1. はじめにA2
4040 90 4040
250

よびひずみ分布などを評価するうえで非線形有限要素法（以下，FEM）は有効な手段である。コンクリート構造物のFEM 解析では，コンクリートの材料構成則による復元力特性の変化が指摘されている。文献 1)では，要素分割数によって変化する復元力特性を抑制するコンクリート材料構成

B2,C2

Main rebar(6-D13)Stirrup(4-D6)

4040 90 4040
250

複雑な形状および荷重の作用する構造体の復元力特性お則が提案されている。さらに，前述の材料構成則を用いて要素分割数が復元力特性に与える影響が検討されている。しかしながら，3 次元モデルによる検討例は少なく研究の余地

3540404035
190

3540404035
190

図1が残されている。

試験体断面

そこで本研究では，文献 2)に示された鉄筋コンクリート梁の静的載荷実験を対象として要素分割数を変数とした 3 次
元 FEM 解析を実施し，要素分割数の違いが解析結果に及ぼ

Main rebar(D13)

A2

Stirrup(2-D6@100)

す影響について検討した。さらに，せん断補強筋のモデル化
方法を変数とした解析を実施した。本報（その 1）では，対象となる文献 3)に示される対象試験体の概要および FEM 解

100

500

2a = 500
1,700

析モデルを示す。

Main rebar(D13)

B2

2. 対象試験体

500

100

Stirrup(2-D6@100)

検討対象は文献 2)に示される試験体 A2，B2，C2 の 3 体である。図 1 に試験体断面を，図 2 に試験体形状を，表 1 に試験体断面の詳細を，表 2 にコンクリートの材料特性を，100

表 3 に鉄筋の材料特性をそれぞれ示す。
当該試験体は実大の約 1/3 縮尺である。梁の幅とせいは

2a=5001,700

500

Main rebar(D13)

C2

500

100

Stirrup(4-D6@50)

190×250mm，梁中央部のせん断スパン比は 1.0 であり，せん
断破壊型の試験体である。実験変数はせん断補強筋比としている。
図 3 に載荷装置を示す。鉛直力は載荷フレーム上部に取

100

500

2a=5001,700

り付けたオイルジャッキ（3,000kN）により作用させた。鉛

図2

直力載荷は試験体の加力点 A と支点 D を結ぶ基準線を考慮した支点 B と加力点 C の相対変位 δ を点 B-C 間の水平距離

表1（2a=500mm，a=せん断スパン長さである。
）で除した変形
角 R で制御させた。加圧プログラムは R=0.125，0.25，0.5，
1.0，1.5，2.0 および 3.0×10-2rad の片側 1 サイクルである。

断面 b×D(mm)
せん断スパン比上端筋，下端筋
せん断補強筋
せん断補強筋比pw (%)

500

100

試験体形状

試験体断面の詳細

A2
190×250
1
6-D13
USD6852-D6@100B2
190×250
1
6-D13
USD6854-D6@100C2
190×250
1
6-D13
USD6854-D6@50

0.33

0.67

1.33

Research on FEM Modeling of Restoring Force Characteristics for RC Beams(Part 1) Experimental Overview and Analytical Model
Toshiya MIYAHARA and Suguru SUZUKI− 29 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

3.

FEM 解析

表 2 コンクリートの材料特性

3.1 解析モデル

圧縮強度(N/mm2)30.1

図 4 に解析モデルを示す。解析は 3 次元でモデル化した。
試験体下部の 2 本の丸鋼は，当該位置節点の鉛直変位を拘

ヤング係数(kN/mm2)26.9

圧縮強度時のひずみ(μ)
1,940

束することで再現した。また，試験体上部の丸鋼は載荷版
表 3 鉄筋の材料特性および試験体における当該位置節点の鉛直方向自由度を従

降伏強度(N/mm2)790
372

属させることで再現した。コンクリートおよび載荷フレー
ムは六面体要素でモデル化し，鉄筋はすべて埋込み鉄筋とD13 (USD685)
D6 (SD295)

して定義した。解析変数は要素分割数である。梁せいの

ヤング係数(kN/mm2)
198
197

引張強度
(N/mm2)942
555

250mm を基準として 250mm を 6 から 10 分割の 4 種類で要素の辺の長さを設定した。コンクリートと鉄筋の材料特性は表 2 および表 3 の値を使用した。コンクリ―トの引張強度𝜎𝜎�� は文献 3)に記載されている式(1)より算出した。
𝜎𝜎�� � 0.23𝜎𝜎� �/�

(1)Hydraulic jack

Load

本解析では実験と同様のせん断スパン比を再現するた(3,000kN)

め，試験体の支点位置および載荷位置のそれぞれ 2 点を実験と同じ位置に定義した。また，実験と同様の条件で載荷Pressure plate

点に強制変位を与えた。なお，解析には市販の非線形解析

A

B

C

D

ソフト「FINAL」を使用した。

SpecimenRound steel
H steel

3.2 材料構成則図 5 にコンクリートおよび鉄筋の材料構成則を示す。コ
図 3 載荷装置

ンクリートのテンションスティフニング特性は出雲らのモ
4)デル を用いることとし，係数を c=0.8 とした。コンクリー
トの圧縮応力－ひずみ曲線は上昇域においては修正 Ahmad
モデル 5)を用い，下降域においては中村・桧貝モデル 1)を用

Concrete

Main rebar&Stirrup

StirrupPressure plate

Dependent
degrees of freedom

いた。ひび割れ後のせん断伝達特性は Al-Mahaidi モデル 6)を用いた。鉄筋の履歴特性は bilinear モデルを用いた。

Load

4. まとめ
本報（その 1）では，対象となる文献 3)に示される対象
試験体の概要および FEM 解析モデルを示した。
参考文献

RollerRoller

次報（その 2）に示す。

図 4 解析モデル

Gcr/Go0.4

Gcr:Shear stiffness
Go:Shear elastic stiffness
Gcr/Go=0.4/(εr/εcr)εtεcr(a) テンション
スティフニング特性(b) コンクリ―トの(c) コンクリ―トの圧縮側特性(d) 鉄筋の履歴特性

せん断伝達特性

図 5 コンクリートおよび鉄筋の材料構成則* 高知工科大学システム工学群

School of System Engineering, Kochi University of Technology** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）Assoc Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tec., Dr. Eng.

− 30 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

RC 梁の復元力特性に及ぼす FEM のモデル化に関する研究（その 2）実験結果と解析結果の比較
2．構造
せん断力－変形角
せん断破壊
1.

8．鉄筋コンクリート
FEM 解析
要素分割数

h. 梁
せん断補強筋
ひずみ分布

はじめに

会員外
正会員

〇宮原 稔弥 *鈴木 卓**

験体の実験のせん断力および損傷状況に大きな差は認めら

本報（その 2）では，実験結果と解析結果の比較およびれない。そこで，ひずみ分布の範囲を無筋要素として定義できる線材要素の 10 分割モデルを別途作成した。図 1 下段に要素分割数の評価を示す。

示すせん断力－変形角関係では，0.25×10-2rad 以降の解析結2. 実験結果と解析結果の比較

果においても実験値と比べて概ね対応する傾向が認められ

2.1 せん断力－変形角

た。また，図 2 下段のひずみ分布をみると，線材要素モデル

図 1 に実験および解析結果のせん断力－変形角関係を示

は埋め込み要素モデルと比べて，試験体 A2 ではひずみが小さく，その他の試験体ではひずみが大きくなった。

す。解析結果では，サイクルピーク時の値のみを示す。
解析では，試験体に拘らず要素分割数の減少に伴い最大2.2 損傷状況

耐力の増加傾向が確認された。また，10 分割の解析結果を

図 3 に実験の最終破壊状況を，図 4 に 10 分割における埋みると，補強筋比の増加に伴い解析の各サイクルピーク時

め込み要素および線材要素モデルの最大耐力時の最終破壊のせん断力は実験のものと比べて高くなる傾向が認められ状況を示す。解析結果では，ひび割れ幅を 5 倍に拡大表示た。

しており，コンクリートの軟化要素を赤色で示している。

図 2 に 10 分割モデルにおける試験体 B2 および C2 にお実験では，梁中央部にひび割れの拡幅が確認されていいて高いせん断力が確認された 0.25×10-2rad 時の中子筋位る。解析においても全解析モデルで梁中央部にひび割れの置の最大主ひずみ分布を示す。試験体 A2 では中子筋が無い

拡幅が認められた。また，梁中央部においてコンクリート

ため無筋要素で，試験体 B2 および C2 では埋込み鉄筋でそ

要素の圧縮ひずみの軟化が確認された。さらに解析では，

れぞれ定義されている。

最大耐力後に全解析モデルで梁中央部の軟化域の広がりが試験体 B2 および C2 では，試験体 A2 に比べて全体的に低いひずみの発生が確認された。当該変形角における各試確認された。以上のことから，図 4 に示す全解析モデルの損傷状態は概ね再現できていると判断される。

Shear force (kN)Shear force (kN)Shear force (kN)Shear force (kN)Shear force (kN)Shear force (kN)

Beam element model

図 1 実験結果および解析結果のせん断力－変形角関係
Research on FEM Modeling of Restoring Force Characteristics for RC Beams(Part 2) Comparison of Experimental and Analytical Results
Toshiya MIYAHARA and Suguru SUZUKI− 31 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月(a) A2 埋込み鉄筋(d) A2 線材要素
図2

×( 10-3 )
4.0

2.0

0.0

(b) B2 埋込み鉄筋(c) C2 埋込み鉄筋(e) B2 線材要素(d) C2 線材要素

0.25×10 rad 時の中子筋位置の最大主ひずみ-2(a) A2 最終破壊性状(b) B2 最終破壊状況(c) C2 最終破壊性状

図 3 実験の最終破壊状況

Softening(a) A2 埋め込み要素(b) B2 埋め込み要素(c) C2 埋め込み要素(d) A2 線材要素(e) B2 線材要素(f) C2 線材要素

Crack

図 4 最大荷重時の最終破壊状況
3. まとめ2)中島真吾：RC 梁のせん断ひび割れ幅によるせん断耐力

およびせん断補強筋のモデル化が解析結果に及ぼす影響を3)

土木学会：コンクリート標準示方書設計編，2017検討した。本報より得られた知見を以下に示す。

4)

出雲淳一ほか：面内力を受ける鉄筋コンクリ－ト板 要

本報では，RC 梁の 3 次元 FEM 解析を行い，要素分割数

評価に関する研究，学位論文，2023.3

1） 梁せいを 10 分割としてせん断補強筋を埋込み要素とし素の解析モデル，コンクリート工学論文集， No.87.9-1,
pp.107-120, 1987.9

たモデルは，せん断補強筋のモデル化方法によらずに中子筋の無い試験体の復元力特性を概ね再現するもの

5)

長沼一洋：三軸圧縮下のコンクリートの応力～ひずみ関係，日本建築学会構造系論文集,第 474 号, pp.163-の，中子筋のある試験体の復元力特性を上回った。
2） 梁せいを 10 分割とした解析モデルの損傷状況は，実験

170，1995.8
6)の損傷状況を概ね再現できた。
3） せん断補強筋を線材要素としたモデルは埋め込み要素としたモデルと比べて，中子筋位置のひずみが高くな

Al-Mahaidi,R.S.H.:Nonlinear Finite Element Analysis ofReinforced Concrete Deep Members,Report 79-1,Dep.of
Structural Engineering, Cornell Univ.,Jan. 1979

り実験の復元力特性を概ね再現できた。
参考文献
1)

H. Nakamura,T. Higai：Compressive Fracture Energy andFracture Zone Length of Concrete ,Seminar on Post-peak
Behavior of RC Structures Subjected to Seismic Load，JCIC51E，Vol. 2，pp. 259-272, 1999.10* 高知工科大学システム工学群

School of System Engineering, Kochi University of Technology** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）Assoc Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tec., Dr. Eng.

− 32 −

16

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

破壊モードの異なる非埋込み型 CES 柱脚の耐力評価に関する研究（その 1）実験概要および破壊性状

1.

2. 構造

13. 鋼・コンクリート合成構造

a. 鋼・コンクリート合成構造全般

会員外

合成構造
リブ

繊維補強コンクリート
ベースプレート

静的載荷実験
アンカーボルト

正会員
正会員

2.

はじめに

〇渡会 駿

*

西野 天駿**
鈴木 卓 ***

実験概要

2.1 試験体

内蔵鉄骨および繊維補強コンクリートから構成される
CES（Concrete Encased Steel）構造は鉄骨鉄筋コンクリー

試験体は実大の約 1/3 スケールのもの 4 体である。図

ト構造の優れた耐震性能を有しつつ，鉄筋の省略による

1 に試験体形状および寸法を，図 2 に柱脚の形状および寸法を，表 1 に試験体一覧を示す。柱のコンクリート断1)

施工の簡略化を実現した新たな構造形式である 。
筆者らはアンカーボルト（以下，AB と呼称する）を柱

面は 300mm 角，内蔵鉄骨は BH-175×150×7.5×11 である。

断面内側に配置しつつベースプレート（以下，BP と呼称

BP 上面から加力位置までの高さは 600mm である。ABする）の下面にリブ補強を施した非埋込み型 CES 柱脚のは 8-M24 であり，BP 両端付近に配置している。スタブ

静的載荷実験を実施した

2)には基礎構造を模擬した主筋およびせん断補強筋を，AB。その結果，リブを設けることで BP 降伏の抑制が確認されたものの，破壊性状を考周辺には縦筋および帯筋をそれぞれ配した。

慮した耐力評価の検討の必要性を示した。また，これま

実験変数は BP の幅および BP 下面のリブの有無であ

でに BP 降伏を伴う柱脚曲げ耐力評価がなされていない。

る。試験体 N350 および A350 は BP サイズが PL-22×350×

以上を背景に本研究では，非埋込み型 CES 柱脚の耐力350 であり，試験体 N500 および A500 は BP サイズが PL-評価を目的として BP 形状および AB 位置の異なる非埋

36×500×350 である。また，試験体 N350 および N500 は込み型 CES 柱脚の静的載荷実験を実施した。本報（そのBP 下面にリブは取り付いておらず，試験体 A350 および1）では，実験概要および破壊性状を述べる。

A500 は BP 下面にリブが取り付いている。

North
South
PL-40x300x300

300

A500
North

Steel
BH-175x150x7. 5x11
A'

A500,N500

60

38 22

Base Plate
PL-36x500x350

B'

325

540

B

62.5
25

Base Plate
PL-22x350x350

Base Mortar

D6@85

3-D13

4-D22

(a) 試験体立面

D13@85(b) 試験体断面

図1

試験体形状および寸法

350

500

50

300

50

Strain gauges
55

図2

240

62.5
60

45

460

460

45

55

36

PL-36x460x60

75 75

350

36

22

24

350

75
62.5 75

60

38

22

75

500

75

PL-22x300x60

62.5

62.5

300
350

400

A350,N350
Anchor Bolts
8-M24
62.5
Steel
BH-175x150x7.5x11
A-A'断面
B-B'断面
16-D25

1050
400

A

1200
400

400

24 36

830
600

N500

A350

170

300

325

N350
South

Strain gauges
50

400

50

試験体 A350 および A500 の柱脚形状および寸法

Strength Evaluation for CES Unembedded Type Column Bases with Different Fracture Modes(Part 1) Outline of Experiment and Fracture Properties
Shun WATARAI, Takatoshi NISHINO and Suguru SUZUKI− 33 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

表1
実験
変数
柱

柱脚

試験体
リブ
ベースプレート
断面 cb×ｃ D (mm)
せん断スパン比
鉄骨断面
モルタル厚 (mm)
アンカーボルト
定着長さ lb (mm)

表2

-

試験体概要
N350
A350
N500
A500
無
有
無
有
PL-22×350×350 PL-36×500×350
300×300
2.0 (MlQ=600)
BH-175×150×7.5×11 (SS400)
38
24
8-M24 (ABR400)
480

+

LOAD

Hydraulic jacks
500kN
South

North

コンクリートの材料特性

圧縮強度 (N/mm2)

表3
鉄骨フランジ (7.5mm)
鉄骨ウェブ (11mm)
BP PL-22 (SS400)
BP PL-36 (SS400)
AB M24 (ABR400)

柱
52.7

モルタル
53.4

スタブ
44.1

Specimen

鋼材の材料特性
降伏強度(N/mm2)
293
336
251
283
313

引張強度
(N/mm2)
448
456
417
458
447

図3

ヤング係数
(kN/mm2)
203
200
192
208
213

正載荷

+

載荷装置
BP

負載荷

-

剥離

-

+

N350

A350

表 2 にコンクリートの材料特性を，表 3 に鋼材の材料特性を示す。本試験体では，スタブには普通コンクリー
トを，敷モルタルには無収縮グラウトを，柱には繊維補強コンクリートを使用した。柱に使用した繊維は，標準
長 30mm，直径 0.66mm のビニロンファイバーであり，体+積混入率は 1.0%である。
2.2 載荷計画N500

図 3 に載荷装置を示す。試験体の下スタブは PC 鋼棒

-

+

-

A500

を用いて載荷フレームに固定した。実験は載荷フレームに取り付けた 2 台の水平オイルジャッキ(最大容量：
500kN)によって水平力を載荷した。水平力載荷は，載荷点の水平変位 δ をスタブ上端から載荷点までの高さ h（660mm）で除した変形角 R（=δ/h）による変位制御とした。加力プログラムは R=1/800 rad および 1/400 rad を 1
サイクル，R=1/200，1/100，1/67，1/50，1/33，1/25 rad を

図4

最終破壊状況

2 サイクルおよび R=1/20 rad の正載荷側のみとした。
3.

4.

破壊性状

まとめ
次報（その 2）に示す。

図 4 に各試験体の最終破壊状況を示す。BP 幅の狭い
試験体 N350 および A350 では，敷モルタルの剥離が顕著であった。BP 幅の広い試験体 N500 および A500 では，
柱下部コンクリートの浮上がりが顕著であった。リブのある試験体 A500 では，柱下部コンクリートに圧縮ひび

参考文献
1) 日本建築学会：鉄骨コンクリート（CES）造建物の性
能評価型構造設計指針（案）・同解説，2022.3

割れが確認された。一方でリブのない試験体 N350 およ2) 西野天駿，鈴木卓：非埋込み型 CES 柱脚の構造性能

び N500 では，引張側フランジ位置付近の BP の浮上がりに及ぼすベースプレート下面リブの影響，コンクリー
ト工学年次論文集，Vol. 45，No. 2，pp. 691-696，2023.7が顕著であった。また，実験後に試験体 N500 および A500の柱コンクリートをはつりとると，圧縮側フランジ下部における局部座屈が確認された。
*

高知工科大学システム工学群

School of System Engineering, Kochi University of Technology.

**

高知工科大学大学院社会システム工学コース

Graduate School of Social Eng., Course, Kochi Univ. of Tech.

*** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr. Eng.

− 34 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

破壊モードの異なる非埋込み型 CES 柱脚の耐力評価に関する研究（その 2）実験結果および終局耐力計算
2. 構造

13. 鋼・コンクリート合成構造

a. 鋼・コンクリート合成構造全般

会員外

合成構造
応力分布

繊維補強コンクリート
ベースプレート

履歴性状
曲げ強度

正会員
正会員

1.

〇渡会 駿

*

西野 天駿**
鈴木 卓 ***ない試験体 N500 と比べて，R=1/100 rad 時のせん断力がはじめに本報（その 2）では，実験結果の履歴特性，ベースプレ

35%高く，最大耐力が 15%高い。試験体 N500 では R=1/25

ート（以下，BP と呼称する）の応力分布および終局耐力

rad の 1 サイクル正載荷，試験体 A500 では同サイクル負計算の検討結果を示す。

載荷で圧縮側フランジ下部において局部座屈による耐力低下が確認された。履歴性状および（その１）に示す破2.

壊性状より試験体 N500 は BP の降伏を伴う柱曲げ破壊

実験結果

型，試験体 A500 は柱曲げ破壊型とそれぞれ判断された。

2.1 履歴特性
図 1 に各試験体のせん断力－変形角関係を示す。試験

2.2 BP の応力分布

体 N350 および A350 では，スリップ型の履歴性状を示す

図 2 に正載荷ピーク時の各試験体の BP 上面の応力分傾向が認められた。リブのある試験体 A350 の最大耐力布を示している。鋼材の応力は履歴特性をバイリニア型

はリブのない試験体 N350 のものと比べて 10%高い。履と仮定し，（その 1）の図 2 に示すひずみゲージによる計歴性状および（その１）に示す破壊性状より試験体 N350

測値から算出した。

は BP の降伏を伴う柱脚曲げ破壊型，試験体 A350 は柱脚各試験体ともに載荷サイクルの増加に伴い，引張側フランジ付近の引張応力の増加が顕著である。また，

曲げ破壊型とそれぞれ判断された。

体 N350 および N500 では降伏強度に達しているものの，

Shear force (kN)Shear force (kN)Shear force (kN)

R=1/100 rad における当該位置の応力はリブのない試験

Shear force (kN)

試験体 N500 および A500 では，紡錘型の履歴性状を示す傾向が認められた。リブのある試験体 A500 はリブの

図1

せん断力－変形角関係

Strength Evaluation for CES Unembedded Type Column Bases with Different Fracture Modes(Part 2) Experimental Results and Ultimate Strength Calculation
Shun WATARAI, Takatoshi NISHINO and Suguru SUZUKI− 35 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

θ

My θ2

My

My

θ1

θ
l2

l1

図3
表1

実験結果および計算結果

Unit : kN

N350

A350

N500

A500

実験値
柱曲げ耐力
(a)
柱脚曲げ耐力（AB 降伏）(b)
柱脚曲げ耐力（BP 降伏）(c)

193
232
212
180

212
235
213
699

245
232
324
244

281
232
323
663

0.83
0.91
1.07

0.90
1.00
0.30

1.06
0.76
1.00

1.21
0.87
0.42

実験値 / 計算値

図2

BP 上面の応力分布

BP の変形状態

(a)
(b)
(c)

の試験体 N350 では，実験の最大耐力値と式(4)の計算値

リブのある試験体 A350 および A500 では R=1/67 rad にの比率は 1.07 となった。試験体 N350 の実験結果では，おいても降伏強度に達していない。このことから，リブ

引張側フランジ付近の BP の浮上がりが顕著であり，実補強により BP の応力の抑制が確認された。

験結果と計算結果の破壊モードは一致している。一方，

3.

柱脚曲げ破壊型の試験体 A350 では，実験の最大耐力値

終局耐力評価柱および非埋込み型柱脚の AB 降伏先行型の曲げ耐力と柱脚曲げ耐力値の比率は 1.00 となった。試験体 N500

は一般化累加強度理論 1)を用いて算出した。鉄骨ウェブ

および A500 では，実験の最大耐力値と柱曲げ耐力値のの曲げ耐力は精算値である。柱脚の AB は引張力のみ負比率は 1.06，1.21 となった。試験体 A500 は BP が降伏し担するものとして計算した。コンクリートの低減係数はた試験体 N500 と比べて，柱曲げ変形が顕著に表れた。

柱では式(1)の計算値を，柱脚では 0.85 を採用した。

それに伴い，試験体 A500 は鉄骨の応力がひずみ硬化域(1)に達したことにより実験の最大耐力値と柱曲げ耐力値の� 𝑟𝑟� � 0.85 � 2.5 � 𝑝𝑝�

比率が試験体 N500 と比べて高くなったと推察される。

ここで， � 𝑝𝑝� ：圧縮側鉄筋比である。

図 3 に BP の変形状態を示す。BP の降伏を伴う柱脚曲げ耐力は同図をもとに，式(2)の外力と式(3)の内力の仕事

以上の結果から本論に示す耐力評価法により非埋込み型 CES 柱脚の最大耐力は評価可能である。

量の釣合いにより算定した。（式(4)）
��𝑊𝑊� � 𝑀𝑀� � � 𝑀𝑀� � � � 𝑀𝑀� �1 � � ��

��

���
�

4.

