日本建築学会構造系論文集 第88巻 第809号, 1082-1092，2023年7月
J. Struct. Constr. Eng., AIJ, Vol. 88, No. 809, 1082-1092, Jul., 2023
DOI https://doi.org/10.3130/aijs.88.1082

【カテゴリーⅠ】





金属パネルを用いた
1 ユニットの非構造外壁の変形追従性能
金属パネルを用いた1ユニットの非構造外壁の変形追従性能
金属パネルを用いた1ユニットの非構造外壁の変形追従性能
DEFORMATIONCAPACITY OF EXTERIOR WALL USING METAL PANELDEFORMATION CAPACITY OF EXTERIOR WALL USING METAL PANEL
DEFORMATION CAPACITY OF EXTERIOR WALL USING METAL PANEL 敷 祥 一＊2
黒 澤 未 來＊1，吉
2
黒澤未來＊1，吉敷祥一
Miku KUROSAWA
and Shoichi ＊KISHIKI＊1＊2
黒澤未來 ，吉敷祥一
Miku KUROSAWA
and Shoichi KISHIKI

Miku KUROSAWA and
Shoichi KISHIKI are widely used for low- and medium-rise buildings. It is imIn Japan, non-structural exterior walls consisted of metal panels
In
Japan,
non-structuralexterior
walls
consistedofmetal
panelsusedofforlowand medium-risebuildings.
It earthis important to experimentally verify that the exterior walls can followare
thewidelystory drift
thestructural
frame during
a majorportant
to experimentally
verify thatquake without
damage or fallingoff. the exterior walls can follow the story drift of the structural frame during a major earthquake
without
damageorfalling
off. were conducted on one unit of non-structural exterior walls using metal panels to confirm
In this paper, in-plane loading tests
In
paper, in-planeloading
testswhen
were subjected
conductedtoonlarge
one unitof non-structuralexterior
walls using
metal
panels to confirm
thethisdeformation
following
capacity
earthquakes.
In addition,
the ultimate
state
corresponding
to thethedeformation
following
capacity
whensubjected
tolarge
earthquakes.
In
addition,theultimatestate
corresponding
to thefalling out of the metal panels was observed.
falling out of the metal panels was observed.

Keywords : Metal panel, Non-structural exterior wall, Deformation following capacity, Story drift, In-plane loading
Keywords : Metal panel,Non-structural exterior wall, Deformation following capacity, Story drift, In-plane loading
金属パネル，非構造外壁，変形追従性能，層間変形角，面内載荷
金属パネル，非構造外壁，変形追従性能，層間変形角，面内載荷
胴縁

1．はじめに
1．はじめに アルミニウム等の金属板を箱形に折り曲げ加工した金属パネル
 アルミニウム等の金属板を箱形に折り曲げ加工した金属パネル
は，意匠性に優れることから中低層建築物における外装パネルとしは，意匠性に優れることから中低層建築物における外装パネルとし
1)．金属パネルは，取り付け金物であるファスて広く採用されているて広く採用されている1)．金属パネルは，取り付け金物であるファス
ナ，下地鋼材である胴縁等によって支持され，非構造外壁(以下，金ナ，下地鋼材である胴縁等によって支持され，非構造外壁(以下，金属パネル外壁(Fig. 1))を構成する．金属パネル外壁は比較的軽量で

胴縁

ファスナ
ファスナ

属パネル外壁(Fig.
1))を構成する．金属パネル外壁は比較的軽量であることから，地震時には自重に起因する慣性力の影響は小さく，面あることから，
地震時には自重に起因する慣性力の影響は小さく，
面内方向の層間変形に対する追従性能が求められる．現行の設計では，

構造躯体
構造躯体

内方向の層間変形に対する追従性能が求められる．
現行の設計では，層間変形角1/300までほとんど補修の必要なしに継続使用が可能で層間変形角1/300までほとんど補修の必要なしに継続使用が可能であること2)，層間変形角1/150まで脱落しないこと1)が目標である．