(2)

𝑊𝑊� � �ℎ��

�1 � � �

��

��

��

まとめ
本研究では，BP 形状および AB 位置の異なる非埋込み(3)型 CES 柱脚の静的載荷実験を実施した。本報（その 1, 2）より得られた知見を以下に示す。

(4)1) リブのない試験体 N350 および N500 では，引張側フ

ここで，𝑀𝑀�：BP の全塑性曲げモーメント，𝑙𝑙�：引張側 AB
位置から引張側フランジ間の距離（N350，A350：38mm，

ランジ付近のベースプレートの浮上がりが顕著であった。

N500，A500：118mm），𝑙𝑙�：引張側フランジ位置から圧縮

2) 柱曲げ破壊型の試験体 A500 はベースプレート降伏を側フランジ間の距離（164mm），ℎ：BP 中心位置から載荷伴う柱曲げ破壊型の試験体 N500 と比べて最大耐力は点高さ（N350，A350：611mm，N500，A500：618mm）で高く，局部座屈の発生時期が遅いことが確認された。
3) 本論に示す耐力評価法により非埋込み型 CES 柱脚のある。

最大耐力は評価可能である。

表 1 に実験によって得られた最大耐力値および終局耐力の計算値の一覧を示す。BP 降伏を伴う柱脚曲げ破壊型*

高知工科大学システム工学群

School of System Engineering, Kochi University of Technology.

**

高知工科大学大学院社会システム工学コース

Graduate School of Social Eng. Course, Kochi Univ. of Tech.

*** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr. Eng.

− 36 −

17

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

ベースプレート厚さを変数とした非埋込み型 CES 柱脚の FEM 解析（その 1）解析モデル
2. 構造
CES 構造静的載荷実験

13. 鋼・コンクリート合成構造
合成構造
材料構成則

a. 鋼・コンクリート合成構造全般
材料モデル
最大付着応力1. はじめに会員外
正会員〇竹原 未来*鈴木 卓 **

フレームに取り付けた 2 台の水平オイルジャッキ（最大容鉄骨および繊維補強コンクリートの合成構造である CES

量：500kN）によって水平力が載荷された。水平力載荷は，（Concrete Encased Steel）は高い耐震性能を有しつつ施工性

試験体頂部の水平変位を柱脚から試験体頂部までの高さでArial forceに優れた合成構造である。現在，CES 構造の実用化に向けて梁や柱などの開発が進められている 1)。
野らは工期短縮や経済性の向上が図れる非埋込み型柱脚のLoad一方で，当該実験ではベースプレート（以下，BP）を降伏させないためにその厚みを大きくした。しかし，厚みの大きな BP は調達や施工が困難であり，非埋込み型 CES 柱脚の600

Strain gauge

450

Base Mortar

Base Plate
PL-50x550
x550

E2
E0

480

ける損傷の減少および柱における損傷の増加が認められた。

1385
50 50

示すことが認められた。また，軸力比の増大に伴い柱脚におSteel
H-200x150
x6x9

Anchor Bolts
4-M24

550

最大耐力の上昇およびスリップ型から紡錘型の履歴性状を

(-)

(+)

復元力特性および破壊性状の把握を目的とした静的載荷実験を実施した 2)。これにより，軸力比の増加に伴う試験体のNorth
PL-40x300x300

South
135

CES 柱脚には埋込み型と非埋込み型がある。中でも，西開発には改良の余地がある。
以上を背景とし本研究では，非埋込み型 CES 柱脚におけ

PL-12る BP の応力分布および変形性状の解明を目的として文献

2-D13@100

4-D25

図 1 試験体の形状および配筋状況

2)の静的載荷実験を対象とした三次元 FEM 解析を実施した。
本報（その 1）では解析モデルの概要を示す。

表 1 試験体概要

2. 静的載荷実験の概要
本報において示す非埋込み型 CES 柱脚の静的載荷実験および実験結果の詳細は文献 2)を参照されたい。試験体は実

実験
変数
柱

大 1/3 スケールのもの 2 体である。
試験体の形状および配筋状況を図 1，試験体概要を表 1 に

柱脚

試験体
軸力比 N/N0
軸力 N (kN)
断面 cb x cD
せん断スパン比
鉄骨断面
モルタル厚 (mm)ベースプレート
アンカーボルト示す。柱コンクリートの断面は 300mm 角，内蔵鉄骨は BH-

E000300 x 300
2.0 (h=600 mm)
BH-200 x 150 x 6 x 9 (SS400)
50
PL-50 x 550 x 550
4-M24 (ABR400，定着長さ480mm)

200×150×6×9（SS400）である。柱脚から加力位置までの

表 2 コンクリートの材料特性

高さは 600mm である。
鉄骨 BP は PL-50×550×550（SS400）圧縮強度(N/mm2)
46.6
67.2
34.4
45.9
70.7
39.7

とし BP の面外降伏が阻止された。アンカーボルト（以下，AB）は 4-M24（ABR400）とし柱断面の外側の四隅に配置された。表 2 にコンクリートの材料特性を，表 3 に鋼材の材料特性を示す。本試験体では，スタブに普通コンクリート，
敷モルタルに無収縮モルタル，柱に繊維補強コンクリートが使用された。
試験体の下スタブは PC 鋼棒を用いて載荷フレームに固定され，上部プレートは高力ボルトを用いて垂直オイルジ
ャッキ（最大容量 3,000kN）に固定された。載荷方法は，鉛直オイルジャッキによって所定の軸力 N が作用され，載荷

E0
E2

柱
モルタル
スタブ
柱
モルタル
スタブ

E2
0.2
850

ヤング係数 圧縮強度時(kN/mm2) ひずみ (μ)
2,853
31.2
－
－
28.7
2,143
2,098
31.5
－
－
30.8
2,034

表 3 鋼材の材料特性
鉄骨ウェブ (6mm)
鉄骨フランジ (9mm)
ベースプレート PL-50
アンカーボルト M24

降伏強度(N/mm2)
251
289
254
320

引張強度
(N/mm2)
372
464
433
460

ヤング係数
(kN/mm2)
180
188
204
219

FEM Analysis of Non-Embedded CES Column Bases with Different Thickness of Base Plate,(Part 1) Analysis Model
Mirai TAKEHARA and Suguru SUZUKI− 37 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

N除した変形角 R による変位制御とされた。軸力は，軸力比N/N0（N：作用軸力，N0：軸圧縮耐力）を試験体 E0 では 0，
試験体 E2 では 0.2 相当の圧縮力が作用されている。
Q

3. FEM 解析
図 2 に試験体の要素分割を示す。解析モデルは面外方向の対称性を考慮し試験体の半分をモデル化した。コンクリ

4節点積層平板
シェル要素(フランジ)

8節点
アイソパラメトリック
立体要素

4節点平面応力要素(ウェブ)

ートは 8 節点アイソパラメトリック立体要素でモデル化した。鉄骨はフランジを 4 節点積層平板シェル要素，ウェブ
を 4 節点平面応力要素でモデル化した。AB は 2 節点ティモ
シェンコ梁要素でモデル化した。敷モルタルと BP および鉄2節点
ティモシェンコ梁要素

骨と柱コンクリートの間にはフィルム要素を定義した。スタブ，敷モルタルおよび BP と AB の間にはライン要素を定義した。AB 上端にはリンク要素を定義しナットを再現した。
図 2 要素分割

拘束条件は試験体切断面の Y 軸並進方向の固定である。
また，スタブ下端のコンクリートの節点を完全固定とした。

(σB,εcr)

載荷方法は，実験と同様の加力点に水平方向の強制変位

σtまた，解析は変位制御による正方向の方押し載荷とした。解σを与え，軸力はピン支承上端に分布荷重として作用させた。
析で用いた材料特性は表 2，3 の値を用いている。モルタル(0.2σB,4εcr)

εのヤング係数およびひずみは，式(1)，(2)を用いて定義した。
EC＝(0.114√fc’＋0.582)×105 (kgf/cm2)(1)

εp＝1.37fc’＋1,690 (kgf/cm2,10-6)(2)(a) 圧縮側モデル(b) 引張側モデル

各材料の材料構成則は文献 3)に従った。コンクリートのT

なお，解析には 3 次元解析ソフト"FINAL"を使用した。

Gcr/G0

ここで fc’：コンクリート強度である。

応力－ひずみ関係の上昇域は修正 Ahmad モデルとした。軟化域は，スタブおよび敷モルタルでは修正 Ahmad モデルと(c) せん断伝達モデル

し，柱では図 3(a)のように多折線でモデル化した。ひび割れ(d) 付着モデル

後のテンションスティフニング特性は出雲らの提案モデル（スタブ：c=0.4，敷モルタル，柱：c=1.0，c=モデル係数）

図 3 材料モデルを用いた（図 3(b)）
。多軸応力下の破壊条件は Willam-Warnke

慮した。開閉の挙動は，引張応力を 0 とみなすための 5 パラメータモデルに従い大沼らの係数を用いた。ひび
割れ後のせん断伝達特性は，スタブおよび敷モルタルでは
Al-Mahaidi モデルとした。
柱では図 3(c)に示す Al-Mahaidi モデル（β=1.0 の場合）に対して多折線（β=0.8）でモデル化し0.50N/mm2 と定義し，引張応力がひび割れ強度に達したときに開閉が起こり，以後は剛性が 0 となるよう定義した。
ライン要素の付着応力－すべり関係は天野モデルを用いた。最大付着応力は（式(3)）に 40％を乗じ算定した 5)。

た。
鋼材の応力－ひずみ関係はバイリニアモデルとし，ひずみ硬化則は等方硬化則とした。

fbo=0.28fc’2/3൑3.2 (N/mm2)

リンク要素の応力－変位関係は，引張方向およびせん断

フィルム要素の付着応力－すべり関係は天野モデル 4)を用い，最大付着応力度は文献 3)を参考に定義した。最大応力時のすべり量は敷モルタルと BP のフィルム要素では0.025mm とし，鉄骨と柱コンクリートのフィルム要素では方向の剛性を 0 とし，圧縮方向は剛体とした。
4. まとめ
次報（その 2）に示す。

文献 3)を参考に定義した。この時，摩擦係数を 0.65 と定義
し，面外圧縮力に伴う摩擦力の増大を付着応力に加えた（図3(d)）
。さらに敷モルタルと BP は浮上がりによる開閉を考
*
**

(3)

ここで fc’：コンクリート強度である。

参考文献
次報（その 2）に示す。

高知工科大学システム工学群
School of System Engineering, Kochi University of Technology
高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学） Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr. Eng.

− 38 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

ベースプレート厚さを変数とした非埋込み型 CES 柱脚の FEM 解析（その 2）解析結果
2. 構造
復元力特性
応力分布

13. 鋼・コンクリート合成構造
最大耐力
アンカーボルトa. 鋼・コンクリート合成構造全般
鋼材の降伏
軸力比

1. はじめに会員外
正会員〇竹原 未来*鈴木 卓 **の後，BP 厚さの減少に伴うせん断力の低下が確認された。
図 4 に BP の Mises 応力分布（E0：R=2.0×10-2rad，E2：ート（以下，BP）厚さを減少させた解析モデルの検討結果

R=1.5×10-2rad）を示す。同図は BP の上面および正面切断を示す。

位置のものを示している。

図 1 に実験と解析の復元力特性の比較を示す。試験体 E0
では，R＝0.25×10-2rad 程度までの実験と解析の復元力特性は概ね一致している。その後，R＝2.0×10-2rad 程度までの解析のせん断力は実験のものに比べてわずかに高い値とな

Shear force (kN)

2. 解析結果と実験結果の比較

Shear force (kN)

本報（その 2）では，実験と解析の比較およびベースプレっている。一方の試験体 E2 では，R＝1.0×10-2rad 程度までの実験と解析の復元力特性は概ね一致しているものの，それ以降の解析のせん断力は実験のものに比べて高い値とな
図 1 実験と解析の復元力特性の比較っている。これらは，片押し載荷の解析では，材料の繰返

E0 ではアンカーボルト（以下，AB）の応力を，柱降伏型の試験体 E2 では鉄骨フランジの応力を示している。両試験体
ともに実験と解析の結果は概ね一致している。

2

Stress (N/mm )前報（その 1）の図 1 に示している。柱脚降伏型の試験体

2

図 2 に鋼材の引張応力－変形角関係を示す。計測位置はStress (N/mm )しによる剛性低下が考慮されていないためだと考えられる。

以上の結果から，試験体 E0 および E2 の解析結果は実験結果を概ね再現しているといえる。
(a) AB

3. パラメトリックスタディ(b) 鉄骨フランジ

図 2 鋼材の引張応力－変形角関係

3.1 試験体概要

表 1 解析パラメータ

試験体の BP 厚さを減少させたモデル 3 体のパラメトリッ
ク解析を行う。表 1 に解析パラメータを示す。本解析では，

E0-50, E2-50 (実験モデル)
E0-40, E2-40
E0-30, E2-30
E0-20, E2-20

BP および敷モルタルの厚みを変化させ，その他の試験体形状，加力条件および材料特性は前報のものと同じである。
3.2 解析結果

敷モルタル (mm)
50
60
70
80

BP (mm)
50
40
30
20

では R＝1.0×10-2rad 程度で BP の浮上がりおよびすべりに伴う顕著な剛性低下が認められた。それに伴い，その後の変形角において，BP の薄いモデルのせん断力は BP の厚い

Shear force (kN)

剛性の減少が確認された。しかし，モデル E0-50 および 40

Shear force (kN)

図 3 に各 BP 厚さにおける復元力特性の結果を示す。モデル E0 では，BP 厚さの減少に伴い R＝1.0×10-2rad 程度までモデルのものと比べて高い値となった。
モデル E2 では，R＝0.5×10-2rad 程度までは BP 厚さの減少によるせん断力の値に大きな変化はみられなかった。そ図 3 BP 厚さ変更後のせん断力－変形角関係

FEM Analysis of Non-Embedded CES Column Bases with Different Thickness of Base Plate,(Part 2) Analysis Result
Mirai TAKEHARA and Suguru SUZUKI− 39 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

0

σy/2

σy

(N/mm2)

鉄骨柱コンクリート
アンカーボルト(a) E0-50(b) E0-40(c) E0-30(d) E0-20(e) E2-50(f) E2-40(g) E2-30(h) E2-20

図 4 BP の Mises 応力分布(a) E0(b) E2
図 5 BP の変形および応力分布0.2 のモデルでは，BP 厚さの減少に伴うせん断力の減モデル E0 では，BP 厚さの減少に伴い柱の圧縮側コンク少が認められた。

リート付近および引張側フランジ付近で応力の増大が確認された。モデル E2 では，BP 厚さの減少に伴い柱の圧縮側3)

軸力比 0 のモデルでは BP 厚さの減少に伴い柱圧縮側

コンクリート付近では応力の顕著な増大がみられなかった

コンクリート付近および引張側フランジ付近におけるものの，引張側フランジ付近では応力の増大が確認された。

BP 応力の増加が認められた。一方の軸力比 0.2 のモデ

また，両モデルのすべての解析において引張側のフランジ

ルでは，BP 厚さの減少に伴い引張側フランジ付近にお付近から AB 付近にかけて応力の減少が認められた。これ

ける BP 応力の増加が認められた。

は，AB の降伏に伴う伸び変形によるものと推察される。さ4)

柱の圧縮側コンクリート付近の BP に生じる応力は軸らに，軸力比の増加に伴い柱の圧縮側コンクリート付近で力比の増加に伴い柱の内側に移行する傾向が認められ生じた高い応力の作用位置は内側に移行する傾向が確認さた。

れた。これは，図 5 に示すように，敷モルタルから BP にかかる圧縮応力が軸力により高くなったことに起因するもの

参考文献と推察される。一方で，引張側では高い応力の生じる位置

1)

日本建築学会：鉄骨コンクリート（CES）造建物の性
能評価型構造設計指針（案）・同解説，2022.3に大きな変化はみられなかった。
2)

西野天駿，鈴木卓：CES 露出柱脚の静的載荷実験および構造解析モデル，コンクリート工学年次論文集，Vol.

4. まとめ44，No. 2，pp. 751-756，2022

本研究では，軸力比を変数とした非埋込み型 CES 柱脚の三次元 FEM 解析を行った。本研究によって得られた知見を

3)

鈴木卓，倉本洋，森翔太：片側袖壁付き CES 柱の 3 次

以下に示す。

元 FEM 解析，第 10 回複合・合成構造の活用に関する

1)

シンポジウム講演集，No. 34，pp. 1-8，2013.11

前報（その 1）に示す解析モデルは復元力特性および4)鋼材の応力状態を概ね再現することができる。
2)

軸力比 0 のモデルでは，BP 厚さの減少に伴い R＝1.0

せん断挙動解析，コンクリート工学年次論文集，Vol. 20，

×10-2rad 程度までの剛性の減少が認められたものの，No. 2，pp. 823-828，1998.7

その後のせん断力の増加が認められた。一方の軸力比***

天野修，他 4 名：鋼管・コンクリート複合構造橋脚の5)

土木学会：コンクリート標準示方書[設計編]，2018

高知工科大学システム工学群
School of System Engineering, Kochi University of Technology
高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学） Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr. Eng.

− 40 −

18

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

建物長辺方向に長い吹抜けを有する 5 階建て SRC 造建物の振動特性に関する研究（その 1）対象建物および計測手法
2. 構造
常時微動
不整形平面

2. 振動
FFT
中層建物

f. 応答特性とその評価
鉄骨鉄筋コンクリート造
固有振動数

1. はじめに

会員外
正会員

○牧野
鈴木

滉平*
卓 **

建物高さは約 22m であり，建物 4 階から短辺方向にセット

地震の多い我が国では，地震被害の予測・低減のためにバックしている。本建物は 2~5 階にかけて長辺方向に長い

建物の耐震性能評価の高精度化が求められている。そのた吹抜けを有している。床スラブ厚は 150~200mm である。図

めに常時微動計測などによる実建物の振動特性調査が行わ

2 中の X1，3，4，9，10 および 13 構面には連層耐震壁が設れている。耐震性能評価のための構造解析では，剛床仮定置されている。コンクリート設計基準強度 Fc は 24N/mm2に基づき建物の各構面に応力が分配される。文献 1)では，である。主筋には SD345 が，せん断補強筋には SD295A が細長い平面形状や吹抜けを有する建物において剛床仮定のそれぞれ使用されている。

成立し難いことが指摘されているものの，その成立条件に

2.2 計測計画
常時微動計測は 2023 年 11 月 15 日の校内に人通りの少な

関する具体的な規定は存在しない。そのため，設計モデル
2)と実建物の間で振動特性の差異が危惧される 。

い時間に実施した。計測に用いた加速度計はセイコーエプソ

以上を背景として本研究では，剛床仮定の成立条件に資ン社製加速度計 M-A352 を内蔵したソナス社製 sonas x02

する基礎資料の取得を目的として長辺に長い吹抜けを有す

SUP-X-X2 である。加速度計は検出範囲±15G，分解能 0.059μG，

る 5 階建て鉄骨鉄筋コンクリート（以下，SRC）造建物を

ノイズ密度 0.2μG/Hz0.5 および出力レート 50~1,000Hz である。

対象とした常時微動計測を実施した。本報（その 1）では，対象建物および計測手法の詳細を述べる。

対象建物

2. 常時微動計測
2.1 対象建物
対象建物は高知県香美市にある 1997 年 4 月に竣工された
SRC 造地下 1 階，地上 5 階建ての学校施設である。建物長
辺方向が EW，
短辺方向が NS である。
図 1 に建物の敷地を，N

図 2 に建物の 1 階平面および図 3 に短辺方向 X7 構面の立面

Y6
Y5

Y2

Y1

図 1 建物の敷地

CASE4
EV

EV

CASE3

3600 7800

Y3

30600

Y4

5400 6000 5400 6000

をそれぞれ示す。
建物の長辺×短辺長さは約 94×31m である。

Sensor
上階の吹抜け
耐震壁

X1

7200

7200

10800

7200

7200

7200

7200

7200

10800

7200

7200

7200

N

93600
X2

X3

X4

X5

X6

X7

X8

X9

X10

X11

X12

X13

図 2 1 階平面
Vibration Characteristics of a 5-Story SRC Building with Long Open Ceilings in Longitudinal Direction(Part1) Target Building and Measurement Method
Kohei MAKINO and Suguru SUZUKI− 41 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

表 1 加速度計の設置場所
Case
Start time

21950
800
4200 5000 4300 4400 38503600

RFL
5FL
4FL

Location

3FL

5F

2FL
SGL

3600

7800

5400

6000

5400

6000

30600
Y1

Y2

Y3

Y4

Y5

Y6

N-S
E-W

1
9:55
Both
Mid

2
10:45
Both
Mid

3
11:45
North
All

4
12:50
South
All

〇

〇

All

All

4F

-

〇

-

-

1FL

3F

〇

〇

All

All

B1FL

2F

〇

-

-

-

1F/B1F/NG

Sensor
上階の吹抜け耐震壁〇

図 3 短辺方向 X7 構面の立面(a) 5 階長辺方向(b) 5 階短辺方向(c) 3 階長辺方向(d) 3 階短辺方向(e) 1 階長辺方向(f) 1 階短辺方向
図 4 振幅スペクトログラム

計測時間は 30 分×4 回，サンプリング周波数は 100Hz である。表１に加速度計の設置場所を示す。各 Case において近窓，窓長 29 個，重複率 75%）により得られた振幅スペクトロ
グラムを示す。
長辺および短辺ともに 3 および 5 階において 4Hz 付近に高傍地盤（NG），地下 1 階および 1 階の計測は共通とした。Case
1, 2 では，吹抜けにより分断された建物北側と南側の高さ方

い振幅が認められた。長辺方向の 3 階では，12Hz 付近にも向に加速度計を設置した。Case 3, 4 では，3 および 5 階にお高い振幅が確認された。しかし，短辺方向では，3 および 5

ける建物長辺方向の 3 か所に加速度計を設置した。計測波形

階ともに高振幅を維持する傾向が確認された。一方の 1 階でには，1～25Hz のバンドパスフィルタ（10 次のバタワース） は，長辺および短辺ともに顕著な振幅の発生は認められなかを適用した。

った。

3. 振幅スペクトログラム

4. まとめ図 4 に Case 1 で得られた波形を短時間フーリエ変換（Han

本報の結論および参考文献は次報（その 2）に示す。

* 高知工科大学システム工学群

School of System Engineering, Kochi University of Technology** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr. Eng.

− 42 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

建物長辺方向に長い吹抜けを有する 5 階建て SRC 造建物の振動特性に関する研究（その 2）計測結果
2. 構造
常時微動
固有振動数

2. 振動
FFT
減衰定数

f. 応答特性とその評価
鉄骨鉄筋コンクリート造
固有ベクトル

1. はじめに

会員外
正会員

○牧野
鈴木

滉平*
卓 **

著な差は確認されなかったものの，3 階では，12Hz 付近で北本報（その 2）では，加速度波形の解析結果を示す。

と南側のスペクトル比に差がみられた。
図 2 に北および南側における 1 次モードの固有ベクトル

2. 解析結果分布を示す。固有ベクトルは卓越振動数（長辺 4.2Hz，短辺

2.1 建物高さ方向の解析結果

3.9Hz）を中心とする狭帯域のバンドパスフィルターを適用

前報に示したフィルタリング処理を施した加速度波形をした変位波形において北側 5 階が最大値となる時刻の値でオーバーラップ率 0.5 でサンプル数 2 個の 88 波に分割し，ある。同図は Case 1 および 2 で得られたベクトルの平均値得られた各波形のフーリエスペクトルをアンサンブル平均である。長辺方向では 3~5 階で，短辺方向では 2～3 階におした。図 1 に Case 1 における建物両側の各階/1 階のフーリエ

いて北と南側のベクトルに若干の差が認められるものの，

スペクトル比を，表 1 に Case 1, 2 より得られた各方向の固有

分布形はほぼ一致している。

12

図 3 に北および南側における 5 階の 1 次モード変位波形

振動数，固有周期および減衰定数を示す。固有振動数は 5 点
ピーク法，減衰定数は 1/√2 法を用いて推定した。

を示す。同図は各方向における変位応答の最大値が記録さ長辺方向では，北および南側の各階ともに 4.2Hz にピークれた時刻付近を示している。北および南側ともに応答変位がみられた。また，5 階では 12Hz，3 階では 9Hz 以上の振動

およびその位相は概ね一致している。

数において，北と南側のスペクトル比に若干の差が認められ

2.2 建物平面方向の解析結果た。一方の短辺方向では，3.9，4.7，5.5 および 6.3Hz にピー

図 4 に建物北側（Case 4）における長辺方向各位置の各階

クがみられた。また，5 階では北と南側のスペクトル比に顕/1 階のフーリエスペクトル比を示す。1 次の固有振動数付近

40
30

20
10

5.5Hz
6.3Hz

3

5

7

9 11 13 15

Frequency (Hz)11(a) 5 階長辺方向

40

5

7

Frequency (Hz)Period
(s)
0.258
0.238
0.213
0.182
0.160
0.131

Dampingratio (%)
3.48
3.04
2.13
2.00
0.96
1.25

Floor

1st
2nd
3rd
4th
5th
6th

Frequency(Hz)
Transverse
3.88
Longitudinal
4.20
Transverse
4.69
Transverse
5.49
Transverse
6.25
Torsion
7.62
Direction

6.3Hz
4.7Hz

3

5

7

5.5Hz

1
1

9 11 13 15

Frequency (Hz)3(b) 5 階短辺方向(c) 3 階長辺方向
図 1 各階のフーリエスペクトル比（Case 1）

表 1 固有振動数および減衰定数
Mode

3.9Hz

10

1
1

9 11 13 15

North
South

40

20

4.2Hz

10

3

50

30

20

10

1
1

North
South

30

4.7Hz

20

50

Spectral ratio (-)

4.2Hz

30

North
South

3.9Hz

5

5

4

4

3

3

2
1

North
South

B
0

図2

0.5

Eigenvector

57

9 11 13 15

Frequency (Hz)(d) 3 階短辺方向

Floor

Spectral ratio (-)

40

50

Spectral ratio (-)

North
South

Spectral ratio (-)

50

1

2
1

North
South

B
0

0.5

Eigenvector1(a) 長辺方向(b) 短辺方向
1 次モードの固有ベクトル分布（Case 1，2 の平均）

Vibration Characteristics of a 5-Story SRC Building with Long Open Ceilings in Longitudinal Direction(Part2) Measurement Results
Kohei MAKINO and Suguru SUZUKI− 43 −

Displacement (m)Displacement (m)日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

図 3 Case 1 の 1 次モードの変位波形（左側：長辺方向，右側：短辺方向）

30

40
30

20

5

7

9 11 13 15

Frequency (Hz)1
1

3.9Hz 6.3Hz

40

4.7Hz

West
Middle
East

5

7

1
1

9 11 13 15

Frequency (Hz)West
Middle
East

40
3.9Hz
6.3Hz
4.7Hz

20

10

3

50

30

5.5Hz

20

10

3

50

30

4.2Hz

20

10
1
1

West
MiddleEast

Spectral ratio (-)

4.2Hz

50

Spectral ratio (-)

Spectral ratio (-)

40

West
MiddleEast

Spectral ratio (-)

50

5.5Hz

10

3

5

7

9 11 13 15

Frequency (Hz)

1
1

3

5

7

9 11 13 15

Frequency (Hz)Displacement (m)(a) 5 階長辺方向(b) 3 階長辺方向(c) 5 階短辺方向(d) 3 階短辺方向
図 4 建物北側（Case 4）における各階/1 階のフーリエスペクトル比（左側：長辺方向，右側：短辺方向）

図 5 建物北側における建物長辺方向の変位分布（左側：長辺方向，右側：短辺方向）に着目すると，長辺方向（4.2Hz）では各階において各位置

骨鉄筋コンクリート造建物の常時微動計測を行った。本報のスペクトル比は概ね一致している。一方の短辺方向より得られた知見を以下に示す。

（3.9Hz）では各位置のスペクトル比にばらつきが認められ1)た。

建物中心付近では，吹抜け両側における低周波領域のフーリエスペクトル比，1 次モードの高さ方向ベクト

図 5 に建物長辺方向における変位分布を示す。変位は卓ル分布および 5 階の応答変位波形に大きな差異は認め

越振動数（長辺 4.2Hz，短辺 3.9，4.7，5.5，6.3Hz）を中心に 2.1 節の手法により算定した。変位は 5 階中央の最大変位られなかった。
2)時の値を示している。同図には短辺方向の連想耐震壁を太線で示している。長辺方向では，建物 5 階各所の長辺方向

建物長辺方向の変位分布は概ね一致する傾向が認められた。

3)の変位分布はほぼ一致している。短辺方向では，建物 5 階

建物短辺方向では，建物 5 階中央の変位が最も大きく，
長辺両端の変位に顕著な差が確認された。

中央の値が最も大きい。これは，建物中央の計測地点が両側の耐震壁から離れていることに起因するものと推察され参考文献る。さらに，3.9 および 4.7Hz の振動数では，建物 5 階両端

1)の変位に顕著な差がみられた。建物両端の変位の差は耐震説，20182)

壁からの距離が異なることが要因であると推測される。

日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解DAO DUY AN，岩崎良二，高田毅士：吹き抜けのある階を有する建物の振動特性に関する研究，日本建築学

3. まとめ会関東支部研究報告集，pp.217-220，2004

本研究では，長辺方向に長い吹抜けを有する 5 階建て鉄* 高知工科大学システム工学群

School of System Engineering, Kochi University of Technology** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr. Eng.

− 44 −

19

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

大貫通孔を有する RC 造基礎梁の構造性能に関する基礎研究（その 1）実験概要および破壊性状
2. 構造
有孔梁
静的載荷実験

8. 鉄筋コンクリート構造
せん断力
許容せん断力

h. 梁
シアスパン
せん断破壊

1. はじめに

会員外
正会員
正会員

○佐藤 弘都*鈴木 卓 **
深津 尚人***

会員外
正会員
正会員

廣野 真成*
伊藤 花恋***
田口 孝 ***

2. 実験概要

鉄筋コンクリート造基礎梁には，設備点検のために人の2.1 試験体

通れる直径 600mm 程度の貫通孔が設けられる。貫通孔径は

試験体は実大の約 1/3 スケールのもの 4 体である。図 1

梁せいの 1/3 以下とし，スパン中央に設けることが推奨さに試験体形状および断面寸法詳細を，図 2 に貫通孔付近のれている 1)。そのため，低層建物では前述した貫通孔と梁寸法詳細を，表 1 に試験体一覧を示す。

せいの比（以下，貫通孔比）の規定により過剰な梁せいを

本報では，貫通孔上下投影位置を弦材と呼称する（図１(a)のハッチ位置参照）。実験変数は貫通孔径 H および弦材有する基礎梁となる場合がみられる。
近年，貫通孔比 1/3 以上の大貫通孔を有する基礎梁の開あばら 筋比 である 。貫 通孔径 は 130mm（ H/D =0.33 ）,発研究が進められている 2)。しかし，これらの研究では，

170mm（H/D =0.43）および 200mm（H/D =0.50）であり，逆対称曲げモーメント分布の試験体に対して貫通孔を中央

試験体名の数値と一致させた。試験体 170M の弦材あばら付近に配置したものが多く，曲げモーメントの影響を受け筋比 pw（0.95%）は他の試験体（0.32%）の 3 倍である。表る位置に貫通孔を設けた場合の検討事例は不十分である。

2 にコンクリートの材料特性を，表 3 に鉄筋の材料特性を

本研究では，曲げモーメントを受けるシアスパン中央に大貫通孔を有する鉄筋コンクリ―ト造基礎梁の構造性能の示す。
2.2 載荷方法把握を目的として貫通孔径の異なる試験体の静的載荷実験

図 3 に載荷装置を，表 4 に文献 3)を参考に計算した許容および有限要素法解析を実施した。本報（その 1）では実せん断力の計算結果を示す。試験体は PC 鋼棒によりスタ験概要および破壊性状を述べる。

ブを載荷フレームに固定した。実験では載荷フレームに取り付けた 2 台の水平ジャッキ（押し：各 500kN）によって

170

500

500

600
250
3644 44 44 44 36

弦材

96

250
59 96

96

250
59 96

96

250
59 96

96

250
59 96

(a)試験体形状(b)無孔部(c)130F(d)170F

31 48 36
115
37 88

88 37

35 65
100

37 78
115

88 37

(e)200F

170
170

313336
100
37 88

200
200

31 48 36
115
88 37

170
170

37 88

115

36

孔際補強筋
貫通孔補強筋

88 37

58 77
135

327
400

1,200

400

水平筋
正載荷

37 88

37 78

弦材あばら筋

36

あばら筋

130 31 68 36
130
135

負載荷
主筋

(f)170M

図 1 試験体形状および断面寸法詳細
80

79 49 80 49 79

c=164(a)130F80

80 59 6980

69 59 80

80 44 84

80

c=164

84 44 80c=164(b)170F(c)200F80 59 49 40 4040 49 59 80

c=164(d)170M

図 2 貫通孔付近の寸法詳細Study on Structural Performance of RC Footing Beams with Large Through-Hole(Part 1) Outline of Experiment and Fracture Properties
Hiroto SATO, Masanari HIRONO, Suguru SUZUKI, Karen ITOH, Naoto FUKATSU and Takashi TAGUCHI− 45 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

表 1 試験体一覧

弦材あばら筋
貫通孔補強筋
水平筋

170F

200F
170M
250×400
2.75 (h = 1,000 mm)
130
170
200
170
0.33
0.43
0.50
0.43
5-D16, 1.09 (%)
4-D6@80, 0.63 (%)
4-D6, 0.31 (%)
3-D6@40，
2-D6@80，0.32 (%)
0.95 (%)
4-S6, 0.44 (%)
3-D6, 0.46 (%)

130F
29.6

170F
30.0

200F
30.3

D6
S6
D16

SD295
KSS785785 相当降伏点(N/mm2)
412
1,006
806

引張強度
(N/mm2)
532
1,204
1,017

170F
21
102

200F
13
94

R

130F

ヤング係数
(kN/mm2)
218
187
214

170F

170M
21
102

LOAD

130F
32
113

Hydraulic jacks
500kN

h

図 3 載荷装置

表 4 許容せん断力の計算結果（単位：kN）
試験体
長期
短期

North

LOAD

材種

正

Specimen

170M
30.1

表 3 鉄筋の材料特性
径

LOAD
δ

表 2 コンクリートの材料特性
試験体
圧縮強度 (N/mm²)

負

South
500

130F

500

試験体名
幅×せい (mm)シアスパン比躯体
貫通孔径 (mm)
貫通孔比 (H/D)
主筋
あばら筋
孔際補強筋

水平力載荷を作用させた。水平力載荷は表 4 の長期および短期許容せん断力による荷重制御と載荷点の水平変位 δ を

200F
LOAD

スタブ上端から載荷点までの高さ（h=1,000mm）で除した
変形角 R による制御である。許容せん断力の式は文献 3)を参照されたい。
加力プログラムは長期許容せん断力を 1 サイクル，短期
許 容 せ ん 断 力 ， 0.5 ， 0.75 ， 1.0 ， 1.5 ， 2.0 ， 2.5 ， 3.0 ，

170M
LOAD

4.0×10-2rad を 2 サイクル，および 5.0×10-2rad の正載荷のみとした。ただし，試験体 170F では，載荷中の人為的なミスにより 1.0×10-2rad の 2 サイクルは行っておらず，0.75×10-2
rad の除荷時から 1.5×10-2rad のピーク時までのデータが計

図 4 破壊性状（200F：0.75×10-2rad，その他：

測されていない。

1.5×10-2rad）

3. 破壊性状
図 4 に耐力のほぼ上限に達した変形角（200F：0.75×10-2

4. まとめ
次報（その 2）に示す。

rad，その他：1.5×10-2rad）の正載荷 1 サイクル目ピーク時の破壊性状を示す。
全試験体ともに，短期許容せん断力のサイクルで貫通孔から斜め 45 度方向に斜めひび割れ発生が確認された。試験体 130F では，4.0×10-2rad のサイクルにおいて貫通孔接線方
向のひび割れ幅（以後，接線ひび割れ）の拡幅に伴う曲げ

参考文献
1) 日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説，20182) 石岡拓，清水隆，和泉信之：大口径貫通孔を有する梁部材の開口補強工法の開発，コンクリート工学年次論

降伏後のせん断破壊が認められた。試験体 170F および170M では 2.0×10-2rad のサイクルで，試験体 200F では
1.0×10-2rad のサイクルにおいて接線ひび割れ幅の拡幅に伴文集，Vol. 34，No. 2，pp. 157-162，2018.7
2）西岡康志郎：RC 有孔梁の許容せん断力とひび割れ幅に関する考察，日本建築学会大会学術講演梗概集（近うせん断破壊が確認された。
* 高知工科大学システム工学群** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）***矢作建設工業株式会社エンジニアリングセンター

畿），構造Ⅳ，pp. 289-290，2023.9
School of System Engineering, Kochi University of Technology.
Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr Eng.
Engineering Center, YAHAGI CONSTRUCTION CO., LTD.

− 46 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

大貫通孔を有する RC 造基礎梁の構造性能に関する基礎研究（その 2）実験結果および終局強度評価
2. 構造
有孔梁
応力推移

8. 鉄筋コンクリート構造
せん断力
せん断強度

h. 梁
履歴特性
曲げ強度

会員外
正会員
正会員

○佐藤 弘都*鈴木 卓 **
深津 尚人***

会員外
正会員
正会員

廣野 真成*
伊藤 花恋***
田口 孝 ***

低下が生じた。一方で試験体 170F および 170M では

1. はじめに本報（その 2）では，実験の履歴特性，応力推移および
終局強度評価を示す。

2.0×10-2rad のサイクルで，試験体 200F では 1.0×10-2rad のサイクルで耐力低下が認められた。
貫通孔比 0.43 で弦材あばら筋比 0.32%の試験体 170F の

2. 実験結果最大耐力は，貫通孔比 0.50 の試験体 200F のものと比べて2.1 履歴特性

57%高く，弦材あばら筋比 0.95%の試験体 170M のものと比図 1 に各試験体のせん断力－変形角関係を示す。図 1 には 3 章で示す既往の式による終局強度の計算値を示す。

べて 5%低い。
2.2 貫通孔補強筋の応力推移

試験体 130F では，1.5×10 rad のサイクルで主筋降伏に伴

図 2 に 1.5×10-2rad の正載荷 1 サイクル目ピーク時までにう耐力の頭打ちが確認され，4.0×10 rad のサイクルで耐力おける貫通孔補強筋の応力推移を示す。応力は履歴特性を-2-2

図 1 せん断力－変形角関係

補強筋降伏点

130F

170F

200F

170M

上部

下部
図 2 貫通孔補強筋の応力推移
Study on Structural Performance of RC Footing Beams with Large Through-Hole(Part2) Experimental Results and Ultimate Strength Evaluation
Hiroto SATO, Masanari HIRONO, Suguru SUZUKI, Karen ITOH, Naoto FUKATSU and Takashi TAGUCHI− 47 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

バイリニア型と仮定してひずみゲージの計測値から算出し

表 1 計算結果および実験結果の一覧（単位：kN）

た。貫通孔比 0.50 の試験体 200F の応力上昇は他の試験体

試験体
開口 Qsu1（式(1)）
弦材 Qsu2（式(2)）
靭性指針式 Vu（式(3)）
評価式 Qsu3(式(4))
曲げ Qmu（式(5)）
実験 Qmax
Qmax/Qsu1
Qmax/Qsu2
Qmax/Vu
Qmax/Qsu3
Qmax/Qmuのものと比べて高い。また，貫通孔比 0.33 および 0.43 の試
験体 130F，170F の応力上昇に大きな差はみられなかった。
試験体 170M は試験体 170F と比べて孔下部では応力が高い
ものの，孔上部ではほとんど差がみられなかった。また，
全試験体ともに耐力のほぼ上限に達した変形角（200F：
0.75×10-2rad，その他：1.5×10-2rad）までに降伏は認められ
なかった。

130F
197
70
174
235
262
277
1.06

170F
185
52
135
183
262
250
1.35
4.81
1.85
1.36
-

200F
176
39
106
146
262
159
0.90
4.07
1.50
1.09
-

170M
185
69
144
184
262
264
1.43
3.83
1.83
1.43
-

3. 終局強度評価
開口せん断強度は文献 1)，2)を基に式(1)により算出した。 シアスパン中央に大貫通孔を有する基礎梁の最大耐力を精度良く評価できていると言い難く，今後の研究課題とした
 0.092ku' k p  B  18 
H 

1
1.61
い。



D bj
Qsu1   M  Qd   0.12 (1)
4. まとめ0.85 pr ry  ps wy
貫通孔上下弦材のせん断強度は文献 1)に示される式(2)，本研究ではシアスパン中央に大貫通孔を有する基礎梁の文献 3)に示される式(3)，および文献 4)に示される式(4)に従静的載荷実験を実施した。本報（その 1, 2）より得られた

いそれぞれ算出した。

知見を以下に示す。

Qsu 2

 0.092ku' k p  B  18 0.85 pw wy  bj

3.12




Vu

3

 be jes

Vu  be jes B

⎫
⎪
⎬
⎪
⎭

壊が確認された。
せん断破壊型の試験体では，貫通孔比が 0.43 から 0.50に増加することで最大耐力および変形性能の低下が確
(3)

認された。
3)

貫通孔比 0.50 の試験体の貫通孔補強筋の引張応力は貫通孔比 0.43 および 0.33 のものと比べて高い。

D'tan  (4)Qsu3 2b d ' po oy cot    0 B  1  cot 2   po oy

2





貫通孔比 0.33 の試験体では曲げ降伏先行型のせん断破壊が，貫通孔比 0.43 および 0.50 の試験体ではせん断破(2)2)

Vu  4be je pws sy
2 pws sy  2 B

1)



4)

既往の終局強度評価法は本報に示したシアスパン中央に大貫通孔を有する基礎梁の最大耐力を精度良く評価できるとは言い難い。

曲げ強度は文献 1)に示される式(5)により算出した。
Qmu  0.9at y d h

(5)

参考文献
1)

日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説，2018

ここで，式(1)～式(5)の記号は文献 1)～4)を参照されたい。

表 1 に計算結果および実験結果の一覧を示す。ここでは， 2)

寺井雅和，福原実苗，南宏一：鉄筋コンクリート部材

実験の最大耐力および終局強度計算値の比を強度比と呼称のせん断抵抗に見られる寸法効果に関する研究，日本する。曲げ降伏先行型である試験体 130F の曲げ強度による建築学会大会学術講演梗概集（北陸），Vol. C2，pp.

強度比は 1.06 となり精度良く評価できている。一方のせん
断破壊型の試験体では，式(1)による強度比の平均が 1.23 と129-130，2010.9
3)

耐震設計指針（案）・同解説，1997

なり，前述した有孔梁のせん断強度評価法の中で最も評価
精度が高い。しかし，既往の評価式では，貫通孔に及ぼす

日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型

4)

平瀬智樹，日比野陽，篠原保二，林靜雄：RC 造有孔

曲げモーメントの影響が考慮されていない。また，式(1)の梁のせん断伝達機構に関する実験研究，コンクリート

想定する破壊モードは貫通孔左右際のせん断破壊であり，工学年次論文集，Vol.33，No.2，pp. 259-264，2011.7

実験での破壊モードと一致していると判断するのは難しい。
以上のことから，既往のせん断強度評価法は本報に示した* 高知工科大学システム工学群** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）***矢作建設工業株式会社エンジニアリングセンター

School of System Engineering, Kochi University of Technology.
Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr Eng.
Engineering Center, YAHAGI CONSTRUCTION CO., LTD.

− 48 −

20

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

大貫通孔を有する RC 造基礎梁の構造性能に関する基礎研究（その 3）解析モデルおよび解析結果
2. 構造
有孔梁
材料モデル
1.

8. 鉄筋コンクリート構造
せん断力
履歴特性

h. 梁
FEM 解析
損傷状況

会員外
正会員
正会員

○廣野 真成*鈴木 卓 **
深津 尚人***

佐藤 弘都*
伊藤 花恋***
田口 孝 ***

Measurement Point

はじめに
本報（その 3）では，解析モデルの概要を示すとともに-Q

実験結果との比較からモデル化の妥当性の検討結果を述べ

Rebar
Beam

る。
2.

会員外
正会員
正会員

Bond
Line

FEM 解析
図 1 に試験体 170F を例とした解析モデルの要素分割を示す。解析には，市販の非線形コンクリート構造解析ソフト
ウェア「FINAL」を使用した。
解析は 2 次元モデルである。要素分割は 40mm 幅を基本とし，貫通孔付近の要素分割は貫通孔補強筋の配筋位置を基に決定した。

+Qxy

コンクリートは 4 節点平面応力要素に置換し，鉄筋は 2

Steel
Quadrilateral

Concrete
Quadrilateral

図1

Stub
試験体 170F の要素分割

応力

応力

Fix (x,y)

節点トラス要素に置換した。コンクリートおよび鉄筋の要
素間にはライン要素を定義した。スタブ右端における節点

ひびわれ点のすべての自由度を拘束した。
材料構成則は文献 1)に示す有開口 RC 梁と同じものを用ひずみいた。コンクリートの応力－ひずみ構成則は等価一軸ひず

ひずみみに基づく直交異方性体により表現した。平面応力下の圧縮破壊条件は Kupfer-Gerstle の提案に従った。応力度－ひずみ関係の上昇域は修正 Ahmad 式を，圧縮強度到達後の軟化
域は Nakamura らのモデルを用いた。引張側はひび割れ発

圧縮包絡線(a)コンクリートの履歴特性 （b）鉄筋の履歴特性
図 2 材料モデル

生まで線形とし，ひび割れ後のテンションスティフニング
係の比較を示す。実験における最大耐力点を□で，解析に特性は出雲らのモデル（c=0.4）を採用した。
履歴モデルは繰返しによる軟化挙動を考慮した曲線モデおける最大耐力点を〇で示す。
試験体 200F を除いた試験体の最大耐力および履歴形状の。ひび割れ後のせん断伝達特性は長沼ル 2)とした（図 2(a)）

解析結果は実験結果を精度よく再現できている。一方で試の提案モデルによって与えた。
鉄筋の応力－ひずみ関係はバイリニアモデルとし，履歴験体 200F の解析結果では，1.0×10-²rad の載荷サイクルにお特性は等方硬化則を仮定した（図 2(b)）
。鉄筋とコンクリー

ける耐力低下が再現されていないものの，それ以前のサイトの付着応力度－すべり関係は Naganuma らのモデルを用クルまでの最大耐力および履歴ループ形状の解析結果は実いた。最大付着応力とその時のすべり量は CEB/FIP Model験結果を精度よく再現できている。

Code 1990 により算定した。

3.2 損傷状況

3)

解析における加力は加力位置に実験と同様の強制変位を

図 4 に各試験体において耐力のほぼ上限に達した変形角与えた。ただし，試験体 170F では，実験において加力しての正載荷 1 サイクル目ピーク時（200F：0.75×10-²rad，そのいない 1.0×10-²rad のサイクルの加力も実施した。

他：1.5×10-²rad）の解析の損傷状況を示す。同図では，ひび割れ幅を 10 倍に拡大させており，コンクリートの圧縮軟

3.

解析結果

3.1 せん断力－変形角関係

化した要素を黄色で，当該ステップ以前に圧縮軟化した要素を赤色でそれぞれ示している。なお，実験の損傷状況は前報（その 1）の図 4 に示している。
図 3 に各試験体の実験および解析のせん断力－変形角関Study on Structural Performance of RC Footing Beams with Large Through-Hole(Part 3) Analysis Model and Results
Masanari HIRONO, Hiroto SATO, Suguru SUZUKI, Karen ITOH, Naoto FUKATSU and Takashi TAGUCHI− 49 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

図 3 実験および解析のせん断力－変形角関係の比較

130F

170F

200F

170M

図 4 解析の損傷状況（200F：0.75×10-²rad，その他：1.5×10-²rad）
全試験体において解析では貫通孔左側から梁左下の斜め
ひび割れおよび上下部弦材付近に生じる斜めひび割れの発

参考文献
1)

渋市克彦，杉本訓祥，増田安彦：FEM 解析を用いた有開口 RC 梁の構造性能に関する研究，コンクリート工生が認められ，解析と実験の損傷状況は概ね対応している。

学年次論文集，Vol. 34, No. 2, 2012.6
4.

2)

まとめ
本報（その 3）では，前報までに示した試験体の解析モ

ンクリート板の解析モデル,日本建築学会構造系論文
集，第 536 号，pp. 135-142, 2000.10

デルおよび実験と解析の比較検討の結果を示した。本報のまとめは次報で示す。

* 高知工科大学システム工学群** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）***矢作建設工業株式会社エンジニアリングセンター

長沼一洋，大久保雅章：繰返し応力下における鉄筋コ

3) CEB: CEB/FIP Model Code 1990, First Draft, Bulletind’Information, NO. 195, Mar. 1990
School of System Engineering, Kochi University of Technology.
Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr. Eng.
Engineering Center, YAHAGI CONSTRUCTION CO., LTD.