下地鋼材
金属パネル

2)，層間変形角1/150まで脱落しないこと1)が目標である．
あること 一方，外壁が取り付く構造躯体に着目すると，建築基準法施行令第82条の2では，
一方，外壁が取り付く構造躯体に着目すると，建築基準法施行令第高さ13mを超える鉄骨造建築物に対して，中地震時に82条の2では，高さ13mを超える鉄骨造建築物に対して，
中地震時に生ずる層間変形角の制限として1/200を定めている．
ただし，
金属板，
生ずる層間変形角の制限として1/200を定めている．
ただし，
金属板，
ボード類，その他これに類する材料を用いた外装パネルが取り付く
ボード類，その他これに類する材料を用いた外装パネルが取り付く
場合，外装パネルの破損や脱落に対する安全性が経験的に確認され場合，外装パネルの破損や脱落に対する安全性が経験的に確認されていることから，層間変形角の制限値は1/120まで緩和できることとていることから，
層間変形角の制限値は1/120まで緩和できることと4)では，中低層鉄骨造建築物に対して，
している3)．また，既往の研究
3)．また，既往の研究4)では，中低層鉄骨造建築物に対して，している
大地震時に生ずる層間変形角が1/50程度に達することを予測してい大地震時に生ずる層間変形角が1/50程度に達することを予測している．これらは，金属パネル外壁が上述した設計目標を超える強制変形

る．
これらは，金属パネル外壁が上述した設計目標を超える強制変形を受ける可能性があることを意味している．
地震後，構造躯体に損傷を受ける可能性があることを意味している．
地震後，構造躯体に損傷がなくても外壁の破損や脱落によって建築物の機能が損なわれるこがなくても外壁の破損や脱落によって建築物の機能が損なわれることのないように，外壁の各種損傷状態に基づく変形限界を把握してとのないように，外壁の各種損傷状態に基づく変形限界を把握しておくことは重要であると考えている．
おくことは重要であると考えている．
 GRC ガラス繊維補強セメント)パネルやECP 押出成形セメント
 GRC ガラス繊維補強セメント)パネルやECP 押出成形セメント＊1 東京工業大学大学院 博士後期課程・修士(工学)
＊1
東京工業大学 科学技術創成研究院 多元レジリエンス研究センター
(日本学術振興会特別研究員)
＊1
東京工業大学大学院 博士後期課程・修士(工学)
助教・博士（工学）東京工業大学 科学技術創成研究院 未来産業技術研究所
＊2＊ 2 (日本学術振興会特別研究員)
東京工業大学 科学技術創成研究院 多元レジリエンス研究センター

教授・博士(工学)
＊2
東京工業大学
科学技術創成研究院 未来産業技術研究所
教授・博士（工学）
教授・博士(工学)

— 1082 —下地鋼材

金属パネル

Fig. 1 金属パネルを用いた非構造外壁の構成
Fig. 1 金属パネルを用いた非構造外壁の構成

板)は，スライド方式あるいはロッキング方式によって地震時に生ず
板)は，スライド方式あるいはロッキング方式によって地震時に生ず
5)．また，パネルの変形追る強制変形に追従することを想定している
る強制変形に追従することを想定している5)．また，パネルの変形追従に加えて，下地鋼材の局部的な変形が強制変形を吸収することが従に加えて，下地鋼材の局部的な変形が強制変形を吸収することが確認されている6),7)など．一方，金属パネル外壁をはじめ経験的に変形6),7)など．一方，金属パネル外壁をはじめ経験的に変形確認されている
追従性能が認められている外壁では，外装パネルの変形追従方式お追従性能が認められている外壁では，外装パネルの変形追従方式および外壁全体の変形追従機構が明確に提示されていないことがあ

よび外壁全体の変形追従機構が明確に提示されていないことがある．
以下に，中低層鉄骨造建築物における代表的な乾式外壁に採用さる．以下に，中低層鉄骨造建築物における代表的な乾式外壁に採用される外装パネルの取り付け方法と，想定される変形追従機構を記す．

れる外装パネルの取り付け方法と，想定される変形追従機構を記す．
また，文献5)，8)，9)を参考に，横張り工法による外装パネルの取り
また，文献5)，8)，9)を参考に，横張り工法による外装パネルの取り付け方法の概要をTable1に示す．
付け方法の概要をTable1に示す．
【変形追従が胴縁・シーリングによるもの】
【変形追従が胴縁・シーリングによるもの】
a ALC(軽量気泡コンクリート)薄形パネル，(b)繊維強化セメン
a ALC(軽量気泡コンクリート)薄形パネル，(b)繊維強化セメン

Doctoral Student, Tokyo Institute of Technology, M. Eng.
Assistant professor, Multidisciplinary Resilience Research Center, I.I.R.,(JSPS Research
Fellow)
DoctoralStudent,
Tokyo Institute of Technology, M. Eng.
Tokyo Institute of Technology, Dr. Eng.
Professor,
F.I.R.S.T.,
I.I.R., Tokyo Institute of Technology, Dr. Eng.
(JSPS
Research
Fellow)
Professor, Multidisciplinary Resilience Research Center, I.I.R.,
Professor,
F.I.R.S.T.,
I.I.R., Tokyo
Institute of Technology, Dr. Eng.
Tokyo
Instituteof Technology,
Dr. Eng.

Table1 横張り工法による各種外装パネルの取り付け方法
(a) ALC薄形パネル

名称
変形追従

パネル

(b) 繊維強化セメント板（スレート）
胴縁，シーリングの変形
パネル

縦胴縁

(c) 鋼板製外壁材（角波（重ね形））

縦胴縁

ねじ

縦胴縁

シーリング

シーリング

パネル

パネルの取り付け方法

ねじ

ねじ

0

30mm

0(d) 窯業系サイディング

名称
変形追従

パネル

30mm

0(e) 複合金属サイディング
スライド方式に準ずる
パネル

縦胴縁

ねじ

30mm

(f) 金属サンドイッチパネル
パネル

縦胴縁

縦胴縁

ねじ
ねじ

パネルの
取り付け方法取り付け金物
シーリング

0

名称
変形追従

30mm

0

30mm

0

30mm

(g) GRC（ガラス繊維補強セメント）パネル(h) ECP（押出成形セメント板）
スライド方式パネル

パネル

下部ファスナZクリップ

シーリング

ボルト(i) 金属パネル
スライド方式に準ずる
柱

シーリング

ボルト

上部ファスナ0

150mm間柱

ねじ

シーリング

パネルの取り付け方法

パネル

横胴縁
ボルト

通しアングル
梁

ファスナ
0

30mm

0

30mm

ト板(スレート(フレキシブル板))，および(c)鋼板製外壁材(角波(重形セメント板)は，胴縁を用いず，パネルの上下部をそれぞれファス

ね形))は，タッピンねじのねじ山をもつドリルねじ(以下，ドリルね

ナおよびZクリップによって支持する．ファスナおよびZクリップのじ)あるいはドリリングタッピンねじ(以下，タッピンねじ)によってボルト孔を水平方向の長孔とすることで，スライド方式によるパネ

縦胴縁に留め付ける．変形追従機構に関しては明確な記述が見受け

ルの変形追従が期待できる．

られないが，パネル自体の面内剛性が大きいことから，縦胴縁やシー【金属パネル】

リングの変形が主であると考えられる．

【変形追従がスライド方式に準ずるもの】

追従機構に関しては明確な記述が見受けられないが，パネルの下部

d)窯業系サイディングは，留付金具を用いる金具留め工法が標準i)金属パネルは，ドリルねじによって横胴縁に取り付ける．変形のねじ孔を水平方向の長孔としていることで，スライド方式に準ず的である．留付金具は，パネルの上部に十分かみ合わせてからタッピ

るパネルの変形追従が予想される．

ンねじを用いて縦胴縁に固定する．(e)複合金属サイディングおよび

 外壁全体の変形追従機構や損傷状態を明らかにすることは，地震f)金属サンドイッチパネルは，ドリルねじあるいはタッピンねじに後の外壁に対する補修の必要性や脱落の危険性を判断する上で非常

よってパネルの上部を縦胴縁に留め付ける．変形追従機構に関してに重要である．本研究では，上述した乾式外壁のうち，地震時を想定は明確な記述が見受けられないが，パネル相互のはめ込み部を固定した実験的研究例のない金属パネル外壁に焦点を当て，1ユニットのしないことから，スライド方式に準ずるパネルの変形追従が主であ

外壁の面内載荷実験を実施する．実験から，外壁全体の変形追従機構

ることが予想される．

を確認するとともに，外壁各部の損傷状態を分析し，ほとんど補修の【変形追従がスライド方式によるもの】

必要なしに継続使用が可能である変形限界，外壁の脱落や重要な機

g GRC(ガラス繊維補強セメント)パネルおよび(h ECP(押出成

能の低下が生じない変形限界を明確にすることを目的とする．

— 1083 —：絶対変位：相対変位

ロードセル
リニアスライダー
油圧ジャッキ 17 PC鋼棒
ローラー治具
P  

592

1

P  

自己釣合型反力治具a) 加力部と層間変形の計測位置
胴縁



+Y

パネルの材質

純アルミニウム(A1100P H14)
アルミニウム合金Al-Mn系
A3003(A3003P H24)
溶融亜鉛-Al-Mg合金めっき鋼板
S0.8(SGMCC)
溶融亜鉛-Al-Mg合金めっき鋼板
S2.3(SGMCC)