− 50 −

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研究報告集2024年３月

大貫通孔を有する RC 造基礎梁の構造性能に関する基礎研究（その 4）解析結果および内部応力状態
2. 構造
有孔梁
せん断伝達
1.

8. 鉄筋コンクリート構造
せん断力
引張力

h. 梁
応力推移
負担軸力

会員外
正会員
正会員

○廣野 真成*鈴木 卓 **
深津 尚人***

会員外
正会員
正会員

佐藤 弘都*
伊藤 花恋***
田口 孝 ***

170M の解析の応力は 0.75×10-²rad から実験のものと比べてはじめに本報（その 4）では，前報につづいて実験と解析の比較か高い。しかしながら，両試験体の解析は 0.5×10-2rad におけら解析モデルの妥当性を示すとともに，内部応力状態の検る急激な応力増加が認められ，実験と解析の傾向は一致し討結果を述べる。

ている。
以上の解析結果から，前報に示す解析モデルは当該梁の2.

孔際補強筋の応力推移

最大耐力，履歴特性および孔際補強筋の応力推移を概ね再

図 1 に実験および解析結果の各正載荷 1 サイクル目ピー現したものと判断される。

ク時における孔際補強筋の応力推移を示す。実験の孔際補
強筋の応力は前報（その 2）の手法で算定した。一方の解3.

析の孔際補強筋の応力は実験におけるひずみ計測位置に該

3.1 コンクリートのせん断応力分布

内部応力状態
図 2 に各試験体において耐力のほぼ上限に達した変形角

当する鉄筋要素の値である。

（200F：0.75×10-²rad，その他：1.5×10-²rad）の正載荷 1 サイのものと精度よく対応している。試験体 170F の解析の応力

クル目ピーク時のコンクリートのせん断応力分布を示す。

は 0.75×10 ²rad から実験のものと比べて低い。一方の試験体

全試験体ともに梁左下の加力点付近から上部弦材にかけ

400 170F

Stress (N/mm²)

Stress (N/mm²)

Stress (N/mm²)

-

300
200
100

Stress (N/mm²)

試験体 130F および 200F において解析の応力推移は実験

0
0.0 0.5 1.0 1.5-2Drift angle (×10 rad)

図 1 孔際補強筋の応力推移

130F

170F
6
5
4

200F

170M
3
2

図 2 コンクリートのせん断応力分布（200F：0.75×10-²rad，その他：1.5×10-²rad）(N/mm²)

Study on Structural Performance of RC Footing Beams with Large Through-Hole(Part 4) Analysis Results and Internal Stress Conditions
Masanari HIRONO, Hiroto SATO, Suguru SUZUKI, Karen ITOH, Naoto FUKATSU and Takashi TAGUCHI− 51 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

-2

37

46

52

50
0

-2

Drift angle (×10 rad)

95

50 63

84

104

136

-2

Drift angle (×10 rad)

Drift angle (×10 rad)

図 3 負担せん断力

ん断応力の発生が認められることから，当該 2 区間でせん
断伝達機構を形成しているものと判断される。また，試験体
130F では上部弦材から貫通孔右側にかけて若干のせん断応力の発生が認められる。しかし，貫通孔左側と右側のせん断130F

伝達機構は概ね別々に形成されていることから，孔際補強筋および貫通孔補強筋の引張力を介して貫通孔左右にせん
断伝達機構が形成されているものと推測される。

図 4 要素の位置

貫通孔比の異なる試験体 130F，170F および 200F に着目

170M

Axial force (kN)ておよび下部弦材からスタブとなる梁右上にかけて高いせ

84

1.5

0

100

1.0

50

90

117

0.75

78

150

0.5

63

100

125
112

200F

-2

Drift angle (×10 rad)

43

135

126

200

170F

0

82 99

150

170M

short

50

95

200

Shear force(kN)

80

250

0.75

100

120

200F

0.5

131

150

Shear force (kN)

129

300

short

91

1.5

56

141

1.0

0

78 115

0.75

50

86

0.5

100

87

200

1.5

98

150

150

250

1.0

99

170F

0.75

200

Shear force (kN)

250

300

0.5

130F

short

Shear force (kN)

250

300

short

300

図 5 負担軸力

すると，貫通孔比の増加に伴い貫通孔左側の応力レベルの低下が認められものの，上部弦材の応力レベルに顕著な差

よび下部弦材における負担軸力においても両試験体の上部はみられなかった。一方で試験体 170F の貫通孔右側およびおよび下部弦材の負担軸力に大きな差異はみられない。こ

下部弦材の応力レベルは試験体 130F および 200F のものとのことから，内部応力状態に及ぼす弦材あばら筋比の影響比べて高い。これは，試験体 130F では前述した上部弦材かは小さいものと判断された。

らのせん断伝達の影響，試験体 200F ではせん断力が低いことに起因するものと判断される。また，弦材あばら筋比の異4.

なる試験体 170M および試験体 170F では，せん断応力発生

まとめ
本研究では，FEM 解析を実施し，当該梁のせん断伝達機

状況に大きな差異はみられなかった。

構について検討した。本報（その 3，4）より得られた知見

3.2 弦材の負担せん断力を以下に示す。

図 3 に各正載荷 1 サイクル目ピーク時における上部およ1)

各試験体の実験の最大耐力までのせん断力－変形角関

び下部弦材の負担せん断力の推移を，図 4 に応力を抽出し係，ひび割れ損傷状況および孔際補強筋の応力推移状

た要素位置を示す。

況は，本報に示した解析モデルによって再現できた。

貫通孔比の異なる試験体に着目すると，試験体 130F の曲2)孔際補強筋および貫通孔補強筋の引張力を介して貫通

げ降伏の確認された 1.5×10 rad を除いて貫通孔比の増加に

孔左右にせん断伝達機構が形成されているものと推測

伴い上部弦材の負担の減少および下部弦材の負担の増加が

された。

-2

認められた。また，せん断破壊型である試験体 170F および

3)200F では，最大耐力に達した変形角（200F：0.75×10 ²rad，-

その他：1.5×10-²rad）において上部弦材に同程度のせん断力

貫通孔比の増加に伴い上部弦材の負担せん断力の減少
および下部弦材の負担せん断力の増加が認められた。

4)

弦材あばら筋比の異なる試験体では，コンクリートのの負担が認められた。一方で弦材あばら筋比の異なる試験

せん断応力分布および上下弦材の負担せん断力推移に

体 170M および 170F では，上部および下部弦材の負担せん

大きな差は認められず，内部応力状態に及ぼす弦材あ断力に大きな差異はみられない。また，図 5 に示す上部お* 高知工科大学システム工学群** 高知工科大学システム工学群准教授・博士（工学）***矢作建設工業株式会社エンジニアリングセンター

ばら筋比の影響は小さいものと判断された。
School of System Engineering, Kochi University of Technology.
Assoc. Prof., School of Syst. Eng., Kochi Univ. of Tech., Dr. Eng.
Engineering Center, YAHAGI CONSTRUCTION CO., LTD.

− 52 −

21

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

エリアリノベーションによる地方中心市街地の都市再生に関する研究
正会員 ◯尾形 碧*1
正会員
渡辺 公次郎*2
7.都市計画－3.地区とコミュニティ
中心市街地活性化 エリアリノベーション

地方都市

1. はじめに
我が国の地方都市では、中心市街地の衰退化が進んでいる。現在までに様々な政策が実施されているが、近年では、エリアマネジメントによる都市再生が進められている。国
交省ではエリアマネジメント 1)を「地域における良好な環境や地域の価値を維持・向上させるための、住民・事業主・地権者等による主体的な取り組み」と定義し、各地でその活動を支援している。地方都市の中心部には多くの空き家が残っており、それらをリノベーションし、新たな価値を付与する取り組みが各地で進んでいる 2)。本研究では、人口減少、高齢化、モータリゼーションなどにより衰退化が進む地方都市において、建築物のリノベーションも含めた、エリア全体のリノベーション（エリアリノベーション）による都市再生に対する知見を示す。本稿では、特徴的な取り組みを行っている台湾台中市中心部、高松市丸亀町商店街、長野市善光寺門前町を対象に、現地調査（台中）、文献調査（丸亀、善光寺）によりその特徴を示す。
2. 対象地域の概要
台中市は 1900 年に台湾で最初の都市計画が行われた都市で、中心部には碁盤の目状の街区が残っている。台湾でも日本同様、モータリゼーションの進展と共に郊外化が進み、台鐵台中駅を含む中区、西区といった中心市街地（図1）の衰退化が進んできた。中心市街地には日本統治時代の建築が今でも残っているが、空き家化も進んでいる。近年
では、住民団体による空き家のリノベーションや活性化に関するイベント、台中市政府による大規模再開発など、官民共同で様々な事業を進めている 3)。
高松市丸亀町商店街は、高松市の中心商業地区に位置する商店街である（図 2）。1988 年に「丸亀町開町 400 年祭」が行われたが、当時、中心市街地衰退化が問題になり始めており、これを契機に、再開発に関する機運が高まってきた。その後、定期借地権制度などを活用した再開発を進めている 4)。
長野市善光寺門前町地区（図 3）は、1970 年代以降、空き家が増加し空洞化が進んでいた。2010 年頃より空き家の調査、仲介などを行う（株）MY ROOM が中心となり、空き家のリノベーションが進んできた。現在では、100 件以上のリノベーション物件が集積している 5)。

3. 台中市中心市街地の現地調査
2023 年 12 月 19 日から 20 日にかけて、台中市において関連団体へのヒアリングと現地調査を行った。まず、台中
市政府都市発展局で台中市中心市街地の再開発についてヒアリングを行った。市政府庁舎の移転や MRT、BRT、高鐵台中駅の整備、台鐵高架化など、大規模都市開発が進む
一方、中区や西区など、中心市街地では、各種公共施設の整備も進められている。市内に残る小規模河川や緑道をネットワークとして活用することで、環境保全にも配慮した都市を実現している。
次に、中心市街地で都市再生に関する活動を行っている、
中城再生文化協会代表の蘇睿弼氏にヒアリングを行った。
蘇氏は 2012 年に中区再生に関する台中市からの委託研究をきっかけに、学生や若手有志で中心部に拠点（中城再生文化協会）を作り、空き家調査、各種イベント、フリーペーパーの刊行などを進めている。リノベーション可能な空き家が見つかると、まずは清掃や片付けなどを行うことでオーナーと信頼関係を築き、その後、適切な建築の提案を行い、リノベーションにつなげている。台中市では、市政
府による大規模な市街地整備をベースに、蘇氏が進めているような個々の建築再生が組み合わされることで、地域の。
賑わいが再生しつつある（図 4）1927 年に建築された、宮原眼科は日本統治時代に眼科医院であったが、戦後廃墟となっていた。これを「日の出グループ」が買い取り、2010 年に菓子店としてリノベーションされた（図 5）。水道局の官舎として利用されていた「緑光計画」は 2013 年に、公務員官舎として利用されていた「審計新村」は 2015 年に、それぞれ商業施設として、リノ
ベーションされ、若者世代を中心に賑わいが戻っている（図 6）。
4. 高松市丸亀町商店街と善光寺門前地区の文献調査
高松市丸亀町商店街（以下、丸亀町商店街）、善光寺門前地区は、文献調査によりその特徴を抽出した。
丸亀町商店街の特徴 4)は、定期借地権制度の活用である。
この制度を用いて、地主から土地利用権の提供を受け、まちづくり会社を中心に街区ごとにコンセプトを決め、それに合わせたテナントを誘致し、民間と連携しながらまちづくりを進めている。最初期の A 街区は 2006 年に完成しているが、現在でも多くの歩行者で賑わっている。

A Study on Urban Redevelopment by Area Renovation in Provincial Cities
OGATA Midori and WATANABE Kojiro− 53 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

善光寺門前地区は、長野市では 1990 年代から中心市街
地の空洞化に危機感を覚えたクリエイターや雑誌編集者
が、善光寺門前におけるライフスタイルを「門前暮らし」
として発信しはじめた。入居者と空き物件を結びつけたのが、空き家の仲介とリノベーションを専門とする民間企業の MY ROOM である。MY ROOM はエリア紹介から物件案
内、事業計画、建築計画、設計施工、引き渡し後の建物管理、イベントの企画運営まで自社で一貫して行ない、「地域仲介」業務を担うことで空き家と新しい使い手がマッチングされている。

再生文化協会と善光寺門前地区では、SNS やコミュニティ
ペーパーを広報として活用しながら、次の活動に役立てていることも分かった。
今後は、各地域で活動している商店主や建築家などに対するヒアリングを行うことで、より詳細な特徴を明らかにする予定である。
謝辞
台中市ヒアリングでは、台中市政府都市発展局総合企画課の江日順課長ほか
職員の皆様、中城再生文化協会代表の蘇睿弼氏（東海大学助理教授）にご協力
いただきました。この場を借りて感謝申し上げます。

5. まとめ台中市中心部、丸亀町商店街、善光寺門前地区を比較す
ると、自治体が進める大規模都市開発と、地域内の商店主
や住民団体が進める小規模な活動が連携しており、賑わいが周囲に波及する傾向にある。中城再生文化協会の事例は、定期借地権制度は使っていないものの、オーナーと信頼関係を築き、その場に合った用途の建築を作る点は、丸亀町商店街と類似している。中城再生文化協会は点として、丸
亀町商店街、善光寺門前地区は面として都市再生を進めている点が異なるが、三者とも専門家を含む組織が、地主から委託を受けてリノベーションを進めていた。また、中城

図1

図4

図2

台中市中心市街地

中心市街地活性化における

図5

参考文献
1) 国土交通省土地・建設産業局（2015）：遊休不動産再生を活用したエリア価値向上手法に関するガイドライン～リノベーション・エリアマネジメントのすすめ～

https://www.mlit.go.jp/common/001206655.pdf2) 馬場正尊ほか（2016）：エリアリノベーション

変化の構造とローカライズ,

学芸出版社
3) 蘇睿弼（2019）：大学と地域とが連携したリノベーション街づくり

4) 杉田美和ほか（2020）：連鎖的な再開発事業が成立する中心市街地の「地域文脈」に関する研究, 建築学会計画系論文集第 85 巻第 775 号, 1943-1953
5) 武者忠彦ほか（2023）：エリアリノベーションによる都市再生に関する研究：「まちづかい」の方法論, URBAN STUDY vol.75, 120-141

図3高松市丸亀町商店街

図6

宮原眼科

善光寺門前地区

審計新村

中城再生文化協会の役割*1 徳島大学大学院創成科学研究科博士前期課程
社会基盤デザインコース 大学院生
*2 徳島大学大学院社会産業理工学研究部 准教授・博士(工学)

台中旧市

街の都市再生活動について, 都市住宅学 106, 88-96*1 Graduate Student, Graduate School of Science andTechnology for Innovation Tokushima University*2 Associate Prof., Graduate School of Technology, Industrial andSocial Sciences, Tokushima University, Dr. Eng.

− 54 −

22

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

レセプトを用いた越境受療の実態とその要因に関する研究
．都市計画
医療施設

．調査
D．都市調査と都市
医療アクセス
医科レセプト

正会員
正会員
      正会員○横川 拓海* 鈴木 達也** 佐藤 栄治*** はじめに 我が国では，少子高齢化による人口や疾病構造の変化に対象とする県における  の基礎自治体ごとにレセプトから対応するため，地域医療ニーズに応じた保険医療体制の整備が進められている 年には団塊の世代が  歳以上に医療需要を地域医療情報システム  から医療資源量を集計した．さらに，他地域への移動利便性指標として，GIS でなることで全人口の約 を高齢者が占める超高齢社会が到来すると予測されている高齢者は一般にほかの世代よ

自治体の役場間距離等を計測した．これらの情報を元に統計解析ソフト「IBM SPSS Statistics」の重回帰分析から越境りも必要な医療費や介護費用が高くなる傾向にあるため，こうした高齢者を支えるための社会保障費は増加の一途を受療の実態について考察するために以下の  つの指標から要因に関して分析を行なう．

たどっているまた，労働人口の減少による人口不足も懸念されており，医療・介護分野も例外ではなく，医療従事者

 完結率：患者の居住地域で受療している割合
 流出率：患者の居住地域以外で受療している割合

を含めた医療資源の効率的な配置が課題となっており，早急な医療体制の整備が求められているのが現状である

 吸収率：医療機関の立地地域以外に居住している患者 のうち当該地域で受療した患者割合

保険医療体制の整備の  つとして，医療資源を確保し，充実した医療を提供することを目的として都道府県が医療 他地域受療割合：医療機関の立地地域内で受療した患者圏と呼ばれる計画単位を設定している一方で，我が国では患者自身が自由に受診先を選択することができるフリーア

表  は自治体ごとの情報をまとめたものである．自治体
名は医療圏ごとにアルファベットを付して分類した．重回

クセスという特徴があるしたがって，質の良い医療機関が居住する医療圏と異なること，医療圏の境界付近でのアク帰分析では，目的変数を上記    とし，説明変数を医療資源量，及び他地域への移動利便性指標を組み込んだ．重

セスの良い医療機関が隣接する医療圏であることなどの理由により，医療圏を越えた受療が発生していると考えられ回帰分析では，変数増減法を用いて表  の青色で示された るこのことから，計画単位である医療圏単位の需給バラン
スの評価と受療実態には乖離が生じる可能性がある 結果と考察

のうち他地域から来た人の割合

つの説明変数の選択を行なった．

まず，表１に示した自治体ごとの完結率を見ると，高い地域の医療需要と医療資源量を適切に把握するためには，
フリーアクセス制を踏まえた医療需要の実態把握が必要と地域で ％を超えているが，低いところでは ％程度にとなることから，本研究では，受療実態を反映した診療報酬

どまっており，地域患者の  割が他地域での受療を選択し明細書 以下，レセプトと記載する に着目するレセプトかている実態が明らかとなった．さらに，医療圏ごとの平均ら得られた患者の受療動向と地域の医療資源分布と医療資完結率及び標準偏差をみると，医療圏によっては標準偏差

源量を比較することで，受療した医療機関とその選択要因

が ％を超える地域が見られ，計画単位としての医療圏とについて考察することを目的とする

受療実態との乖離が地域ごとに異なることが確認された．

 研究方法
まず，ここで用いるレセプトデータは後期高齢者医療制度における医科レセプトのうち，外来と入院の受診件数とする対象地域は関東地方の県に協力を得て， 年から 年の各年  月分のデータを得た当該年次の受療動向について  年から  年は新型コロナウイルスの影響を受けている可能性があると考えられるが，今回着目した
受療地域動向については，大きな変動がないため，使用する他のデータ年次を加味して， 年  月分を対象とする

医療資源の豊富さを示す指標の中でも，「医師数」が説明力

表  に示す重回帰分析の完結率，流出率，吸収率では，のある変数として選択された．完結率と流出率についての係数の正負を確認すると，「医師数」が増加すると完結率が高くなり，流出率が減少することが分かる．さらに，マクロな視点からみた受療集中度合と言える吸収率についてみると，決定係数  であることから，医師数の多い地域には，他地域からより多くの患者が集まってくることが示唆される．次に，同様に，他地域からの受療の多寡を測る
他地域受療割合についてみると，「特定機能病院の有無」が
Research on actual utilization of cross-border medical

YOKOGAWA Takumi, SUZUKI Tatsuya and SATO Eiji

consultation and its factors based on medical receipts .

− 55 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

表 ：重回帰分析に用いる自治体ごとの医療需要と医療資源量役場間距離地域情報のまとめ
自治体

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他地域
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特定機能病院
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2020年

75歳以上

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役場から

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(1)完結率(2)流出率(3)吸収率(4)他地域
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完結率と吸収率が高く, 流出率が低くなっていることが確補正R2認できた．一方で，本研究で投入した移動利便性指標は，



いずれの結果でも選択されず，医師数や専門性などの医療示唆された． おわりに

本稿では，基礎的な重回帰分析により医療資源量の中でも特に影響を及ぼす要因について考察を行なった．しかし，資源が，受療地域の選択に大きな影響を与えていることが本分析の移動利便性指標では変数選択がされなかったが，既往研究では，地理的要因の影響も示唆されている  ．今

施設数後，最寄り医療施設までの距離や，その立地状況など，特に境界近辺に居住する患者や，境界付近に立地する医療機  病床数

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表 ：医療資源量の相関関係について

診療科数

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表 ：重回帰分析による    の結果まとめ
変数名関に着目し，より精緻な移動利便性指標を組み込み，医療圏を越えた受療要因について詳しく分析を行なうことで， 

実態に即した医療提供体制の整備指針を模索する．


影響すると算出された．高度な医療提供を行う大病院が立謝辞

地する地域では，他地域受療割合が高くなっており，直感

 本研究は -636 科研費 -3+ の助成を受けたここと整合する結果となった。一方で，大病院が立地しながらに記して謝意を表す

も人口が多い F1 自治体などでは，自地域の患者数も多いた

め，他地域受療割合が低くなっている。このことから，他地域受療割合が高い地域は，人口の少ない郊外部に広域か

参考文献

ら人を集める専門病院が立地した地域といえる．
表  に示した医療資源の相関関係についてみると「医師数」と相関の強い医療資源量があるため，医師数が多い地
域では医療資源量も豊富な傾向にあり，こうした地域では，* 香川大学大学院 創発科学研究科 大学院生

 日本医師会地域医療情報システム施設別検索https://www.jmap.jp/
 仁藤慎也藍原雅一関庸一．地域医療データバンクのレセプトデータを活用した病院選択行動のロジット分析 医療情報学   ：S

*Graduate Student, Graduate School of Science for Creative Emergence, Kagawa Univ.

** 香川大学 創造工学部 建築・都市環境コース 講師 博士(工学)**Lecture, Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng.

*** 宇都宮大学 地域デザイン科学部 建築都市デザイン学科***Associate Professor, Department of Architecture and Urban Design, School of Regional

 准教授 博士(工学)Design, Utsunomiya Univ., Dr. Eng.