t

sy

su

E

mm

N/mm2

N/mm2

N/mm2

2.5

102

112

52465

2.5

122

137

61573

0.8

288

318

162957

2.3

221

313

196584

+X



b 1

試験体
名称
A1100

2

ファスナ

Table2 面内載荷実験に使用したパネルの材料特性

b 2

2.1 試験体の概要
h=800

d 1



 試験体は，中低層建築物への施工を想定した金属パネル外壁であd 2

bw=900

る．試験体の概要を，セットアップと計測計画を兼ねてFig. 2に示す．

dw=1200

金属パネルは，高さ838mm，幅1,800mmの1枚のパネルを対象とし，



b 3

b 4

実際のねじ接合部を再現するために試験対象であるパネル(中央パネル)の上下部に取り付くパネル(上層側パネル，下層側パネル)を部



d 3

d 4

分的に製作して接合する(Fig. 2 d))．使用した4種類のパネルにつb) 胴縁とボルト接合部における変形の計測位置

いて，JIS-13B号引張試験片を用いた材料試験により得られた材料
特性をTable2に示す．
 パネルを取り付ける下地鋼材は，2本の胴縁(リップ付き等辺山形
1100

断面L-60x60x2.3(リップ長さ15 と4台のファスナ(等辺山形断面L-90x90x7 である．ファスナと胴縁間のボルト接合部の詳細をFig. 3




s 1

目地幅：20に示す．ボルト接合部には，普通ボルト(M12，SUS304 A2-70 を

s 2

使用する．ボルト孔は，ファスナを面外方向，胴縁を面内方向の長孔として躯体の施工誤差を吸収する．ボルトを締め付けた後に風荷重

1800
2400

によってボルト接合部のすべりが生ずることのないように，ゆるみ接合部には，十字穴付きなべドリルねじ(ST4.2，SUS410 C1-70

9

18

を使用する．パネルの下部は，熱応力による伸縮に対応するため，パ上下パネルの重なり部分

838

1500

15

300

40

中央パネル

180

止め機構として二重ナットを採用している．胴縁とパネル間のねじ

6-4.5長孔

上層側パネル9158c) ねじ接合部における変形の計測位置

15

2-4.5長孔 ドリルねじの仮止め用)打ち込み箇所

下層側パネル

ネルの長手方向に長孔を設けて面内方向に移動可能となっている．
一方，パネルの上部は，仮止め用の長孔を除いてねじ孔を設けておらず，ドリルねじの打ち込みにより胴縁に固定される．
2.2 セットアップ 試験体は，まず自己釣合型反力治具に4台のファスナをパネルの高さ方向の間隔h=800mm，幅方向の間隔bw=900mmで固定する．
次に，
ファスナ2台に対して，1本の胴縁を架け渡し普通ボルトで接続する．

d) 金属パネルの詳細

ボルトの導入張力は，ボルトの降伏耐力の6割である20kNを目標とし，Fig. 2 試験体の詳細とセットアップ

ボルト頭部に貼付した2軸のひずみゲージを用いて手締めにて管理する．2本の胴縁は水平かつ平行に設置する．パネルは，下層側パネル，

普通ボルト：M1213長孔

3

胴縁：L-60x60x2.3(リップ長さ15 40

lf = 9040

ファスナ：L-90x90x7

2.3

7

40
75

90

15 60

中央パネル，上層側パネルの順に胴縁と接続する．具体的には，下層側パネルの上部2箇所を仮止めしておき，中央パネルの下部を重ねて
15
ld = 60

45

ドリルねじ：ST4.2

間隔300mmでドリルねじを打ち込む．ねじの締め付けは，電動工具を用いてねじ頭部がパネルに接地するまで行う．なお，上層側のファ
スナはリニアスライダーによって支持し，面内水平方向に自由なロー13長孔

ローラー治具or反力治具

Fig. 3 ボルト接合部の詳細

ラーとなっている．下層側のファスナは反力治具に固定する．
 実験では，ローラー治具の左右にPC鋼棒を介して接続した油圧ジャッキにより強制変位を与え，躯体の層間変形を再現する(Fig. 2a))．試験体に与える面内荷重Pは，油圧ジャッキに接続したロード

2．面内載荷実験の計画

セルにより計測する．また，層間変形角Rは，左右で計測するロー

 本章ではまず，1ユニットの金属パネル外壁の面内載荷実験の計画

ラー治具と反力治具との水平相対変位 Δ1，Δ2の平均値として得た層について記す．

間変形Δを，上下のファスナ間の距離hで除して求める．

— 1084 —

 

d S1’

fVL


fVR=

dT1’P

− fVL
 

d T2’

 

d U

計測点間距離：dwhM(=P･h/2)

P

P
d

 

2.3.2 胴縁の変形

iii)胴縁の変形は，ボルト接合部とねじ接合部の間で生ずる変形であり，胴縁におけるねじ接合面の回転によって生ずる水平方向の変形として考える(Fig. 4)．上下の胴縁におけるねじ接合面の回転角をそ

 

d S2’

れぞれdU，dL回転すると，胴縁の変形dは次式により求められる．

 

d S3’

fVL



 



d T3’

fVR=

d L



− fVL



 

d T4’

 + 
= h  d U d L

3 2

水平方向のねじ接合部群を固定端と仮定すると，面内荷重Pにより金

 

d S4’

Fig. 4 パネルの力学モデルと胴縁の変形

d属パネルの上下に曲げモーメントM P･h/2)が作用する．
これにより，
胴縁とボルト接合されたファスナに鉛直方向の偶力fVL，fVRが作用す

ねじ接合部位置：Sる．ファスナ断面の回転に伴う胴縁断面の鉛直方向の変形(Fig. 5)に 

d Si’=d Si



d Si

より，胴縁におけるねじ接合面が回転するものと考える．

40

S S’
D D’



計測位置：Da) 変位計の設置位置
回転前

回転後

0
D lf  2

 ld 
 2 
S
 l f + ld 


 2 

 lf

 − sin d i 
 2

D’
 lf

 cos d i 
 2
l f + ld
 ld

cos

sin d i 
−

d i
2
2

S’
 l f + ld
l
cos d i + d sin d i 

2
 2


 lf  
D 2 
 lf 
 
2

lf
 lf

 cos d i − sin d i 
2
2

D’
lf
 lf

 cos d i + sin d i 2
2
 l f + ld S 2 
 l f + ld 


 2 

l +l
 l f + ld

cos d i − f d sin d i 

2
 2

S’
l +l
 l f + ld

cos d i + f d sin d i 

2
 2


b) 計測位置のずれによる変形


d Ti

+Z

S
D

fVL

D’

る．面外方向に40mmの間隔で設置した2台の変位計の平均値から，位置までのずれによる変形dSiと断面の回転による変形dTiの和として

d i <0

d Ti



S



 



d Ti’

D

スナの変形状態から，Fig. 5 c)中の点Oを中心としてdi回転する状態を仮定している．

S’

+Y

O

 胴縁断面の鉛直方向の変形は，Fig. 2 b)に示す4箇所にて計測す考えられる．なお，断面の回転による変形は，実験時に観察したファ

O

D’

4 

1,200mmとしている．したがって，diはボルト接合部位置から計測

S’





1
Ph 1
= 
w
2 bw

b

接合部位置に設置することが困難であり，水平方向の間隔dwを

d i

+Z

VL =
− f VR =
M

計測位置Dの鉛直方向の変位diを得る(Fig. 5 a))．変位計は，ボルト

 

d Ti’

+Y

f

fVR



d i







d i >0





d

 + 
 i = d  Si + d  Ti = d Ui d Li

5 

2

l
l
l f
cos d i − f sin d i − f222d  Ti = − l f sin ( d i  0 )
d i

 2

( d i  0 )6 

ただし，diは次式で表され，Fig. 5において反時計回りを正とする．
c) 断面の回転による変形(P>0 
Fig. 5 胴縁断面の鉛直方向の変形に関する計測計画




d

 − 
i = d Li d Ui

7 

40

2.3 計測計画

胴縁におけるねじ接合面の回転角dU，dLは，点Dの鉛直方向の変位

 本実験では(i)ボルト接合部，(ii)ねじ接合部，(iii)胴縁の3箇所にねじ接合部位置Sの鉛直方向の変位d i’に換算し，以下の式で算d iを，て生ずる変形を計測する．なお，以下では実施工時を想定して，パネ出する．なお，胴縁の局部的な変形は考慮しないものとする．