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日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

応急補修後の旅館・ホテルにおける避難所運営と事業継続の課題～令和２年７月豪雨人吉市の事例から～
7.都市計画
宿泊施設
要配慮者

都市の環境と災害
災害
令和 2 年 7 月豪雨

避難所

正会員
正会員
正会員

○著者 1*
 著者 2*
 著者 3*

花房 結太
金井 純子
小川 宏樹

1㻚㻚㻌 研究の背景と目的㻌
4㻚㻚 人吉市役所のヒアリング調査㻌
近年の大規模災害ではホテルや旅館がみなし避難所と旅館・ホテルを避難所として活用した背景として、被して活用されるケースが増えている。体育館等の避難所
災者の状況や新型コロナ感染防止の観点から、被災したと比べて生活するための環境や設備が格段に優れている
施設を応急修理して活用することが選ばれた。この応急点や個室が多数あるためプライバシーが守られ、感染症
補修に関しては、
熊本県が災害救助法に基づいて実施し、対策がしやすいといった利点がある。徳島県では、南海
その後市が避難所として一棟を借り上げ、委託料を支払
トラフ巨大地震における避難所不足が予測されており、った。財源については、災害救助費で賄われ、国がそのホテル・旅館における避難者の受け入れが期待される。  負担をした。旅館・ホテルとのやり取りに関しては、熊 
一方で、強い揺れや津波によって多くのホテルや旅館
本県の職員が 20 箇所のホテル・旅館をヒアリングし、そが被災する可能性があり、利用可能な施設が限られていの中で 4 施設が協力に応じた。
ることも示唆されている。これらのことから、要配慮者
災害救助法が適用されない場合の費用負担や、避難所が安心して利用できるホテル避難の仕組みを構築するこ計画整備における課題が浮かび上がった。自治体とホテとを目的として、過去の事例から避難所運営の実態と課
ル・旅館との詳細な協定内容の選定や個別避難計画の整題を明らかにする。㻌㻌
備が進むことで、補修工事の開始時期を早められる可能2㻚㻚研究方法㻌
性があり、より避難所の需要が高い期間に避難所開設を
応急補修関連事業に関する概要を把握するため、人吉することができる。
市役所の健康福祉部福祉課にヒアリング調査を行う。こ5㻚㻚事例調査㻌 㻌
れにより、人吉市で実施された応急補修関連事業に関す
以下の 3 施設へ事例調査を行った。立地はこの図㻙1 の浸る情報を収集し、その概要を理解する。次に、応急補修
水想定図の通りで、事例調査を行った 3 施設の概要・結果を関連事業の有用性を検討するため、実際に応急補修関連
表㻙1 に表した。すべての施設で 㻲㻭㼄、メールチェックでき事業を行ったホテルに焦点を当てて事例調査を行う。こず、営業出来ない状態であった。3 施設すべてが経済面でとれにより、ホテルがどのように応急補修を実施し、そのても助かったという意見があり、事業再開への主な手助けと結果どれだけ有用だったのかを評価する。この手法を通なったと考えられる。3 施設とも食事面で苦労したと答えておじて、応急補修関連事業の効果や改善点について具体的り、食事を提供できない施設では弁当の種類も少なく、3 食な知見を得る。㻌㻌
3㻚㻚応急補修関連事業とは
令和 2 年 7 月豪雨被害の際に実地された、災害救助法に基づいて、㻌 熊本県が宿泊施設として必要最低限な部分に限り応急補修を行った後、市が避難所として一棟借上げ、㻌その運営に対しての委託料を支払うという取り組みである。
活動内容としては、建物の一時的な補修・避難所としての活用・安全性確保と設備の復旧・避難者の生活支援・連携と情報提供である。応急補修関連事業を行う主な条件として、①
10 月 1 日からの避難者受け入れが可能であるか②応急補修関連事業で受け入れる避難者以外は受け入れない③避難所機能として利用するもののみ補修するという 3 つの条件を
図-1 3 施設の立地（浸水想定図）㻌
受け入れる必要がある。㻌
Issues of Shelter Management and Business Continuity in Accommodation Facilities After Emergency Repairs
HANAFUSA Yunta,KANAI Junko,OGAWA Hiroki− 57 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

弁当であることが精神的に大変だったことが挙げられた。
C 旅館では浸水することを想定しておらず、床上浸水の経験が無かったため、何から対応するか分からず困惑したという声があった。また、建物補修の業者は取り合いの状態になった経緯があったことから、被害を受けた施設に対しての災害別の対応マニュアルや業者一覧があると安全、早急に対処可能になるのではないかと感じた。避難所運営はホテルに一任されていたが、生活の利便性の良さ、日常的に宿泊施設を運営していること、運営者、避難者ともに被災していることから、自分が想定していた避難所運営の負担がかかることについては、問題として前面に出てこなかった。
6㻚㻚㻭 ホテルの避難者数と宿泊数の推移㻌
応急補修関連事業の時系列は、令和 2 年 7 月 4 日に河川氾濫による床上浸水、工事期間は令和 2 年 8 月 6 日～令和 2 年 9 月 29 日、令和 2 年 10 月 1 日から避難所開設、
令和 3 年 1 月 25 日（令和 3 年 1 月以降は 1 か所に集約）に避難所閉設した。
図㻙2 は、A ホテルの宿泊客・避難人数の推移を時系列で表したグラフである。洪水発生により宿泊客が 0 人になり、補修工事が始まると住み込みで業者が泊まり、避難所開設期
間は避難者のみの収容で、避難所閉鎖から 1 週間で事業再開に至っていることがわかった。宿泊事業を行うことが難しい
期間で建物の補修、補助金に加えて、避難所運営の委託料を得られることは、事業再開を早める要因になったのではな
いかと考える。
7㻚㻚応急補修関連事業のメリット・デメリット㻌
応急補修関連事業のメリットは、被災者視点からプラ
イベート空間の確保や温かい食事の提供により、安心感を得られる。特に避難所で生活することの難しい高齢者や乳幼児や受験生のいる家族が生活環境の良い場所で生活できる。
また、受け入れたホテルや経営者の視点から、被災者や市への貢献することの喜びが精神的な面、補修費用の負担軽減が経済的な面で、再建に向けた後押しとなると考えられる。㻌
デメリット(改善点)は、高齢者世帯へのバリアフリー
面、感染症対策、および持病のある方への食事への十分な配慮が行き届かなかったことが挙げらる。当時、市職員の派遣が難しく、運営が完全にホテル等に依頼されたことから、従業員への負担が大きく高齢者や健康上の配慮が必要な方々に対して適切なサポートが出来ない状態であった。これは将来的な災害時の対策や運営計画の改善が必要である。また、財政面で災害救助法が適応されない場合に費用負担が厳しくなると想定される。㻌
8㻚㻚考察
ヒアリング調査を行った応急補修関連事業を行ったホテル

3 施設すべてで経済的に負担軽減となったという声から、事業再開に大きく貢献したと考えられる。避難者、運営者共に被災しており、避難所に比べてホテルの環境がいいこと、運営者が宿泊施設を営業していることから、想定していた避難所運営の負担がかかることについては、問題として前面に出てこなかった。
疑問点として、規模の大きい宿泊施設は 10 月 1 日からの避難者受け入れが可能であるかという条件により、応急補修関連事業を受けたくても受けられないのではないかと感じた。事業を実地した宿泊施設と未実施の宿泊施設との比較から、事業再開に与えた影響、未実施の宿泊施設の復旧の状態把握することで応急補修関連事業の有用性、課題点を明確化出来るのではないかと考える。
㻌
表㻙1 事例調査を行った 3 施設の概要・結果㻌

図-2 A ホテルの宿泊客・避難人数の推移㻌

*1 徳島大学大学院 大学院生           Graduate Student,Graduate School of Tokushima Univ.
*2 徳島大学大学院 講師・工博        Assoc. Prof, Graduate School of Tokushima Univ,Dr.Eng.
*3 徳島大学大学院 教授・工博Prof, Graduate School of Tokushima Univ,Dr.Eng.

− 58 −

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研究報告集2024年３月− 59 −

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研究報告集2024年３月

自転車歩行者道における開放感・見通しと安全性・景観性に関する研究

．都市計画

準会員 ○矢島大暉 正会員  鈴木達也 景観イメージ．景観と都市設計 F．景観イメージ・景観評
価
景観評価
安全性・景観性

開放感・見通し

印象評価

6' 法








㻝．はじめに㻌 㻌

開放感，見通しの定量化方法については，それぞれの街路 近年，環境負荷の低減や健康志向の高まりから，都市交通手段として歩行や自転車の活用に注目が集まっており，
自転車利用者や歩行者が増える一方，自転車・歩行者間の事故件数は増加傾向にある．このような歩行・通行環境に課題を残している中，近年では「ウォーカブルなまちづくり」が注目されており，歩きたくなるような街路環境の整備が進められている．ウォーカブルを推進する都市は，この 3 年半で 1.5 倍以上も増えており，街路空間の景観的な豊かさと，安全性確保の両面からの検討が必要とされている．
こうした社会背景のもと，街路の景観評価と歩行・自転
車利用の喚起に関連した研究蓄積は多い．例えば，亀野らの研究 ）では，運転者から見た分離帯の高木植栽の景観評
価，市橋ら２）は，歩道幅員と植栽構成から，通行性や景観性の評価への影響を検証している．一方で，街路の安全性については，豊橋市を対象に街路構成要素から，安全性，景観性を評価した大貝らの研究３）がある．これらの既往研
究では，視界の広がりが景観評価上，重要な要素であると捉えるものが多い．しかし，街路における視界の広がりについて景観面と安全面の両者を考慮した既往研究は少ない．


で同じ観測地点４か所から動画のスクリーンショットを撮

そこで本研究は，街路空間の視界の鉛直方向の広がりを「開放感」，水平方向の広がりを「見通し」と捉え，景観評
価と安全性評価への影響を明らかにする．
２．研究方法㻌 本研究では，近年整備が進められている自転車通行帯が隣接した歩道を対象とする．異なる開放感，見通しを設定した仮想街路動画を歩行者，自転車視点で被験者に視聴させ，対となる形容詞対を 5 段階で評価してもらう SD 法による印象評価実験を行う．その後，街路毎の因子分析を行い，開放感，見通しと景観性，安全性の関係を明らかにする．
 印象評価実験に用いる動画は，開放感，見通し量を定量化し（表 1），得られた値を指標として，異なる４つの街路を歩行者自転車それぞれで動画を計８つ作成する（図 1）．

影し，それらの画像を photoshop（アドビシステムズ株式会社，東京）で加工し，開放感は空のピクセル数，見通しは，植栽の隙間視認できる空を除いたピクセル数を全ピクセル数から除して算出した．なお街路の 3D モデルは Archicad（Graphisoft，東京），動画については，Twinmotion（EpicGames，アメリカ）を使用した．
また，アンケート実施の際は被験者負担を考慮し，アンケートを 2 つに分けて（表 1 参照），被験者にランダムで配布し答えてもらう形式で，2023 年 12 月 8，14，19 日で香川大学創造工学部生を対象に実施し，アンケート①62 件アン
ケート②60 件回収した．
 因子分析では，街路，視点毎計８項目に対して因子分析（主因子法，バリマックス回転）を行い，開放感，見通しと景観性，安全性の関係を明らかにする．なお因子分析では，IBM SPSS Statistics 29．0 を用いた．
３．結果と考察㻌
まず，全街路の歩行者・自転車視点で因子分析を行い，通行者視点毎の比較を行った（表２）．歩行者，自転車視点のそれぞれの因子は，多少の差異はあれど，ともに「景観性」と解釈できる「快適な（不快な）」「親しみやすい（にくい）」「美しい（醜い）」などの質的な景観を評価した形容
詞，「安全性と視界の広がり」と解釈できる「安全（危険）」「見通しが良い（悪い）」「開放的な（閉鎖的な）」などの安全性と視界の広がりと解釈できる形容詞に分類された．どちらの視点でも安全性と景観性では異なる共通因子を持つ
ことが示唆され，街路空間の景観性と安全性の両立には，異なるアプローチが必要になると推測される．
図１に上記で得られた因子得点を街路毎に示した．景観性，安全性を両立している街路として，歩行者視点では開放感〇見通し✕の街路，自転車視点では開放感✕見通し〇の街路が挙げられる．
最後に，開放感，見通しと安全性，景観性の関係についResearch on openness, visibility，safety and landscaping ofbicycle-pedestrian paths− 61 −

Daiki YAJIMA and Tatsuya SUZUKI

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研究報告集2024年３月

表 㻞：全街路の歩行者・自転車視点の因子分析結果て分析を行った（図２，図３）．図２から，開放感と景観性
では，１０％付近で景観性に良い影響を強く与えることが

歩行者視点

自転車視点

全街路

わかり，開放感が低すぎても高すぎても景観性への評価が

全街路

因子１

因子２

因子１

因子２

低くなることが示唆される．見通しでは，ばらつきがある

形容詞対

景観性

安全性と視界の広がり

形容詞対

景観性

安全性と視界の広がり

鮮やかな(くすんだ)





爽やかな(鬱陶しい)





が，２０％程度で景観性に良い影響を与えることがわかっ

親しみやすい美しい(醜い)





美しい(醜い)









鮮やかな(くすんだ)









(親しみにくい)

親しみやすいた．また図３から，安全性については，開放感，見通しと爽やかな(鬱陶しい)





もに，強い相関があるが，両視点を比較すると，比較的見魅力的な(退屈な)





魅力的な(退屈な)





快適な(不快な)





快適な(不快な)





安心(不安)





































通しが安全性に影響を与えていることがわかる．したがって，安全性については，開放感，見通しとの関係性を確認できた一方で，景観性においては，開放感，見通しともに一定の値を示すとき強い影響を与えることが分かった．

落ち着きのある(落ち着きのない)
奥行きのある(奥行きのない)
見通しが良い(見通しが悪い)開放的な(閉鎖的な)すっきりした(ごちゃごちゃした)㻠．おわりに安全(危険)(親しみにくい)見通しが良い(見通しが悪い)安心(不安)
落ち着きのある





開放的な(閉鎖的な)





安全(危険)
奥行きのある





(落ち着きのない)(奥行きのない)
すっきりした(ごちゃごちゃした)









本研究は，景観性，安全性と開放感，見通しの関係を明らかにすることを目的として行った．印象評価実験から得られた結果として，安全性は，開放感や見通しといった視界の広がりに影響を受けることが示唆され，景観性は開放感，見通しともに一定の条件下で影響を受けることがわかった．一方で，開放感，見通し量をどの程度操作すること
で，安全性，景観性にどの程度影響を与えるのかなどの詳細な関係を明らかにすることはできなかった.
以上の結果から，今後の研究課題として，実験動画の質的課題の改善，開放感，見通し量により強弱をつけるなどの改善を加え景観性，安全性と開放感，見通しの詳細な関係を明らかにしたい．
参考文献
1）亀野辰三・熊野稔・岩立忠夫・松井万里子（）「運転者から見た分離帯高木植栽の景観イメージの評価」ランドスケープ研究  巻
第  号 S
2）市橋秀樹・渡部力・小島桃子（）「街路植栽が歩行者および運
転者心理に及ぼす影響」ランドスケープ研究  巻第  号 S
3）大貝彰・江本晃美・白井律子（2004）「中心市街地における安全性と景観性の両面から見た歩行空間評価」日本建築学会技術報告集第20 号 p313318

図２：景観性と開放感見通しの関係

表 㻝：開放感，見通し定量化結果
見通し（％）
アンケート①
開放感（％）

アンケート②開放感〇＼：歩行者

開放感〇＼：歩行者

見通し〇＼：自転車見通し✕＼：自転車

開放感✕＼：歩行者

開放感✕＼：歩行者

見通し✕＼：自転車

見通し〇

＼：自転車

図３：「景観性」と「安全性と視界の広がり」の関係

図１：街路，視点毎の因子得点* 香川大学 創造工学部 建築・都市環境コース  * Program in Architecture，Civil and Environmental Eng．
，Dept．
** 香川大学創造工学部 建築・都市環境コース   of Eng . and Design, Kagawa Univ.
講師 博士（工学）** Lecture，Faculty of Eng．and Design，Kagawa Univ．
，Dr Eng．

− 62 −

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研究報告集2024年３月− 63 −

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研究報告集2024年３月

人口密度と都市規模を変化させた仮想都市における水平・垂直移動の配送コストに着目したコンパクト性の評価
非会員
正会員

7. 都市計画
9. 調査・評価と都市設計 d. シミュレーション
垂直方向の移動コンパクトシティ 都市内移動物流
宅配クライシス○藤原凪沙*
鈴木達也**

1. はじめに地方都市を中心として，近年深刻化する人口減少や過疎化に対して，平成 26 年に創設された立地適正化計画
制度により，コンパクトシティが推進されている．コン
パクト化により目指される効率的で高密度な市街地は，高層化により実現されてきた．こうした市街地では，水平移動が短縮される一方，垂直移動にコストがかかり，
両者のバランスを考慮したコンパクト化が求められる．
特に，ネット通販時代の到来とともに需要が高まっている宅配便貨物では，ドライバー不足が深刻化しており，個人宅へ運送する際の垂直移動は運送効率化の観点から重要である．
都市のコンパクト性の評価については数多くの研究があり，三浦ら 1)は，地域内の人口分布と水平方向の移動
距離によって，コンパクト性の評価を行っている．近藤ら 2)は，都市内の水平垂直移動をモデル化して最適都市
形態について考察した．また，磯部ら 3)は，建物内の垂直移動を考慮した AED 配置について分析を行っている．
しかし，宅配のような都市内の複数地点を巡回する移動
行動において，その移動コストと，建物の階数の広がりによる都市構造との関連は不明である．そこで本研究では，都市の人口規模や広がりを 3 次元的にモデル化した仮想都市における配送シミュレーションを行い，配送コ
ストと都市構造の関連を明らかにする．
2. シミュレーションの設定
需要が人口分布と人口密度によって水平，垂直に分布する仮想都市を対象として，Arc GIS の Network Analystの配車ルート解析(VRP)を用いて，配送車が需要点を巡回したときの配送時間を求める．図 1 に示すように，正方格子状の都市を構築した．
ネットワークを構成する最小の 1 辺は 100m として，交点を需要代表点とする．人口は代表点を中心とした 100m
メッシュ内に分布するものとし，配送拠点となる事業所
は都市の中心に立地するものとした．

FUJIHARA Nagisa, SUZUKI Tatsuya

図 2 格子の中心付近における人口密度
表 2 パラメータ

表 1 都市規模と最大階数
都市規模

5km

15km

25km

35km

1万

2

8

16

16

3.5万

3

26

71

84

7.5万

3

37

109

168

15万

5

41

153

261

25万

2

62

186

216

需要発生確率

0.107

配送車速度

20km/h

配送時間

8h

荷下ろし時間300s

一戸あたり対応時間

180s

階高

3m

垂直移動速度(<3階)0.22m/s

都市内の人口密度は，2 通垂直移動速度(>=4階) 0.83m/s
りの考え方によって設定しEV加速度
1.2m/s^2
建物内垂直移動
2.16s
た．１つは，空間密度減衰式を用いて，中心からの距離によって人口密度が減少する
都市モデル（以下，仮想都市 A）で，もう１つは，人口密度が一様の都市モデル（以下，仮想都市 B）である．
仮想都市 A は，阪田ら 4)によって推定されたパラメータを用いて，表 1 に示す 20 通りの都市モデルを設定した．
中心付近における人口密度は，図 2 に例示した通り，都
市サイズが大きいほど中心の人口密度が大きくなっている．
仮想都市 A における，垂直方向の人口分布は下記の通り算出した．まず土地利用 3 次メッシュ 5)から，人口密
度と建物用地割合の関係を求め注 1)，各メッシュの建物用
地面積を算出した．また，住宅・土地統計調査 6)の階数
別建物割合を基に，任意の最大階数における 1 階が占める面積割合を推計した．次に，各メッシュの人口密度によって設定した 3 通りの居住面積（㎡/人）からメッシュ
内の総居住面積注 2)を算出し，当該メッシュにおける 1 階

Evaluation of compactness focusing on the delivery cost ofhorizontal and vertical movement in a hypothetical city withchanging population density and city size

− 65 −

FUJIHARA Nagisa, SUZUKI Tatsuya

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研究報告集2024年３月

図 3 ルート解析結果が占める居住面積と建物用地面積が一致するように，最大階数を設定した（表１）． 以上より，求めた最大階数
ごとの各階の居住割合から居住面積を算出し，各階における人口，すわわち垂直方向の人口分布を設定した．仮
想都市 B については．総床面積が 102400m2 一定の都市を考え，階数を変化させるものとする．人口は 100m2 あたり 0.25 人とし，5 種類の都市を構築した．
シミュレーションにおける，各パラメータは表 2 に示した．1 日の 1 人当たりの需要発生確率は，宅配便取扱
個数 7)と日本総人口から 0.107[個/day・人]とした．乱数によって，各メッシュの階数ごとの需要数を生成した．
移動コストに関しては，水平垂直移動速度，宅配にかかる固定時間は表 2 の通りとし，垂直移動に関しては，エレベータ位置が一様ランダムに位置する場合の平均待ち時間とした．以上の設定のもと，総サービスタイム，需要発生階，一軒当たりの配送コストについて集計する．
なお，
シミュレーションはケースごとに需要発生を 10 回行い，各指標のその平均値を用いる．配送車の台数は，１台あたり 8 時間を超えないように配送車の台数を設定
してルートシミュレーションを行う．
3. 結果と考察
仮想都市 A では，都市の一辺が 15km までは総コストが減少し，それ以上の都市については，総コストが垂直移動時間に比例して上昇していくことが分かった．仮想都市 B では，一辺 8km まで総コストが減少し，それ以上の都市で総コストが上昇した（図 3）．
垂直移動について，図 4 では平均居住階数と一軒当たりの配送コストを示しており 5 階あたりで最も配送コス
トが小さくなった．水平移動について，図 5 では中心からの平均居住距離と一軒当たりの配送コストを示しており，距離が短いときは配送コストが分散しているが，距離が長いときは比較的配送コストが小さくなることが明* 香川大学 創造工学部 建築・都市環境コース** 香川大学 創造工学部 建築・都市環境コース
講師 博士（工学）らかとなった．しかし，コストが最小になったのは平均
居住距離が短い都市であった．つまり，配送コストが最も小さくなる都市構造は，平均居住距離が短く平均居住階数が 5 階になる都市である．

図 4 平均居住階数

図 5 平均居住階数

注釈1)各メッシュの建物用地割合と人口の散布図から，下記の近似曲線を求め た ． 近 似 曲 線 の 式 建 物 用 地 割 合 ＝ 0.0831ln( 人 口 密 度 [ 人/m2])+0.9231
2)住生活基本計画における居住面積水準により，人口密度によって以下の３通りに設定した．0.002 以上：25 ㎡，0.0002 以上 0.002 未満：40㎡，0.0002 以下：55 ㎡
参考文献
1)平均距離を用いた地域のコンパクト性の計測, 三浦・古籐, 82 巻 733
号 677-6872)階層的な空間構造を持つ線状都市における階高を考慮した最適都市
形態, 近藤・吉川, 日本建築学会計画系論文集, 82 巻 733 号 677-687,
20173)3 種類の救命曲線を用いた大規模・超高層都市施設における AED 適
正配置の総合評価, 磯部・吉川，日本建築学会計画系論文集 83 (747),
929-939, 20184)仮想都市データの生成を目的とした自治体規模別の人口の空間密度
減衰式 地域特性を考慮した空間密度減衰傾向に関する分析, 阪田・
石井, 日本建築学会大会学術講演梗概集, 809-810, 2014.9
5)国土数値情報, 平成 28 年土地利用 3 次メッシュ
6)厚生労働省, 住生活基本計画における居住面積水準
7)報道発表資料：令和４年度 宅配便・メール便取扱実績について - 国
土交通省 (mlit.go.jp)
8)統計局, 日本の住宅・土地-平成 20 年住宅・土地統計調査の解説

Program in Architecture, Civil and Environmental Eng., Dept. ofEng. and Design, Kagawa Univ.
Lecture, Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Eng.