ルの高さ方向を鉛直方向，幅方向を水平方向と呼び，鉛直方向上側を=+ d  Ti’d  i ’ d  Si ’

8 正，水平方向右側を正と定義する．



2.3.1 接合部の変形 まず，(i)ボルト接合部と(ii)ねじ接合部について記す．ボルト接合

9 

部の変形は，ファスナと胴縁間の水平方向の相対変位b1～b4 Fig. 2



l +l
l +l
 l f + ld
cos d i − f d sin d i − f d( d i  0 )

 2
2
2
=
d  Ti ’ ld cos  − l f + ld sin  − ld
( d i  0 )
d i
d i

2
2
2
d

=
=
Si ’ d 
Si

10 



b )によって計測する．ねじ接合部の変形は，面内方向に移動可能となっている下層側の胴縁とパネル間の水平方向の相対変位s1，s2

Fig. 2 c )によって計測する．計測は，各接合部において上層側の被





d

d

接合部材が水平方向正側に変位する状態を正と定義している．ボル
ト接合部の変形bは，上層側，下層側のそれぞれで得た変形の平均値

U =

d

d

 i − d  Ti

− d  2’
d 1’
w

’
− ’
L = d 3 d 4
d

w

11 
12 

を足し合わせることによって得る．また，ねじ接合部の変形sは下層

2.3.3 残余分側で得た変形の平均値によって得る．

 層間変形から(i)ボルト接合部の変形b1)式)，(ii)ねじ接合部

2)式)，および(iii)胴縁の変形d3)式)を差し引くこと

=
b

s

b

1 + b  22

 + 
= s 1 s 2
2

 + b4

+b 3

2

1 
2 

の変形s

により，(iv)残余分oを得る．残余分は，変位計では把握できない，
ねじ孔の支圧による鉛直方向の変形やパネルの折り曲げ加工部分の鉛直方向の変形によって生ずる水平方向の変形等が含まれている．

— 1085 —2.4 載荷履歴

3 面内載荷実験の結果

 本実験における載荷履歴をFig. 6に示す．載荷は，正負交番漸増変

 本章では，各試験体の実験結果について記す．まず，試験体ごとに位による繰り返し載荷とし，制御振幅には層間変形角Rを用いる．

各変形成分の挙動を分析する．次に，層間変形に応じて生ずる残留変

R=1/100radに達するまでは各振幅を2サイクルずつ行い，その後は形を整理し，目視による観察と併せて試験体の損傷程度を検討する．

1/67rad，1/50rad，1/33radを各々1サイクルずつ行う．最終的には，

3.1 荷重変形関係

試験体の明確な耐力低下が確認できるまで変形を与える．

 各試験体の荷重変形関係をFig. 7～Fig. 10に示す．図の縦軸は面内荷重Pであり，横軸はそれぞれ(a)ボルト接合部，(b)ねじ接合部，

0.03
0.02

P [kN]

R [rad]hc)胴縁，(d)残余分，(e)試験体全体にて生ずる水平方向の変形を，

R=/h

変形角に換算した値である．

0.01

Cycle

0

Py



a)ボルト接合部と(e)試験体全体には，ボルト接合部のすべり耐力を で示す．すべり耐力は，ボルト接合部の荷重変形関係から得た包

-0.01

-0.02

 [mm]

絡曲線において，層間変形角1/300radまでの傾きの平均値として求め24mm (R=1/33)

た初期剛性の0.2mmオフセット直線と，包絡曲線が交差する点まで

Fig. 11 降伏耐力

の最大値として求めた．(b)ねじ接合部では，載荷終盤に，それまで

K1

-0.03

Fig. 6 載荷履歴
15 P [kN]

15 P [kN]

15 P [kN]

15 P [kN]

10

10

10

10

すべり

5
-0.03 -0.02 -0.01

05bR [rad]

000.01 0.02 0.03 -0.03 -0.02 -0.01

すべり

-15

a) ボルト接合部

00.01 0.02 0.03 -0.03 -0.02 -0.01

05dR [rad]

00.01 0.02 0.03 -0.04

-0.02

0

5

oR [rad]

0

0.02

0.04 -0.04 -0.02

0

-5

-5

-10

-10

-10

-10

-15

-15

-15

ねじすべり -15b) ねじ接合部

c) 胴縁

R [rad]

ボルトすべり0-5d) 残余分はし抜け破断

10

-5

-5
-10

5

sR [rad]

15 P [kN]

Py

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

ボルトすべり

ねじすべり

e) 試験体全体((a  b  c  d 

Fig. 7 荷重変形関係(試験体A1100(純アルミニウム，t=2.5mm 
15 P [kN]-0.04

15 P [kN]

15 P [kN]

15 P [kN]

すべり 10

10

10

10

5

5

5

5

-0.02

0

bR [rad]

0

0.02

0.04 -0.03 -0.02 -0.01

すべり

-15

a) ボルト接合部

sR [rad]

00.01 0.02 0.03 -0.04

-0.02

0

dR [rad]

0

0.02

0.04 -0.04

-0.02

0

Py

5

oR [rad]

0

0.02

10

0.04 -0.04 -0.02

0

-5

-5

-5

-5

-10

-10

-10

-10

-15

-15

-15

-15

-5
-10

0

b) ねじ接合部

c) 胴縁

はし抜け破断15 P [kN]d) 残余分ボルトすべり
0

0.02

0.04

0.06

R [rad]

0.08

0.1

ボルトすべりe) 試験体全体((a  b  c  d 

Fig. 8 荷重変形関係(試験体A3003(アルミニウム合金Al-Mn系，t=2.5mm 
15 P [kN]

15 P [kN]

15 P [kN]

15 P [kN]

15 P [kN]

10

10

10

10

10

すべり

5
-0.04

-0.02

0

5

bR [rad]

0

0.02

0.04 -0.03 -0.02 -0.01

05sR [rad]

00.01 0.02 0.03 -0.04

-0.02

0

5

dR [rad]

0

0.02

0.04 -0.04

-0.02

0

-5

-5

-5

-5

-10

-10

-10

-10

-15

-15

-15

-15

a) ボルト接合部

b) ねじ接合部

c) 胴縁

oR [rad]

0

0.02

Py

0.04 -0.04 -0.02

ボルトすべり
はし抜け破断50

R [rad]
0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

-5
-10

ねじすべり

d) 残余分

ねじすべり

-15e) 試験体全体((a  b  c  d 

Fig. 9 荷重変形関係(試験体S0.8(溶融亜鉛-Al-Mg合金めっき鋼板，t=0.8mm 
15 P [kN]

すべり 10

10

5
-0.04

-0.02

0

15 P [kN]

P [kN] 15

00.02

0.04 -0.03 -0.02 -0.01

-5
-10

すべり

-15

a) ボルト接合部

105bR [rad]

000.01 0.02 0.03 -0.04

-0.02

0

5

dR [rad]

0

0.02

0.04 -0.04

-0.02

0

-5

-5

-5

-10

-10

-10

-15

-15

b) ねじ接合部

Py

10

5

sR [rad]

15 P [kN]

P [kN] 15c) 胴縁

5oR [rad]

0

0.02

-15

d) 残余分0.04 -0.04 -0.02

0ボルトすべり
0

0.02

0.04

0.06

R [rad]

0.08

0.1

-5
-10

ねじすべり

-15

ボルトすべり
ねじすべり

e) 試験体全体((a  b  c  d 

Fig. 10 荷重変形関係(試験体S2.3(溶融亜鉛-Al-Mg合金めっき鋼板，t=2.3mm — 1086 —

ねじの引き抜け

10

0.5
0.4

a 

0.3

P

b 

E･t [x106 N/mm]

0.2
0.1

c 

0

A1100

A3003

St 0.8

St 2.3a) パネルのヤング係数・板厚
a) 金属パネルの亀裂

1000
800

K [N/mm]

600
400
200
0

A1100

A3003

St 0.8

St 2.3b) 弾性剛性b) ねじ接合部のはし抜け破断

c) ねじ接合部の引き抜け

20

Fig. 12 試験体の損傷10に発揮した耐力を下回る荷重で変形が急増する明確なすべり挙動を0示す試験体があった．これは，載荷が進むにつれてパネルの面外変形

P [kN]ねじ接合部のはし抜け破断

A1100

A3003

ねじの引抜けSt 0.8

St 2.3

等によってねじ頭部とパネルの間の材間圧縮力が低下することによるものと考えられる．ねじ接合部のすべりが生じるまでに，試験体に与えた最大の層間変形角を(e)に破線で示す．(e)試験体全体には，弾性， ：ボルト接合部のすべり耐力(正側，負側)  ：最大耐力