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研究報告集2024年３月

木造住宅リフォーム前に実施するインスペクションの調査範囲拡大・精度均質化を目的とした複合的調査機能搭載型天井裏探査ロボットの開発

５．建築計画
性能向上
ロボティクス

１．住居・住環境
木材劣化診断画像認識処理正会員 ○多田豊*
会員外
川畑成之*
会員外
岡本浩行**
会員外
西野賢太郎***
会員外
高橋圭****
会員外
木下聡大****

小屋裏調査

1. はじめに建築年代が新しい（2000 年代以降）既存木造住宅ほど断熱材等が施工され，リフォームに必要な情報を得る天
井裏等の調査（インスペクション）の調査範囲や調査精度が低下するため，建設会社にとって設計，工事見積の精度を低下させる等の技術リスクが高まる．その解決のため，既往研究（多田ら（2022.8））では民間等で実装されていない天井裏点検ロボットの開発水準を示し，床下点検ロボットとの特徴的差異として昇降機構（200mm），
段差乗越機構（100mm），画像認識機構（明暗視下）等の複合的な調査機能を搭載する必要があることを示した．
本発表では，現在開発中のロボットのデモンストレー
ションを行う．
2. 昇降機構
昇降機構について，目標の 200mm に対して 100mm の性能を得ている．昇降機構についてはパンタグラフ方式
を基本としつつ，さらに伸縮率を向上させたコンパクトな機構の開発を進めた（モデル図：図 1(a)，製作要素：
図 1(b)）．

(a)設計モデル
図 1 モデル図

図 2 計測例
3. 段差乗越機構
段差乗越機構について，目標 100mm に対して 45mmの性能を得ている．自律走行システムの実装を想定した
障害物乗り越え機構を開発する必要があるため，ラック＆ピニオン機構を用いた垂直昇降装置による駆動輪懸架式を採用し（モデル図：図 3，製作要素：図 4），4 輪の駆動輪をそれぞれ垂直方向に昇降させることを試みた。

(a)全体(b)駆動輪上昇 (c)駆動輪下降
図 3 設計モデル(a)全体(b)駆動輪上昇 (c)駆動輪下降
図 4 設計モデル(b)製作要素写真

剛性を高めて変形を抑制し，100mm の昇降機構を得るとともに，車体のデッドレコニングによる座標値とセンサー位置の誤差低減に成功した（図 2）．

Research to develop a ceiling exploration robot with complex survey functions to expand the scope of inspection of wooden
houses and improve the uniformity of inspection accuracy.
Yutaka TADA*, Nariyuki KAWABATA*, Hiroyuki OKAMOTO**, Kentaro NISHINO***, Kei TAKAHASHI**** and Sota KINOSHITA****− 67 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

段差踏破性能はラック長さに依存するが，当面の目標
である 45 ㎜の段差踏破性能を有するための設計を行った。機体製作後，障害物への正面衝突について走行試験を実施し，性能を確保していることを確認した（図 5）．

た．この結果から，深層学習を用いて劣化した木材梁の検出は可視光領域の環境下では可能であることが明らかになった．

図 5 段差踏破実験（写真は撮影用模擬試験の様子）
4. 画像認識機構
可視光領域の環境下における劣化した木材梁を検出す
る深層学習モデルの構築を行った．劣化していない木材
梁の 281 枚を学習データ，30 枚をテストデータとして深層学習により特徴を抽出（暗号化）し、抽出された特徴
から画像を再現（復号化）して、その誤差が小さくなる
ようモデルを構築した．構築したモデルでは劣化している木材梁を再現した場合に誤差が大きくなる．図 6 に示すような画像を学習及び評価画像とし，1000 回学習を実施した．

(a)劣化木材梁(b)非劣化木材梁（モデルからの出力（モデルからの出力：0.0101）：0.0025）
図 8 構築したモデルによる評価結果

図 7 学習時の loss の変化

5. 今年度の開発計画
昇降機構について，目標とする 200mm を達成するため，パンタグラフ方式を基本としつつ，さらに伸縮率を向上させたコンパクトな機構の開発を進める．また，新たな 3 次元 LiDAR の活用を想定した昇降機構の開発を進める．
段差乗越機構について，目標とする 100 ㎜を達成する
ため，ラック＆ピニオン機構による垂直昇降装置による駆動輪懸架式により開発を進める．また，ラック＆ピニ
オン機構のサイズが床下天井高さに干渉するような状況が想定される場合には異なる機構による段差乗り越え機構の実装を検討する．
画像認識機構について，一般的な自然光環境下における物体検出の評価指標とされている Intersection overUnion（IOU）は 0.7 程度に対して，本研究が想定する天井裏において照明装置を利用する場合は一方向から光を照射することになるため，自然光とは異なる影響が出てくると考えられ，IOU を 0.5 以上となる深層学習モデルの構築を行う．同時に，赤外線領域における深層学習モデルの構築を行う．可視光領域及び赤外線領域による評価については，それぞれの評価結果を比較し，有効な判定が可能な評価方法を今後の評価方法として選択する。
本研究は JST A-STEP トライアウト（課題番号：
JPMJTM22E2）の成果である．

図 8 に構築したモデルを利用して評価を行った結果を示す．図 8(a)に示す劣化した木材梁を構築したモデルの入力とした場合出力は 0.0101 であった．図 8(b)に示す劣化していない木材梁を入力とした場合の出力は 0.0025 となり，劣化した木材梁の方が出力値は大きい結果となっ［参考文献］
1） 多田 豊, 川畑成之, 岡本浩行, 高橋圭, 島田豊藏,
土岡弓人, 上塚雄大, 藤川大輝：住宅インスペクシ
ョンの精度向上を目指した機械化検査法の開発，第37 回建築生産シンポジウム論文集，pp. 187-192，2022

図 6 学習及びテスト画像
学習時の loss（復元した画像と入力画像との誤差）を
図 7 に示す．この結果より，loss は学習を繰り返すこと
で小さくなっており学習は行えていると考えられる．

*阿南工業高等専門学校・准教授 Associate Professor, Department of Creative Technology, National Institute of Technology, Anan College, D.Engs.
**阿南工業高等専門学校・教授 Professor, Department of Creative Technology, National Institute of Technology, Anan College, D.Engs.
***西野建設株式会社・代表取締役会長 President, Nishino Kensetsu Co. ltd.
****阿南工業高等専門学校 National Institute of Technology, Anan College− 68 −

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日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

八幡浜 子どものための建築とまち育て 2023－校舎見学会における交流－

5 建築計画
校舎学習
木造モダニズム

2 各種建築・地域施設
総合的な学習の時間
国指定重要文化財

正会員*○眞田井良子
正会員**
武智 和臣
正会員***
曲田 清維

日土小学校
松村正恒

１． 研究の背景と目的「八幡浜子どものための建築とまち育てワーキンググ
ループ」による日土小学校の校舎学習は、今回で 4 年目に入った。2023 年度の学校カリキュラムと校舎学習の枠
組みは、前年度同様に①第５学年わくわく年間指導計画
学年テーマ「出会い ふれ合い 学び愛～日土小学校を紹介しよう～」における校舎の解説と見学、②開講時期は
1 学期初夏の 3 回、③５年生担任教員による事前映像学
習指導、④夏休みの校舎見学会での子どもガイドである。
今回の校舎学習では、新たに「校舎の活用と見学者との交流を考えてみよう」の WS を加えた。普段ほとんど利用されない東校舎昇降口を見学者に向けて「おもてなし」の場と捉え、児童による提案をもとに実践した。松村正恒が日土の校舎に託した想いを、校舎学習と見学会での交流を通して学び伝えるものとして、整理し報告する。

えの継承を説明した。また、「東・中校舎から建築性能の進化」として、①環境性能（室内気候・音・光）について ②両面採光に代わる工夫 ③脱炭素時代の建築 ④バリアフリー・維持管理への配慮 ⑤木造建築の構造(耐震性)、⑥移動式家具による空間の工夫、の６つを中心に説明した。
（＊2023 年四国支部研究発表報告集参照）

３． 事前学習における児童からの質問
５年生担当教員による事前映像学習では、児童からの以下のような質問が発せられている。
（図 1）
図１ 児童からの質問
25
20
15
10
5

２． 総合学習－第１回目と第２回目の学習
0
第１回目の学習は「校舎の特徴と魅力」を児童の質問
計画 意匠 採光 素材 家具 通⾵ 構造 安全 保存 親⽔に答えながら紹介、第 2 回目は「新しい西校舎の学び」
中校舎
東校舎
⻄校舎
として実験等を交えて紹介、第 3 回目の学習では「校舎普段過ごす普通教室のある西校舎への質問が多く、特の活用と見学者との交流を考えてみよう」を企図し、児に計画・意匠・採光・素材・家具への関心が高かった。
童の自発的な「おもてなし」の提案を募り整理した。
（１）松村正恒が目指したもの－東・中校舎について
西・中・東校舎への児童の幅広い興味関心が窺える。
東・中校舎（国重文）の８つの空間的特徴と魅力として、①クラスター型の教室②気配りと軽やかさ③友と語らい
４． 校舎の活用と見学者との交流 を考えてみよう
１）位置づけふれあう④外の教室⑤和と洋の調和⑥自然の利活用⑦心「東校舎１階昇降口」は通常はあまり利用されていなに残るモダニズムデザイン⑧木と鉄の巧みな組み合わせ、い。夏休みの校舎見学会の時に、昇降口での来場者へのの解説を行った。
おもてなしを考えることを「めあて」として、どのよう松村の学校づくりは「自然で、簡素で、静寂である」に日土小学校で楽しく過ごしているかを表現し、来場者であることを旨とし、その心がまえとして「わたしは、へ伝える方法を考え「交流とおもてなし」を実践する。
小学校をつくるとき、まず子どもになったつもりでプランを考えはじめるのです」と子ども中心主義を謳う。学２）授業内容（総合学習 2 時間）
校全体は勿論、クラスター型教室では静寂性を確保し、前半の 1 時間で内容と「めあて」を説明し、具体的に子ども目線の空間構成を大切にしていることを紹介した。 「自分の家に大事なお客様が来られた時のおもてなし」（２）新しい西校舎の学習環境の例を紹介。それを踏まえて、見学会の際にどのような新しい西校舎では、喜木川に面した明るい校舎を目指「交流とおもてなし」をしたいか考え、発表し（図２）、
すために、カーテンウォール形式を継承したこと、東・実際に行うことを決定した。
中校舎の緩やかな階段や子どもの身体寸法に合わせた設Yawatahama Architecture and Town Raising for Children, 2023
- Interaction during school building tours -− 69 −*Ryoko SANADAI**Kazutomi TAKECHI***Kiyotada MAGATA

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

図２ 心のこもったおもてなしを考えてみよう

介

介
俳

句

で

己

紹

紹

パ
自

リ
ス

ン
ゼ
プ

レ

ッ

ト

じ
う
そ

え
出

迎

介
こ
と

日

土

の

良

い

お

紹
ろ

ズ
イ
ク

飾

り

出

つ

し

け

7
6
5
4
3
2
1
0

今回は、
①見学会の入口となる東校舎昇降口の飾り付け。
②ガイドの際に校舎や設計者にまつわるクイズを出す。
③日土小学校の好きなところを靴箱に置いて紹介。
④日土小学校の特徴を俳句で紹介、の 4 つの実践を決定。
後半では、①、③〜④の「おもてなし」の準備を行なった。実際の昇降口への飾り付けは、夏休みの児童クラブの活動の中で行った。
３）日土小学校の特徴を俳句で紹介
児童の俳句を幾つか紹介しよう。
「夏の日に 光と風が 差し通る」「夏の日に 校舎の中まで 風通る」「夏の日に 光が差し込む 日土小」
「夏までも 自然で成り立つ 日土小」
「夏の空 緑が茂る 日土小」
「夏の風 いろんな工夫 日土小」
「夏の風 すずしくいい
風 日土小」「日土小 夏の風吹き 透き通る」「セミがなく窓を開けたら ミンミンと」と詠んだ。
短時間であったが、1 年時から毎月俳句を詠んでいた
成果もあって、見学会を想定した作品が次々に生まれた。
日土小学校の内外の空間・場には、児童が進んで俳句を詠みたくなる環境が存在していることを再認識した。

他の行事と重なり、校舎ガイドは 5 年生 2 名だったが、６年生 14 名、八幡浜駅⇄日土小学校のバスガイドの八幡浜高等学校生が 8 名参加した。高校生の中には日土小学校卒業生も含まれ、日土小学校関係者の大部隊となった。
ガイドは 10:00〜11:30 東校舎昇降口から順に案内した。校舎ガイドを終えての感想を紹介する。
小学生の感想には、「お客さんの目のつけ所が細かく校舎をよく見てくれていてうれしくなった。改めて校舎の良い所などを見直すきかいになりました」「昔この学校にいた人が『ああそうだったよね』などといってくれたのでうれしかったです」「自分の発表力を伸ばしたり、校舎を知ってもらうきっかけとなって、とてもうれしいイベ
ントだと思った。
特に意外なことを知って、反応したり、お礼を言ってくださった人が多くうれしかった」
高校生は、「久しぶりに来てとてもいい場所だった。小
学生の発表もとても分かりやすくてよかったです！」「他の地域に住む人にも日土小学校のことを知ってもらって、ぜひまた日土小学校に来てもらいたいです」とあった。
来場者は、「ガイドを聞いて日土小の建築に感動した」「子どもたちが、自分たちの学校のことをよく調べてガ
イドしてくれてとても良かった」「また日土に来れて良かった」とあり、4 名は 3 回以上の来場者だった。
在校生にとっては、高校生や地域の卒業した先輩方、そして県外からの総勢 200 名余りの見学者とも繋がる貴重な交流と学びの場となった。

６．まとめ①5 年生だけでなく、高校生や 6 年生を含めた混成ガイドで実施された。この広がりはとても貴重であった。
②児童による校舎ガイドは、継続的に学習の成果を表現する場として貴重である。
③校舎見学会は、地域との交流を促す重要な催しである。
④児童数は令和 5 年度の 58 人から令和 10 年には 26 人
へと半減の可能性がある（八幡浜市資料）。重文校舎は将来も存在するとしても「学校」としての永続性は保証されない。それ故に、見学会や各種行事で地域との連携強化、学校外・地域外との交流がこの先ますます重要である。校舎見学会にはこうした役割も位置づけられる。
⑤今後の児童減対策のひとつとして、移住希望者への校舎見学会の案内があってよい。
行政との連携課題である。

上：昇降口の飾り付け 下：好きなところ紹介 右：ガイド集合写真謝辞）本研究は日本建築学会四国支部の研究助成による。研究に際しては、日土小学校の児童、先生方に深謝申し上げます。

５．児童による校舎 ガイド－「探究」学習をもとに初夏の３回に渡る校舎学習の後、8 月 6 日（日）日土小学校見学会時に、来場者へ向けて校舎ガイドを実施。

は、曲田清維(愛媛大学)、武智和臣（A＆A）
、眞田井良子(建築・*眞田井 良子 建築・まち育て研究所**アトリエ A＆A***愛媛大学名誉教授 博士(学術)

Ryoko Sanadai Laboratory for Architecture and Town raisingAtelier A&A
Honorary Professor of Ehime Univ. Ph.d2023 年度担当は、後藤美加先生(日土小 5 年担任)、外部講師
まち育て研究所)− 70 −

30

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 71 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 72 −

31

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

高知県梼原町における茅葺き屋根の継続的な維持管理に向けた基礎調査
５．建築計画梼原町

４．構法計画
茅葺

非会員 ○小坂伊織 1*
正会員
釜床美也子 3***

正会員 掛橋直貴 2**

維持管理

1. はじめに定は茅刈り前に行われる会合にて庄屋と呼ばれるその
日本の伝統構法の一つである茅葺きは自然素材で，茅地区の責任者が決定していた．葺き替え時の全体の工の調達から施工に至るまで，農村集落に見られた相互扶程を見て指示する役割も庄屋の仕事であった．
助によって行われ，解体後の古茅は田畑に還る環境性能(2)各工程の労力支出の高い建築である．しかし近代化以降，化学肥料や農業
茅刈りには多い時で 7～8 名，少ない時で 3 名であの機械化によって草地の価値が低下し，相互扶助を行っった．結の中から都合がつく人が出てくるという形でていた任意組織の解体などで，その維持が困難となってあったため，毎年決まった人数にはならなかった．運いる．
搬，保管については(1)で記したように，茅を刈った人
茅葺き屋根の維持管理上課題として材料の不足，葺きがそのまま行うため，人数は同数である．ここまでの
1)替え技術を知る人の減少による人手不足等が挙げられ ，
工程で期間は 1 週間である．
工事費も高騰している．
葺き替えは，結の家はもちろん別の結グループから
本研究では，屋根用の茅を採取する茅場と茅葺き屋根の応援もあり，人数は多い時で 70～80 名，少ない時での継続的な管理体制を確立することが重要と考え，高知
30～40 名，期間は足場に使う丸太や竹，縄として利用
県梼原町を対象に，失われた維持管理のシステムを再構するカズラなどを調達する準備期間と葺き替えを合わ築するべく，茅場と茅葺きの建物，補修作業内容にかかせて 1 週間であった．ここでの参加人数も会合にて庄る労力支出を定量評価し，失われつつある茅葺き集落の屋が決定していた．
維持に向けた知見を得ることを目的とする．
3. 昭和 50 年以降から 10 年前の茅葺き屋根の補修作業
研究方法として，伝統技術を知る町内の職人 1 名へのと労力支出
ヒアリング調査，茅葺きの建物の実測調査，茅場の撮影，(1)補修作業の工程
茅の保存方法の再現の記録を行った．
昭和 50 年以降，茅葺き屋根の減少で結が解消され
2. 昭和 50 年までの茅葺き屋根の補修作業と労力支出たと同時に当時利用していた茅場に植林して昔の茅場(1)補修作業の工程が失われたため，新たな茅場を近場で探した結果，も補修作業は茅刈り，運搬，保存，葺き替えの 4 つのともと茅が生えていたこともあり，地芳峠に決定した．
段階に分けた．ヒアリングを行った職人によると職人
茅刈りは，地元の中で職人，親戚，茅刈りに興味をが所属していた「結」と呼ばれる百姓のグループは 13持つ人，賃金が欲しい人など様々な属性に依頼してい軒の家からなっており，下本村の住民で構成されていた．毎年 700～800 束調達できており，60 束/日の人もた．茅刈りは 11 月下旬から 12 月下旬の間に行われ，いれば，40 束/日の人もいるといった状態であった．
0.8ha ほどの茅場で毎年 500～600 束ほど刈っていた．
運搬は，地芳峠には道路が通っていたため，軽トラッ
運搬は刈った人が各自自宅に負い子（この地方では軽クで運んでいた．保管は，茅刈りを行った各家計にてい子）と呼ばれる茅を背負うための道具で 14～20 束/
保管し，職人が必要になったタイミングで取りに行く
回運んでいた．
また，
徒歩での運搬が困難な場所では，形であった．保管場所がない家は，職人が持つ倉庫が金吊と呼ばれる直径 6mm 程度のワイヤーに滑車を付け数棟あったため，そちらで保管していた．
て 5，6 束運搬していた．保管方法は，自宅に持ち帰っ(2)補修作業の労力支出
た場合，主屋の小屋裏，牛を飼育している人は牛小屋，
茅刈り，運搬，保管は，人数 15 名ほど参加，期間が稲木に茅を立てかけ乾燥，場所がない場合は農閑期の半月であった．刈った茅は 1 束 700 円で職人が買い取ため田んぼにて保管など，家によって異なっていた．
り，支払いは自分が刈った分を職人に伝え，報酬をも茅を刈った際，葉が青い場合は水分が多く，重量が増
らう申告制であった．
えるため，茅場にて乾かす場合もあった．その時，使4. 現在の茅葺き屋根の補修作業と労力支出用された保管方法をクロという．
(1)補修作業の工程
葺き替えは，2 年に一度行われていた．主屋に使用
茅刈りは，高知県いの町の本川に弟子を連れて，刈されていた茅は約 1200～1500 束ほどであり，2 年分のりに行っている．場所が梼原町から 2 時間程度かかる
茅が必要であったためである．葺き替えを行う家の選ため，150～160 束/日程度しか取れず，足りない分は，
Establishment of a continuous management system for thatched roofs
in Yusuhara Town, Kochi Prefecture
Iori KOSAKA, Naoki KAKEHASHI and Miyako KAMATOKO− 73 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

栃木県の商店から茅を購入している．葺き替えは，梼
原町の職人グループで年 3，4 件の建物を葺き替えしている．
(2)補修作業の労力支出
茅刈りは，職人 7 名で行い，賃金は親方が弟子に対し，12000 円/日支払っている．栃木県からは，平均して毎年トラック 1 台半分，2000 円/束を 1350 束購入している．葺き替えも茅刈りと同じ構成員で行い，期間
は建物の規模によるが，平均して期間は半月程度，日
当 20000 円/人となっている．
5. 梼原町の茅葺き
梼原町にある茅葺きの建物全 14 棟の概要を表 1 に示す．それぞれ屋根の表面積を求め，町内の葺き替えに必要な茅束を算出した（表 2）．
6. 昭和 50 年までの過去の茅場の山焼きの作業工程
昭和 50 年以前に管理していた茅場は毎年良質な茅を育成するため，山焼きを行っていた．人数は 30 人～40 人
で葺き替え同様結の他グループも参加していた．作業時
間は火道切り，山焼きともに 1 日であった．
7. 現在の新たな茅場の候補地
新たな茅場の候補地は，下本村から北西方向にある職人 K が山を切り開き，作った場所である．面積は上部が0.26ha，下部が 0.28ha である．昭和 50 年前から 10 年前まで茅刈りを行っていた地芳峠にて，2m×2m のコラードを用い，3 箇所にて分げつ数（1 株の中に生えている茅の本数）を調査し，その面積内にある茅の本数が 523 本であることがわかっている．この地点の標高は約 1,200m
であり，新たな茅場と条件が近しい．よって，新たな茅場で採取できる茅束数が算出できる．梼原町の茅束は平均して 1 束 1,521 本であるため，採取できる茅束は 464.2
束となる．5 章で示した表 2 より茅葺き屋根の必要茅束は平均して，茶堂が 350 束，舞台が 1,009 束，主屋が 1,576束となっている．茶堂 8 棟，舞台 2 棟，主屋 4 棟なので，必要な茅束は 11,127 束である．よって，全ての茅葺き屋
根を葺き替えるのに必要な年数は 24 年となる．
8. まとめ
7 章で求めた必要茅束数から 24 年で全ての葺き替えが賄えるが，茅葺き屋根の寿命は一般的に 20 年と言われているため，20 年周期で葺き替えを行うには，茅場の面
積を広げなければならない．仮に 20 年で全ての葺き替えをするとすれば，最低でも 0.65ha 必要であり，差し茅（部分修理）を行うためには，1ha 程度は必要であるため，今後山焼きをし，維持管理する面積を広げていく必要がある．また，今後，山焼きや茅刈りを行う組織については調査，検討できておらず，労力支出のみに留まった．今後は，組織の形成や職人育成も併せて検討し，具体的な材料調達や維持管理方法を確立することが重要であると考える．

表 1 梼原町の茅葺き建造物の概要
斜辺（梁間）

名称

屋根形状

梁間(m)

桁⾏(m)

⾼さ(m)

①

旧掛橋和泉邸

⼊⺟屋

11.15

17.78

8.11

9.84

②

中の川茶堂

⼊⺟屋

5.27

6.14

3.19

③

茶や⾕茶堂

⼊⺟屋

5.68

5.63

3.50

④

六丁茶堂

宝形造

5.08

5.08

⑤

川⻄路茶堂

⼊⺟屋

6.63

⑥

町組茶堂

⼊⺟屋

⑦

松原茶堂

⑧

勾配伸び率

屋根投影⾯積 平葺き表⾯積 軒先表⾯積

屋根⾯積(m²)

軒先の茅本数 平葺きの茅本数

(m²)

(m²)

(ｍ²)

（本）

（本）

1.77

198.25349.9617.36

367.322730033179416

4.14

1.57

32.36

50.81

6.85

57.66

107672461606

4.51

1.59

31.98

50.75

6.79

57.54

106729461087

3.14

4.04

1.59

25.81

41.03

6.10

47.13

95877

372792

4.60

3.10

4.54

1.37

30.50

41.76

6.74

48.49

105974379352

4.23

5.87

3.10

3.75

1.77

24.83

44.06

6.06

50.12

95310

400266

⼊⺟屋

4.69

4.06

1.70

2.90

1.24

19.04

23.52

5.25

28.77

82571

213669

⺠家

⼊⺟屋

8.85

11.44

4.40

6.24

1.41

101.24142.7812.17

154.95

1914701297141

⑨

レストラン

⼊⺟屋

10.60

16.06

5.41

7.57

1.43

170.24243.2616.00

259.262515822210052

⑩

⺠家

⼊⺟屋

7.74

10.87

4.29

5.78

1.49

84.13

125.61

11.17

136.771756161141140

⼊⺟屋

5.44

7.14

3.11

4.13

1.52

38.84

59.00

7.55

66.55

118713536020

⼊⺟屋

4.32

5.14

2.63

3.40

1.58

22.20

34.99

5.68

40.66

89271

317851

⑪
⑫

太郎川公園

⽔⾞⼩屋

太郎川公園

茶堂

(m)

⑬

円明寺舞台

⼊⺟屋

8.23

9.66

4.13

5.83

1.42

79.50

112.6410.73

123.371688221023324

⑭

宮野々舞台

⼊⺟屋

10.00

10.90

5.00

7.07

1.41

109.00154.15

12.54

166.691972261400461

表 2 茅葺き建造物の葺き替え必要束数
屋根必要茅束数 棟仕舞い必要茅束数 屋根必要茅束数

名称

(束)

（束）

(束)

①

旧掛橋和泉邸

2270

227

2497

②

中の川茶堂

374

30

404

③

茶や⾕茶堂

373

30

403

④

六丁茶堂

308

0

308

⑤

川⻄路茶堂

319

30

349

⑥

町組茶堂

326

30

356

⑦

松原茶堂

195

30

225

⑧

⺠家

979

98

1077

⑨

レストラン

1618

162

1780

⑩

⺠家

866

87

952

430

30

460

268

30

298

⑪
⑫

太郎川公園
太郎川公園

⽔⾞⼩屋
茶堂

⑬

円明寺舞台

784

78

862

⑭

宮野々舞台

1050

105

1155

*香川大学創造工学部生**香川大学大学院創発科学研究科大学院生***香川大学創造工学部講師 博士（デザイン学）

謝辞
研究の遂行にあたり、茅葺民家の所有者のご家族、茶堂を維持する梼原住民各位、梼原町の茅葺職人各位、梼原町の教育委員会各位に多大なるご協力を頂いた。
参考文献
1） 前田・他：労力支出からみる茅葺き屋根の継続的な補修作業モデルの構築，日本建築学会計画系論文集第 571 号, 77～84 ，
2003* Graduate student, Graduate School of Eng., Kagawa Univ.
** Graduate student, Graduate School of Eng., Kagawa Univ.
*** Lecturer, Faculty of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr. Des.

− 74 −

32

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

配置形式と建築類型からみた豊島の家浦・唐櫃の町並み

5.建築計画香川県
唐櫃

4.建築構法豊島町並み

準会員 ○川嶋伸岳 1*
正会員
釜床美也子 2**家浦建築類型

1. はじめに家浦と唐櫃それぞれの「浜」と「岡」という合計 4 地
豊島は現在，瀬戸内国際芸術祭や豊島美術館など豊か
域の生業，地理的特徴，配置形式，建築類型の調査結果
な自然とアートが有名な島である. 豊島には家浦，唐櫃， を表 2 注 1)注 2)にまとめた．建築形式は，接道して道側に入り口を持つ町家形式の建物を「町家」，町家形式以外の和甲生という 3 集落があるが（図 1），佐々木 1)は島の東西で江戸時代初期ごろまで統治が異なっていたと述べてお風建築をすべて「和風」として分類した．以下，表 2 にり, 現在の集落は山側と海側で変化に富んだ町並みが形基づく結果と考察を示す．
成されている（表 1）．豊島の町並みに関する既往研究は,4.1. 配置形式
航空写真に基づき島の土地利用を分析したものはあるが，配置形式は,4 地域すべて和風が過半数を占め,町家は集落内部の建築や空間構成に関する考察は限定的である． 数棟しか見られなかった．特に「岡」はどちらも町家の本研究では,それぞれの集落の町並みを構成する建物，道割合が 1%未満で，家浦・唐櫃ともに町家は「岡」よりなどの要素が地理的,社会的,文化的要因に基づいて何ら「浜」が多い結果となった．4 集落の中では「家浦浜」にかの規則性や法則性を有していると考え,その集落ごと比較的多い 22 棟（8％）の町家がみられ,西部の東西に走の町並みの違いを明らかにすることを目的として，建築る道に集中して分布していた．徳島文理大学比較文化研類型と配置形式の観点からその特徴を考察するものであ
究所年報編集委員会 3)が渡海船によって物資を運んでいたとする昔の家浦港がその北側にあり,同調査では家浦
る．
は島内最大の地区で交易の媒介としての役割を担ってい2. 研究方法
たとしていることから,小規模な町場が道沿いに展開し本研究では，予備調査として現地での全 3 集落の外観ていたのではないかと考える．
調査を行った上で，調査に適していた島の北部に位置す
建築類型る家浦と唐櫃の 2 つの集落を対象集落とすることにした． 4.2.
唐櫃の「岡」は主屋が最も少なく 96 棟（38.0%）であ
対象建物は，建物の有無が分かる最も古い空中写真のるが, 付属屋は 65 棟（25.7％）, 長屋門は 14 棟（5.5％）
1974 年撮影の写真があることと登録有形文化財の建築で数も割合も最も多かった．港から離れた農業を主体と
後 50 年の基準を考慮して 1974 年以前に建った建物に決した集落のため,長屋門（納屋）や付属屋を伴う家が多い
定し，その全数調査とした．建物の調査項目は，建築類ものと思われる.長屋門は 4 集落すべてで見られ,納屋の型，建築年代，階高，屋根，構造，外壁とした．そして,ような土間空間のほか,1 階に床を張った部屋を伴うもの
各集落で町並みの現状を目視と撮影した写真を用いて分や,つし 2 階を蔵のように使っている例があった.豊島に類した．
普遍的にみられる特徴的な建物である．
3. 豊島の概要
2)
主屋の分布を見ると,「浜」は,家浦・唐櫃共に海岸に沿っ豊島の北西部に家浦，北東部に唐櫃が位置し,乾 は共に海付近の集落を「浜」，内陸の集落を「岡」と呼んでいて通された道を軸として列状に集落が形成されているこることを指摘している． 1980 年頃に民俗の調査を行っとが分かる.一方「岡」は塊状に集落が形成されているが,3)「浜」 山間部の傾斜地に位置し平地部分が狭小な唐櫃は家浦よた徳島文理大学比較文化研究所年報編集委員会 は,は漁業などの水産業，「岡」は農業に従事する人が多かっりも高密である.
たが，必要に応じて農業を行いながらも漁に出て商業も
5. まとめ行っていた人も多くいたこと,「岡」では生産した農作物
それぞれの集落で生業や地理的特性によって町並みの様で自給するとともに「浜」や島外へ運んだ一方で，「浜」 が異なっていることが分かった．1 つの島で地理的制約
は現在ではみられなくなったが行商で漁獲物を「岡」へを受けた 4 つの地域が独自の町並みを形成し現在の豊島供給していたことを報告している.
の豊かな景観があると分かった．
4. 家浦・唐櫃の町並み調査
Architectural typology in Ieura and Karato districts of Teshima Island− 75 −KAWASHIMA Nobutake*
KAMATOKO Miyako**日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

表 1 4 地域ごとの町並み

図 1 4 地域の位置関係
謝辞

参考文献

本研究の遂行にあたり，豊島住民諸氏に多大なるご協力

1)をいただきました．心より御礼申し上げます．

注
注1)
注2)

佐々木良：美術館ができるまで なぜ今,豊島なのか？，啓文社書房，pp.42-49，2018.5

不明はその他に含めた．

2)

乾政秀：海洋と生物，Aquabiology 42(4)，249，pp.396，2020.8

3)

徳島文理大学比較文化研究所年報編集委員会：豊島の民
俗：香川県小豆郡土庄町豊島調査報告，pp.16-17，1986.

小屋などは小屋・倉庫・蔵と同義である．

表 2 配置形式と建築類型*香川大学創造工学部生**香川大学創造工学部講師 博士（デザイン学）* Undergraduate student, Faculty of Eng. and Design,
Kagawa Univ.
** Lecturer., Faculty of Eng. and Design, Kagawa
Univ., Dr.Des.

− 76 −

33

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

子どもを介した地域のネットワーク化のための集合住宅の計画

15.作品
集合住宅
集会所

1.住居
子育て
託児所

非会員 ○古賀 航成*
正会員
小川 宏樹**
正会員
金井 純子***

団地

1.

背景
新型コロナウイルス感染症の影響による働き方の変化、IT 化の発展による外出の減少、少子高齢化で地域活動を支える世代が減ることによる地域コミュニティの弱体化など日本の社会は日々大きく変化している。このような社会では育児をする親にとっては重圧がかかってしまい、
この不安がさらなる少子化を加速している。
少子高齢化対策として、令和 5 年に施行されたこども
基本法の考え方の一つに「子育てをしている家庭のサポートが十分に行われること、家庭で育つのが難しいこどもに過程を同じような環境が用意されること」が示されている。子供の成長のためには子育て世代の支援が必要であり、母子家庭や父子家庭など両環境とは言えない家
庭環境の中であってもすべての子どもが平等に教育を受けるためには、子育て支援自治体等の組織だけでなく、地域全体での支援は子育ての負担を軽減するうえで大き図 1 周辺地図な役割を担う。さらに、地域住民と関わりを持つことは子どもにとっては親、学校の先生、友達との親密な関係とは異なる関係づくりが得られ、地域住民にとっても他
人の子どもを育てるという生きがいにつながる。
2. 目的
地域のネットワーク化、
子育ての不安を払拭するため、子どもが地域社会との関わりを活発にし、地域で子育てに取り組む必要がある。そこで、地域で子どもの成長を支える子育て世代の住環境を設計したいと考えた。
3. 対象地域
対象敷地は徳島県徳島市中昭和町４丁目とする。敷地
面積は 4733.08m2 である。
図 2 敷地の現状
十字型の敷地で北側、南側、西側に一般道路、東側に
5. 設計
5.1 対象世帯と戸数
路地と接道しているが、現在は南北の 2 方向のみから出
母子家庭や父子家庭から 3 人の子供を持つ 5 人家族を入り可能となっている。周辺は低層の木造住宅の密集地想定した住宅が 20 戸入った集合住宅とする。
中学生までと徒歩 6 分の位置に小学校、徒歩 4 分の位置に中学校がの子供が全体で 50 人程度、各学年に 3 人程度の同級生がある。
できる想定としている。同級生のつながりは生涯にわた
4. 提案
四方と接道しており、付近に小学校、中学校があるとって続きやすいため、同級生同士の関係を深くするこという敷地の利点を活かし、地域住民との関わりを深めるが目的である。
ことができる集合住宅団地の設計をする。
5.2 住戸の計画
1 住戸 1 棟の分棟形式とし、全住戸と周辺住宅の採光

Planning a housing complex for networking in the community through children
KOGA Kousei, OGAWA Hiroki, and KANAI Junko− 77 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 78 −

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日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

情報化社会における地方図書館の計画-複合化を踏まえたこども図書館としての空間設計-

15.作品
図書館
岐阜県坂祝町

5.図書
こども図書館

非会員
正会員
正会員

複合施設

1．
．背景と目的1990 年代以降、発達した情報化によって、電子書籍の利用が普及し、電子図書館と呼ばれる紙の本がなくても図書館が成立する時代が訪れている(図-1)。これにより、設置率の差に加え、地方と都市の図書機能の差はさらに大きくなるだけでなく、図書館の役割や存在意義が希薄化していくだろう。
また、情報化がもたらした書籍の電子化は、こどもにとって高度な機器操作や情報モラルを必要とし、知識の偏りなど様々な問題を引き起こしている。
そこで、地方における図書機能を充実させ、こどもの読書環境が整ったこれからの図書館を考える。
．提案
2．
こどもを中心とした機能を主体とし、本との出会い、人との出会い、まちの魅力と出会える「こども図書館」
としての空間を提案する。これからの社会を踏まえ、情報化がもたらした電子媒体の仕組みを本の管理技術として用いることで、多様な読み方及び自由な書架配置を実現する。また、多世代の人々やまちの魅力と出会える複合機能を加えることで、こどもにとって様々な価値観を創出できる場とする。
．対象地3．
岐阜県加茂郡坂祝町の町民プール跡地(図-2)を対象とする。敷地面積約 9,930m2 であるこの場所は、坂祝町が定める都市計画マスタープランより、「教育文化レクリエーション地区」に位置する。そのため、周辺には、公民館、社会福祉センター、総合グラウンド、スポーツドームなど交流の要素が点在する。また、この町民プールは25 年間で約 65 万人が利用し、多くのこどもや親子で賑わっていた。
．坂祝町の現状
4．
現在の坂祝町の図書機能は、公民館に併設された 140ｍ²程の図書室があるのみである。所蔵数(約 2 万冊)に限度があるため、近隣地域と連携した図書館サービスを行っている。こどもにとって十分な閲覧スペースや出会いの場が欠けていると感じた(図-3)(図-4)。

○福地
小川
金井

海都*1
宏樹*2
純子*3

図-1 電子図書館サービスの年別増加数 1)

図-2 対象敷地 2)図-3 坂祝町図書室

図-4 坂祝町図書室

Planning for Local Libraries in the Information Society-Spatial design as a children's library based on the complexFUKUCHI Kaito, OGAWA Hiroki, and KANAI Junko− 79 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

．設計
5．
図-5)
5-1 造形コンセプト (図回遊性や柔らかい印象を与える円形空間とし、中央に円形の広場(中庭)を設けることで、自然を優しく包み込
み、様々な方向から様々な出会いのある空間とした。また、屋根の傾斜が中庭側と外周側に傾斜とすることで、安心感や高さの変化による上下方向の視線の流れが生まれる計画とした。
5-2 複合施設
近年の図書館の複合傾向を調査 3)し、坂祝町に必要な複合機能として、カフェ、子育て支援施設、地域交流施設を加えることとした。カフェは、長期滞在を促し、出会いのきっかけを増やす。子育て支援施設は、こどもの環境の充実化を図るため、子育て世代を対象に相談室や託児機能を計画する。地域交流施設は、まちを知り、多世代の人々と出会うきっかけをつくるため、劇場やイベント室を設ける。
図-6)5-3 配置計画及び平面計画 (図北と南で約 6m の高低差があること及び接道条件から
駐車場・駐輪場とバスターミナルの位置を定めた。南から北にかけて、こども図書館→カフェ+子育て支援施設→地域交流施設と分棟配置することで、高低差のある地
形に馴染ませ、ゆとりのある配置計画とした。施設に接する広場では、岩山や砂場といったこどもの遊びに加え、マルシェや祭りなどのイベントを行う。
こども図書館は、2 方向からの出入りを可能とし、L型駐車場からの利便性を向上させた。1 階は、児童図書
や読み聞かせコーナー、アクティブラーニングなど賑わいのある空間とし、2 階は、日本十進分類法に基づいた
開架書架及び学習スペースを配置して落ち着きのある空間とした。
カフェ+支援施設、交流施設には、内側と外側の回廊を設けることで、内部と外部をつなげる中間領域および交流スペースの形成を図った。
図-7)
5-4 断面計画 (図上階から中央の回廊と通して中庭の景色が眺められる
ように屋根の勾配を工夫した。また、雨の日には、軒先から滴り落ちる雨によって自然との距離が近づく。
．まとめ
6．
本計画は地方図書館を情報化や近年の傾向に合わせて、こどもを中心とした計画とすることで、図書館の役割を永続的に機能させるものとした。電子媒体だけでなく、紙の本に触れ、人やまちとの出会いがもたらす経験は未来を担うこどもの成長だけでなく、これからのまちづく
りにも欠かせないものと考える。
*1 徳島大学
学部生*2 徳島大学大学院 教授・工博*3 徳島大学大学院 講師・工博

図-5 造形コンセプト

図-6 配置図兼平面図

図-7 断面イメージ図
参考文献
1)一般社団法人, 電子出版制作・流通協会議, 2022.1.24,
https://aebs.or.jp/pdf/E-library_introduction_press_release20220101.pdf(閲覧日 2023.6.20)
2)基盤地図情報ダウンロードサービス, 国土地理院,
https://fgd.gsi.go.jp/download/menu.php(取得日 2023.10.30)
3)前田博子, 吉川祐加, 豊田工業高等専門学校研究紀要, 第 44 号,
2011,
https://doi.org/10.20692/toyotakosenkiyo.KJ00007874035(閲覧日 2023.8.30)

Student, Tokushima Univ.
Pro., Graduate School of Tokushima Univ., Dr. Eng.
Senior Lecturer, Graduate School of Tokushima Univ., Dr. Eng.

− 80 −

35

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

放射冷房システムにおける人体放熱顕熱量に関する考察
ー人体放熱顕熱量の CFD 解析結果と PMV の検討ー
正会員
3．環境工学天井放射冷房CFD 解析

13.空調システム
人体放熱量
クロ値

○木村博則*

PMV
温熱環境制御１．はじめに近年、水を冷媒とした天井放射空調システムを空調方式とする事例が複数報告され、脱炭素時代に向けてその普及が期待されている。しかしながら、天井面を放射面（冷房時は吸熱面）とする本方式は、従来の天井面他内周の表面温度を室温と同じと仮定する対流による空調方式とはそのメカニズムが異なる。
そのために本研究では、
天井放射冷房システムの設計において、空調負荷処理量を放射・対流連成解析の行える CFD（PHOENICS2020、
放射伝熱解析ソフトは IMMERSOL 解析手法）解析ソフ
トを用いて検討を行う。空調負荷に関わる、室温別に定められた人体放熱顕熱量は検討が必要と考える。
ここに、
１）
表１に室温別に定められた人体放熱顕熱量 等を示す。

水冷媒天井放射パネル

外壁
在来天井

在来天井
天井スリット吸込口

天井スリット吸込口
窓

照明器具２列人体 4 名×２列（直方体）
床

床

床

窓下腰外壁

床吹き出２列

図２ 窓際 1 スパンの天井放射空調 2 次元 CFD モデル
表２ 固体の物性値

表１ 室内温度と人体放熱顕熱量(作業状態：事務作業)
室内温度（℃）

20

22

24

26

28

人体放熱顕熱量（W/人）

77

71

63

54

45

人体放熱潜熱量（W/人）

40

46

54

62

71

表３ 発熱体の規定値
２．研究の目的
本研究は、実在するワークプレイスをモデルとした 2次元モデル空間の CFD 解析を用いた研究成果２）を用いて、設計に資する技術を構築することを目的としている。
ここに、対象スペースの断面を図 1、2 次元 CFD 解析モ
デルを図 2 に示す。各固体の物性値は表２、発熱体の規定値は、人体の表面温度規定値を含め表 3 に示す。
太陽光パネル活用日射遮蔽庇
空調換気

空調換気

水冷媒天井放射パネル

天井内リターン

南
側
窓
面

在来天井

天井間接LED照明

天井内リターン

天井間接LED照天井リターンスリット

在来天井

天井リターンスリット

南側 窓Wスキン
天空日射

基準階ワークプレイス
空調換気床吹出床下アクセスフロア

空調換気床吹出VAV装置

図１ 天井放射パネルを有する解析モデルの断面図

３．CFD による人体放熱顕熱量の解析手法
着衣の状況はクロ値の定義を参考３）に人の着衣時の表
面温度のモデルを図 3 に示す。空調システムの室内の温冷感の評価は、1984 年に ISO にて国際規格された予測平均温冷感申告（PMV）を用いて行われている。本報では、
その快適方程式の計算法と同様に、人体の着衣外表面温度を CFD 解析の入力値として、温熱環境解析を行い、CFD 解析の繰り返し計算を行い、人の着衣外表面温度を求め、放射空調システム、対流空調システムにおける各Consideration on the amount of sensible heat radiated from the human body in a radiant cooling system- CFD analysis results of human body sensible heat radiation and consideration of PMVKIMURA Hironori− 81 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

室温、各人体放熱量、各冷房処理顕熱量を各々求める。
ここでは、着衣の断熱性能のクロ値は 1.0 としている。

表５ 対流空調方式の人体放熱顕熱量（CFD 解析結果）
平均室温（℃）

人体放熱顕熱量（W/人）

冷房負荷処理顕熱量（W/㎡）（床上1.2m）

部屋の奥側配置

窓際配置（給気冷房）

23.5

47.8

36.8

31.0

＊人の表面温度平均値：29.0℃、冷房負荷顕熱量は床単位面積当たりの値を示す。

注記：１（clo）= 0.155（℃・㎡）/W

図３ 人の着衣時の人の表面温度のモデル化
４．天井放射冷房の CFD 解析の条件設定と解析結果
冷房時の外気温度 34℃の場合を想定し、換気のための
空調換気量は一人当たり約 26m３/h、給気温度 20℃、空調は VAV 方式とし、室温は 27℃を目標とし、天井放射パネル表面温度は 23℃～26℃について解析した結果３）から、冷房時ピーク処理負荷の天井放射パネル温度 23℃の場合の床単位面積当たりの室内負荷処理熱量、人体放熱顕熱量を表 4 に示す。室温の解析結果を図 4 に示す。
表４ 天井放射冷房の人体放熱顕熱量の CFD 解析結果
平均室温（℃）

人体放熱顕熱量（W/人）

冷房負荷処理顕熱量（W/㎡）（床上1.2m）

部屋の奥側配置

窓際配置（放射パネル＋給気冷房）

26.7

117.0

81.0

41.7

＊人の表面温度平均値：30.2℃、冷房負荷顕熱量は床単位面積当たりの値を示す。

図４天井放射システムの室温分布５．対流方式の場合の冷房時の CFD 解析結果
ワークプレイスを天井放射冷房ではなく対流方式の冷房とした場合の CFD 解析結果の窓から奥側と窓際の人
体放熱顕熱量を表 5 に示す。対流方式の冷房時の給気風
量は一人当たり空調換気量 87.5ｍ３/h（毎時約６回換気）と想定して解析した。室温の解析結果を図 5 に示す。

図５ 対流空調（冷房）方式の室温分布
６．予測平均温冷感申告（PMV）の検討
室内の温熱環境の PMV による快適性評価は、省 CO2の推進に伴い、必要な環境評価手法となっている。PMVは人体の放熱量と室内環境の吸放熱量との熱量授受のバランスを基本とした評価手法である。天井放射空調シス
テムは、天井の表面温度を変化して、室温を目標の値に制御するものであり、人体からの放熱顕熱量は変化することになる。今後は CFD を活用した数値解析による温熱環境解析を用いた PMV の検討が必要と考える。
７．考察
天井放射冷房システムの場合の人体放熱顕熱量は、従来の対流方式の冷房に比して、表 4、表 5 の結果から、その人体放熱顕熱量が２倍程度に増加しており、その結果として、人の潜熱による処理量は少なくなっていると推計される。また、図４、図５から放射冷房システムは室内温度の均質性の高いことが示されており、人にとって快適な温熱環境であることが推計される。今後は、天井放射冷房システムの設計においては、表１に示す人体
放熱顕熱量を見直し、人の着衣の状況を考慮した人体の表面温度の平均値を評価することが必要と考える。
・参考文献
１) 建築環境工学用教材 環境編 日本建築学会 2011 年 3 月 91 頁
２）水冷媒天井放射空調システムの設計への CFD 活用に向けた検討とその考察（その 3）木村博則他、日本建築学会大会学術講演梗概集
NO.40823 2023 年 9 月、
（その２)木村博則 NO40844 2022 年 9 月

３) 衣服と住まいの健康学 三浦豊彦他 大修館書店 1984 年 13 頁
［謝辞］本研究は石本建築事務所在籍時の研究の成果に基づくもの
であり、（株）石本建築事務所の共同研究者の各位に謝意を表す。

*人・環境ラボ 博士（工学）*Human Dot Environmental Laboratory ,Ph.D.

− 82 −

36

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 83 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 84 −

37

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

移住支援制度の実施状況の推移と移住率に関する研究
準会員
正会員

６.農村計画－１.計画基礎・主体
地方移住
地方創生
定住促進

１．はじめに
近年，都市から農山村への移住がクローズアップされており，都市住民の農山漁村への定住願望は 2005 年と2014 年で比較するとどの年代でも高くなっている 1)2)．
一方で，地方への転入者数自体は年々減少しており，19
大都市を除いた全国の市町村では 2009 年と 2019 年の 10年間で移住率（転入者数を人口で割ったもの）が増加した自治体は約 45％で，そのうち 1％以上増加した自治体
は僅か 13％であった．このように移住願望自体はあるものの，実際に移住を決断するには大きなハードルがあることが懸念され，こうしたハードルを下げるため，各自治体では移住支援策として，様々な支援制度が取り組まれている．
移住支援制度が効果的に移住者増加に寄与しているのか，その実態を把握することは今後の地方創生において重要な視点であり，移住支援制度や地方への移住を取り扱った研究は多く行われている．例えば，髙村ら 3)や鈴木ら 4)は，それぞれ愛媛県と広島県を対象に地方移住の要因について地域特性と移住支援施策の観点から探っている．また住田ら 5)は現在地方自治体で実施されている
移住支援制度と対象者のニーズとのミスマッチによる活用率の低さを指摘している．このような既往研究では，
特定の自治体におけるケーススタディが多く，全体を俯瞰して評価したものは少ない．
そこで本研究では全国の移住支援制度についてデータベース化を行い，制度実施状況を整理することで支援制
度と人口構造の関係を分析によって明らかにすることを目的とする．
２．研究方法
本研究では過去に全国の自治体で行われた移住支援制
度をその内容からカテゴリに分類する．カテゴリについ

○伊藤
鈴木

優衣*
達也**

ては髙村らの既往研究を参考に作成した表 1 を使用する．
その後カテゴリごとに実施状況を整理し，各自治体について転入者を含めた人口構造関連データを目的関数として重回帰分析を行って，最後に詳細な支援内容に関して比較をする．
使用する移住支援制度のデータについては，JOIN 一般
社団法人移住・交流推進機構 HP の「2021 年度版知らな
い と 損 す る 全 国 自 治 体 支 援 制 度 」（https://www.iju-join.jp/feature_exp/9051.html）より引用した．サイト内では各自治体から提供された情報をもとに2013 年度から 2023 年度までの移住支援制度が掲載されているが，制度の実施数を整理した結果，2017 年度と2018 年度の実施数に大きな減少が見られたため，実際の実施状況と乖離があると判断し，今回は分析対象を 2013年度から 2017 年度の 5 年間とした．また，使用した人口
データについては，総務省統計局「住民基本台帳人口移動報告」（https://www.stat.go.jp/data/idou/）より引用した．
３．結果と考察図  は  年間での制度の実施市町村と未実施市町村の推移を表す． 年から  年にかけて，制度実施時
遺体数が大きく増加し， 年以降ほぼ横ばいの推移と

図１ 制度実施市町村と未実施市町村の推移
表１ カテゴリ一覧
仕事(4711)

大カテゴリ
小カテゴリ

結婚・子育て(9711)

住まい・生活(7889)

医療(4411)交通(577)

創業・起業

就職

企業

結婚

子育て

出産

住まい

空き家

子ども・保護者

妊娠・出産

子ども・保護者

























その他

移住

その他

高齢者・障がい者

その他

高齢者・障がい者

その他















農業・林業・漁業 UIJターン




その他


妊娠(70)

通勤・通学

内は  年間での実施数合計を表す

Yui ITO and Tatsuya SUZUKI

Study on the Relationship between Trends in
Implementation of Migration Support Programs and Rateof migration to rural areas− 85 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月なっている．全国の市町村 （ 年時点，政令市含む）のうち， 年間で  度でも支援制度を実施したことのある市町村は  自治体で，約 ％が支援制度の実施経験を有する．
図２に， 年間で実施された支援制度の大カテゴリ別推移を示す．
グラフより，いずれの制度も増加しており，
結婚・子育てに関する制度はほとんどの年で最も多く実施された．
表１に示した小カテゴリにおける実施数は，仕事カテ
ゴリでは，新規就農者への資金補助や就農体験といった
農業・林業・漁業に関する制度が最多となった．さらに結婚・子育てカテゴリでは子育てに関する制度，住まい・生活カテゴリでは住まいに関する制度，医療カテゴリでは子ども・保護者に関する制度，交通カテゴリでは通勤・通学に関する制度が一番多いという結果になった．この結果から，支援制度の実施に取り組む自治体は増加しており，特に子育て世帯を積極的に呼び込もうとしている
ことが読みとれる．また， 年間で実施された支援制度の種数について図  に示す．最も多かったのは  種実施
した市町村で，次いで  種の市町村が多くなった．
続いてステップワイズ法による重回帰分析を行った．
今回被説明変数に移住率や転入者数，説明変数に大カテ
ゴリごとの制度実施数を投入し，移住者数状況や自治体の人口規模といった観点から条件を変えながら数ケース分析を行ったが，表  のとおりどのケースにおいても，移住率や転入者数を説明する変数として支援制度数が大きく寄与することはなかった．一方で，選択された結婚・子育てなどの制度数の係数が負になっていることから，転入者数の少ない自治体が移住者を増やすためにこうした支援制度を実施していることが推察される．また，仕事カテゴリと交通カテゴリについては，係数が正であることから，移住率や転入者数の高い自治体で比較的多く実施されていることが読み取れ，移住率や転入者の観点から成功している自治体とそうでない自治体で，取り組む制度に差異がある可能性が示唆される．
４．おわりに今回，カテゴリごとで移住率等の人口構造との間に正の相関や負の相関が見られることや，移住率，転入者数の増減と制度数に大きなかかわりはないということが明らかになった．しかし，各自治体の移住率や転入者数と移住支援制度とは，少なからず影響を相互に与えあっているということも考察される．本研究では支援制度のデータベース化，また人口構造との関連性考察に留まっているが，これらに加え，地方自治体への移住率向上のための提案を含めた研究が必要である．
* 香川大学 創造工学部 建築・都市環境コース** 香川大学 創造工学部 建築・都市環境コース
講師 博士（工学）図   年度から  年度の移住支援制度の推移

図  実施支援制度の種数別市町村数
表  重回帰分析結果
ケース 被説明変数





説明変数

2013年～2017年

大カテゴリごとの実施数

平均移住率

（合計値）

2013年～2017年

大カテゴリごとの実施数

平均転入者数（合計値）

2013年～2017年
移住率

大カテゴリごとの実施数

度数





決定係数 投入済み変数 係数 住まい・生活



医療

仕事

住まい・生活



仕事







交通



結婚・子育て

2013年～2017年移住率
 （人口1万人未満の大カテゴリごとの実施数

 結婚・子育て大カテゴリごとの実施数





結婚・子育て

市町村のみ）
2013年～2017年移住率
 （人口2万人未満の市町村のみ）

仕事


正の値
負の値

参考文献
1)
内閣府「都市と農山漁村の共生・対流に関する世論調査（2005 年 11月）」https://survey.gov-online.go.jp/h17/h17-city/
2)
内閣府「農山漁村に関する世論調査（2014 年 6 月）」
https://survey.gov-online.go.jp/r03/r03-nousan/3)髙村友美・宋俊喚・岡松道雄「地域特性と移住支援施策からみた地
方移住の要因に関する研究－愛媛県の全 20 市町を対象に－」、公益社団法人日本都市計画学会都市計画論文集 Vol55、No3（2020.10）
4)鈴木健史・森尾淳・内山久雄・寺部慎太郎「広島県における UJI ターンの要因に関する研究－地域の特徴、UJI ターン支援施策からみた分析－」、都市計画論文集、46（3）、pp.325-330、日本都市計画学会（2011）
5)
住田和則・渡邉貴介・羽生冬佳「地方自治体における UI ターン施策に関する研究」、第 36 回日本都市計画学会学術研究論文集（2001）* Program in Architecture, Civil and Environmental Eng., Dept. of Eng.
and Design, Kagawa Univ.
** Lecture., Program in Architecture, Civil and Environmental Eng., Dept.
of Eng. and Design, Kagawa Univ., Dr.Eng.

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日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

建築資料にみる建築家・和田順顕の建築活動に関する研究

9.建築歴史・意匠 2.日本近代建築史
建築家
建築活動

○武田拓磨*
正会員  勝原基貴**
近代建築

．はじめに
建築家・和田順顕（1889-1977）は、金沢に生まれ、1912
年に東京美術学校図案科（現・東京藝術大学、以下：美校）を卒業し、東京、金沢を中心に活躍した建築家である。美校在学時の同期には今和次郎などがおり、美校出
身の建築家では最初期の世代にあたる。代表作には、日本医師会館（1930）、日本郵船横浜支店（1935）などがあるが、戦後の晩年は金沢を中心に活動したこともあり、
アントニン・レーモンド、村野藤吾など同世代の建築家に比べ、これまであまり注目されてこなかった。
和田順顕に関する既往研究は 2 編ある。古田 19891)は和田の経歴書をもとに、経歴と作品を報告したものであり、建築家としての活動の詳細や建築思想に迫ったものではない。また、勝原 20102)は、和田の住宅改善に関する提案について考察したものであり、個別事例に焦点を絞ったものである。これらいずれも和田の建築活動の全容を明らかにしたものではない。
そこで本研究では、未整理状態のままであった金沢工業大学アーカイヴス研究所所蔵の資料、国立国会図書館等が所蔵する文献資料を基礎資料に用いて和田の経歴を概観し、その特徴から建築観を考察することで建築家・和田順顕の建築活動を明らかにすることを目的とする。
なお、和田は戦後に活動の拠点を、東京から金沢に移している。和田のような晩年に地方で活動した経歴を持
つ建築家に着目することで、戦後金沢の建築の近代化に関する研究、ならびに中央で活躍した建築家が着目されがちな日本近代建築史研究の一助になると考える。
本研究で用いた基礎資料について文献資料（一次資料）の蒐集
和田の文献資料蒐集にあたり国立国会図書館、『日本近代建築人名総覧』（堀勇良 2021）を用い、合計 279 件
蒐集することができた。
金沢工業大学所蔵和田順顕資料について
2016 年、金沢工業大学アーカイヴス研究所に和田順顕資料が寄贈された。資料の総数は 173 点あり、その内容は表１の通りである。
和田順顕の経歴
上述の基礎資料を用いて、和田の経歴を事務所の活動

表  金沢工業大学所蔵の和田順顕資料
)RQG

和田順顕資料)LOH
松屋呉服店（1922）
和田順顕邸（1928）
日本医師会館（1930）
日本郵船横浜支店（1934）
東北産業会館（1936）
プロジェクト
北国銀行森本支店（1958）
日本医科大学第一病院
湘南中学校体育館
太子殿
和田家之墓
写真
6HULHV

出版物

個人資料

図面2点
図面70点，書類2点
書類2点，図面1点
図面1点
図面1点
書類1点
出版物5点
図面2点
図面1点
図面1点
43点
ポストカード32点
パンフレット1点
雑誌1点
新聞4点
経歴書1点
論文1点
書類5点


拠点と戦前、戦中、戦後に大別して、概観したい。
金沢から東京美術学校へ1889 年 4 月、寺の住職であった父・和田順教の 8 人兄
妹の長男として金沢市木町二番丁で生まれる。県立一中時代の恩師に絵画の才能を認められ、「頭を下げる僧侶
だけにはならぬ」と言い寺を飛び出した 3)との逸話が残る。1907 年、絵を学ぶつもりで東京美術学校予科に進んだが、西洋建築や江戸の面影を残した下町に惹かれ図案科二部（建築科）に移った 4)。当時の教授には大澤三之助、岡田信一郎らがいた。1912 年、卒業制作として「洋風別荘建築図案」に取り組んだ。
 美校卒業後、独立するまでの  年間
美校卒業後の独立するまで 3 年間は、美校時代の恩師である古宇田実の世話で、松屋呉服店関連の仕事に従事し、今川橋松屋呉服店改築工事（1912）や横浜鶴屋呉服店（同年）の設計及び工事監督などを担当した。
和田順顕建築事務所設立 戦前期1915 年、松屋呉服店を辞して独立し、建築設計監理事
務所を創立した。美校卒業生では最初の建築事務所開設であった。この事務所経営は、その後和田順顕建築事務所に発展していくが、当時は東京帝国大学出身の建築家たちが幅を利かせていた時代であり、初期の作品はワイ
キキ公園噴水塔、皇太子及各皇子御用机及椅子などの図案提案が殆どで、「お前は図案屋だろ、
図案屋に家が建てられるのかい」と揶揄されたこともあったという。
事務所設立後の最初期の作品には、武蔵が辻（金沢）の田守呉服店店舗及び住宅（1916）、尾張町の森八本店

A Study on architect Junken Wada's architectural activities as seen in architectural materials
Takuma TAKEDA*
Motoki KATSUHARA**− 87 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月（1917）などがあり、次第に建築家としてのキャリアを本格化させていった。
組立家屋と米国視察
1920 年、松屋呉服店の支配人・内藤彦一がアメリカから組立家屋を輸入し、同店の建築顧問であった和田が技師として施工を担当した。
当時は数年かけて施工する在来工法が一般的であった
ため、組立家屋は先進的な住宅であった。和田はこの組
立家屋を日本人の生活に合うように改良に努め、翌年には単身アメリカに渡って商店・住宅建築を視察している。
この際、アメリカの婦人が活動的であることに衝撃を受け、日本の男子も及ばないと感想を述べている 7)。
丸ノ内ビルディングに事務所を構える
1923 年、麹町区に丸ノ内ビルディング（丸ビル）が建てられ、その後、生涯に渡って丸ビルに事務所を構えた。
1930 年頃、事務所の所員は 13 名を数え最盛期を迎え、代表作である日本郵船横浜支店（1935）が竣工している。
和田順顕建築事務所戦中期（台湾への拡大）
1938 年大日本航空株式会社、翌年日本精工株式会社の建築顧問に嘱託されている。また、1940 年、当時日本の統治下であった台湾に事務所を構え、主に事務所建築に取り組む。
和田順顕建築事務所戦後期（地元・石川へ）
戦中の 1937 年 7 月に金沢市建築顧問に嘱託されたが1947 年 3 月解任。戦後の 1948 年 5 月に再嘱託されている。加賀市建築顧問を含め要職を務め、加賀市庁舎（1958）をはじめ石川で公共施設を設計している。
和田は生涯で 213 作品を残し、1977 年、88 歳で没する。
和田の建築観についての考察ヒューマンな情感を持った「美術建築」
和田は機能主義一辺倒の建築を否定するように「個性がなくなることは進歩とはいえん」 4)と語っている。また和田は美校の建築教育について次のように語っている。
「ハーバード大学では（中略）彫刻と絵画の素養のない者は建築家の資格がないとの御説で、（中略）各大学や他校の建築科でも美校の建築家の養成に準じて、絵
画彫刻その他の工芸の技術を修得し得るシステムに習わんことを、希望するものです。
」6)
1921 年アメリカに建築視察に出張をした時も単に建築を見るのではなく社会の生活状況、風土、習慣など「国民性の理解」に努めている。機能・工学一辺倒ではない、個性を尊重した、ヒューマンな情感を持った「美術建築」を目指していたことが伺える。
社会のニーズに合わせた建築
「美術建築」を志向した建築家である反面、抽象的で浮世な建築を嫌った。晩年の和田を紹介した新聞記事に
次のような一節が残されている。
「自分の職業が抽象芸術を違うゆえんをよくわきまえている。
（中略）決して世にいう頑固者ではない」4)
1921 年のアメリカ視察の際、アメリカの婦人を見て衝撃を受けたが、和田は「住宅が改良されることで婦人の活動が活発化し、男子によい影響をもたらし広くは国家の向上につながる」と考えていた。
また、戦中は企業を施主とした事務所建築が多いが、戦後は公共団体を施主とした学校建築などが多い。ここから、和田が柔軟に仕事を獲得していたことが分かる。
和田は、建築の設計が作為に陥ることなく、あくまで社会に価値を生み出す事を大切にしていた。
 住宅を建築の根本義とする
和田の住宅作品は「芸術的雅趣を発揮している」8)と評価されたこともあった。和田は「住宅は建築の根本義とする」という考えを持っており、こう語っている。
「住宅建築は凡ゆる建築の根本義でありまして住宅の本文に没却した建築は（中略）何等の価値もなく又各目的にも副ふ事が出来ないわけでつまり住宅建築の拙い建築家は何を設計しても拙い」7)
和田の住宅作品のうち、32 作中 24 作品が戦前期に作られており、初期から住宅の設計に力を注いでいた。
おわりに
以上、文献資料と和田順顕資料を用いて、和田の経歴を概観し、その特徴から建築観を考察した。本研究を通して、美校出身である和田が「美術建築」を目指した建築家でありながら、戦後活動拠点を東京から金沢に移すなど、社会のニーズに合わせた柔軟な考えを持っていたこと、住宅を建築の根本義として捉えていたことのほか、
美校出身者で初めて独自で事務所経営に取り組んだ初期の建築家のひとりであったことが明らかとなった。

参考文献
1)

古田智久：建築家「和田順顕」について，日本建築学会大会学術
講演梗概集，pp783-784，19892)

勝原基貴，大川三雄：建築家・和田順顕による米国製組立家屋の改善について，日本大学理工学部学術講演会論文集，pp591-592，
2010

3)

三好章一：祖父…建築家・和田順顕の素顔，建築士，第 56 巻，第 652 号，p47，2007

4)

日刊建設工業新聞：人間模様，日刊建設工業新聞，1964.1.11

5)

和田順顕：アメリカの新傾向，住宅，p13，1921

6)

和田順顕：私の受けた建築教育，建築雑誌，pp1049-1050，1975
和田順顕：住宅建築と夫人の覚醒，住宅研究，pp12-13，1921
工業日日新聞社：躍進日本之工業，工業日日新聞社，p192，1938

7)8)*金沢工業大学建築学部  学部生 4 年         Undergraduate, Kanazawa Institute of Technology, Faculty of Architecture**金沢工業大学建築学部講師 博士（工学）  Assistant professor, Kanazawa Institute of Technology, Faculty of Architecture., Dr.Eng.

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日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 89 −

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月− 90 −

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日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

高知県寺院山門の一階柱配置の傾向―非標準的柱配置を含む
 正会員

○谷中 俊裕  建築歴史･意匠
寺院建築

 日本建築史
柱配置


四脚門

 









薬医門

拡大薬医門

単純四脚門


調査結果

緒言―研究の背景と目的
筆者は、楼門、二重門など(便宜的に「重層門」として総 寺院リストから廃寺と推定される消息不明の寺院や仏教系以称してきた)の一階柱配置に、四脚門、八脚門、薬医門のよ

外の新興宗教の教会が混入したものを除くと、高知県には、

うな伝統的な門形式に当てはまらないものが散見されるこ330 件の仏教寺院が存在する。(ちなみに、徳島県では、608 件、とに気付き、文献 1、2 で徳島県及び香川県の重層門の一階

香川県では 824 件。(文献 2, 3)) その地域別、山門の一階柱配

柱配置を悉皆的に調査し、両県内の各地域の地域色の抽出

置別の内訳の一覧を表 1 に示す。地域区分は、気象庁によるを試みている。さらに、文献 3 では、両県の調査結果を比区分(文献 6)によるが、自然地理的区分だけでなく、結果的に較検討している。また、これらの過程で、「拡大薬医門」(薬は経済的歴史的地理区分も反映していると推定される。

医門の本柱前方に一対の控柱を追加したもの)、「単純(方形)山門の有無
四脚門」(軒の四隅から等距離の四本柱のみで支えられるもいかなる山門も有しない割合は、東部、中部(4 割台)より西部の)などの新概念を導入している。

（6 割）が高い。山門を有しない寺院には、門柱がなく門塀の切 本研究では、これまでの研究を高知県の全ての寺院重層れ目が事実上門として機能しているものも含む。(写真 1)門に拡大しようとしたが、そもそも寺院件数が少なく(実数石柱門

は後述)、重層門の棟数も限られている。他県にも増して、

㻌 石柱門(冠木はなく、門塀はあるものもある)のみ有する寺院は、

明治維新時に廃仏毀釈の嵐が吹き荒れたからである。そこ

中部で 㻞 割を占め最も多いが、東部、西部でも 1 割を超える。

で、単層門を含め全ての寺院山門に対象を拡げ、一階の柱

少数だが門扉を備えるものもある。(写真 2)㻌

配置を調査し、そのパターンの分布状況を把握することに冠木門した。維新時の破却後に再建されため年代の浅い物件が多㻌 東部（安芸市）に 1 件のみ確認。表 1 ではその他に計上。

く、近現代の寺院建築の研究としての側面が強い。
「拡大薬棟門

医門」や「単純四脚門」は単層門にも観察され、それらを

㻌 保有率としては、中部、東部に多く、西部に少ない。小規模寺含む非標準的な柱配置の門の分布にも言及したい。

院で庫裏門を兼ねる民家の門風のものが多いが、二間二戸の本格的なものもある。(写真 3)

調査方法四脚門

 寺院のリストは、宗教法人リストにもとづく在野の研究

㻌 全県的に分布するが、件数、保有率ともに東部に最も多い。

者による寺院情報のまとめサイト(文献 4)から入手し、墓石

側壁や冠木、長押、門扉などを欠く簡素なものが多い。(写真 4)

業者の HP の寺院検索(文献 5)で補強した。高知県内の全寺

梁間の短い極薄もある。(写真 5) 単純四脚門型の両翼を追加

院をリストアップし、それらの住所に基づき、Google Earth

した棟違門が中部(南国市)に 1 件ある。重層鐘楼門も 1 件中部の航空写真やストリートビューで、山門の有無、門形式の(香南市)にある。(写真 6)。

特定を試み、補助的にその他のネット画像も参照した。一部の寺院ではネット上では門の柱配置についての情報が得られなかったが、それらの寺院と、各様式の代表例は、現地を訪問し、柱配置の詳細を確認した。
調査期間は、2023 年 5 月から2024 年 1 月に渡った。

Pillar/Column arrangement patterns on the first floor of Buddhist temple gates in Kochi Prefecture―with special reference to non-standard patterns

− 91 −TANINAKA Toshihiro

日本建築学会四国支部
研究報告集2024年３月

八脚門

3. 谷中俊裕 (2023b)、「香川県と徳島県の仏教寺院における重層門の一階柱

㻌 全県的に札所級の大寺院に分布するが、中部、東部に多い。

配置の比較」、日本建築学会四国支部研究報告集、第 23 号、55-6.

重層門の割合が高く、そのほとんどが逓減の小さい古典的な楼4. TempleMate『お寺メイト』（仏教寺院探索サイト）

門である。県内の重層門はほとんどこのタイプである。(写真 7)https://www.bukkyou.com/TSInfo/index.html, 最終閲覧 2024/1/17.

薬医門

5. 株式会社鎌倉新書、「徳島県の寺院」、『いいお墓』

㻌 全県的に分布するが、中部、東部で特に多く、地域別でも各

https://www.e-ohaka.com/temple_list/ 最終閲覧 2024/1/17

地域で上位を占める。本柱の位置は、棟束や蟇股のすぐ外側

6. 気 象 庁 、「 緊 急 地 震 速 報 や 震 度 情 報 で 用 い る 区 域 の 名 称 」、

(写真 8)から、控柱と前後対称の位置近く(写真 9)までさまざま

https://www.data.jma.go.jp/eqev/data/joho/shindo-name.html、2024/1/17 閲覧である。この点で地域的特色があるかもしれない。
拡大薬医門㻌 中部、東部のみに少数分布する。近世初期の城門からの移築伝承のある古物件もある。(写真 10)単純四脚門
㻌 中部、東部にも極少数確認されたが、西部に際立って存在する。本柱、冠木を欠く。側壁は、腰貫または縦羽目板、下見板、

写真  門塀のみ + 尊 東部・芸西村  写真  石柱門 - 寺 東部・安田町 

白漆喰壁などで補強される。(写真 11、12) 廃仏毀釈直後の復興と伝わる重層鐘楼門の例もある。(写真 13)
その他の柱配置の門
㻌 3-3 で言及した冠木門の他に、壁面をトンネル状にくぐる埋(うずみ)門が中部(佐川町)に1 件(写真14)、柱配置不明の竜宮門

写真  門塀のみ + 寺 東部・室戸市  写真  四脚門 7 院 西部・宿毛市 

風の一階上に二重の楼閣を乗せたものが中部(高知市)に 1 件、八脚門の外側前方への拡大版とも解釈できる梁間三間門(文献2 で筆者が提唱したn-bay-in-depth gate（梁間n 間門）の一種、「拡大八脚門」の呼び名も文献 3 で筆者が提唱)が中部(香南市)に 1 件(写真 15)確認された。

写真  四脚門 * 寺 西部・四万十町  写真  八脚門 . 寺 中部・南国市  写真  四脚門 + 院 中部・香南市 結論㻌
高知県の山門の一階柱配置の特色を地域ごとに捉え直すことで、結論に代えたい。
東部では、6 割近くの寺院が山門を持ち、薬医門が最も多く、石柱門、四脚門がこれに迫る。それに、重層のもの

写真  薬医門 0 寺 中部・佐川町  写真  薬医門 , 字 西部・四万十市 を多く含む八脚門、棟門、拡大薬医門が続く。
中部では、6 割の寺院が山門を持ち、うち薬医門、石柱門が圧倒し、大きく水を空けて棟門、半数近くが重層の八脚門が続く。それに四脚門、拡大薬医門が続く。
西部では、山門を持つ寺院は 4 割弱で、石柱門が圧倒し、水を空けて薬医門、地域に特徴的な単純四脚門が続く。その後、四脚門、八脚門、棟門と続く。
今後、単層門を含めた同様の調査を隣接県に拡大し、そ写真  拡大薬医門 < 寺 中部・高知市  
写真  単純四脚門 * 寺 西部・四万十町 の結果を高知県と比較検討したい。

参考文献㻌
1. 谷中 俊裕 (2021)「徳島県寺院の重層門における一階柱配置―重層門再分類の試み」、日本建築学会四国支部研究報告集、第 21 号、47-8.
2. TANINAKA Toshihiro (2023a) ‘Pillar/Column-arrangement patterns on the firstfloors of two-floor or two-tier Buddhist temple gates in Kagawa Prefecture,’

写真  単純四脚門 . 寺 西部・須崎市 
写真  単純四脚門 = 寺 西部・中土佐町  Proceedings of AIJ Shikoku Chapter Architectural Research Meeting, No.23, 53-4..

* 阿南工業高等専門学校一般教養准教授 修士(言語学)
1

Associate Professor, M. A. in Linguistics, Liberal Arts and Sciences, NIT, Anan College− 92 −

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日本建築学会四国支部研究報告集

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２０２４年３月９日

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