剛性を灰色の実線で示している．また，試験体に不可逆的な何らかの

c) 接合部のすべり耐力と最大耐力

損傷が生じている指標として，降伏耐力を導入する．降伏耐力は，荷Fig. 13 実験結果の比較

重変形関係から得た包絡曲線を用いて，Fig. 11に示した方法で求めており，図中に青色の破線で示す．さらに，最大耐力を で示す．

パネルを用いた試験体(以下，試験体S0.8)では，ボルト接合部と胴縁【純アルミニウム(t=2.5mm)パネルを用いた試験体】

はほぼ弾性である．ねじ接合部では載荷終盤にすべり挙動が確認で

 Fig. 7に示す純アルミニウム(A1100P H14，t =2.5mm)パネルを用きるものの変形は小さく，残余分では載荷初期の段階から明確な残いた試験体(以下，試験体A1100)では，すべての変形成分において非留変形が生じている．試験体全体の履歴形状が残余分と非常に類似線形性が確認できる．特にねじ接合部と残余分では，載荷終盤にすべしていることから，他の試験体とは異なり，試験体全体の非線形化がり挙動が見られる．残余分においてもすべり挙動が確認できるのは，

ボルト接合部のすべりに起因するものではないことが分かる．載荷

残余分にねじ接合部の鉛直方向の変形を含むためである．

終盤には，ねじ接合部のすべりによるスリップ挙動が見られる．

 試験体全体に着目すると，ボルト接合部のすべりは降伏耐力付近で

 目視による観察では，層間変形角R=1/67radの載荷の後に金属パ発生しており，
ボルト接合部のすべりを境に試験体の非線形化が進展

ネルの亀裂を確認した．最終的には，層間変形角R=1/17radでねじ接していることが分かる．載荷終盤には，ねじ接合部のすべりに対応し合部のはし抜け破断に至った．

てスリップ挙動が生じている．

【溶融亜鉛-Al-Mg合金めっき鋼板(t=2.3mm)パネルを用いた試験体】

 目視による観察では，
層間変形角R=1/67radの載荷の後に金属パネ

 Fig. 10に示す溶融亜鉛−Al−Mg合金めっき鋼板(SGMCC，t =2.3mm

ルの亀裂(Fig. 12 a))を確認した．最終的には，層間変形角R=1/16rad

パネルを用いた試験体(以下，試験体S2.3)では，ねじ接合部と残余分でねじ接合部のはし抜け破断(Fig. 12 b))に至った．

は最終サイクルを除いてほぼ弾性である．一方，胴縁とボルト接合部【アルミニウム合金Al-Mn系(t=2.5mm)パネルを用いた試験体】

には非線形性が表れており，特にボルト接合部においては明確なすべ

 Fig. 8に示すアルミニウム合金Al-Mn系(A3003P H24，t =2.5mm

り挙動が確認できる．なお，試験体S2.3では，ボルト接合部の変形b

パネルを用いた試験体(以下，試験体A3003)では，ねじ接合部はほぼの算出において計測不良であったb2を除いている．

弾性である一方で，ボルト接合部，胴縁，および残余分では非線形性

 試験体全体においては，
ボルト接合部のすべり後に試験体の非線形が確認できる．試験体全体では，ボルト接合部のすべり直後に降伏に化が進んでいることが分かる．試験体S2.3では，層間変形角R=1/10rad

至っていることが分かる．一方，ねじ接合部のすべりが生じていないを越えても明確な耐力の低下は見られなかったが，ドリルねじの一部

ことから，載荷終盤まで安定した履歴を描いていることが分かる．

では胴縁からの引き抜け(Fig. 12 c))が生じ，耐力が頭打ちとなった 目視による観察では，
層間変形角R=1/50radの載荷の後に金属パネため載荷を中断した．

ルの亀裂を確認した．最終的には，層間変形角R=1/12radでねじ接合

3.2 実験結果の比較

部のはし抜け破断に至った．

 実験結果の比較をFig. 13に示す．図の縦軸は，それぞれ(a)パネル【溶融亜鉛-Al-Mg合金めっき鋼板(t=0.8mm)パネルを用いた試験体】

のヤング係数と板厚の積E・t，(b)弾性剛性K，および(c)接合部のす Fig. 9に示す溶融亜鉛−Al−Mg合金めっき鋼板(SGMCC，t =0.8mm

べり耐力と最大耐力であり，横軸は試験体の種類である．なお，弾性— 1087 —  ：A1100   ：A3003   ：S0.8   ：S2.3
15 P [kN]

P [kN]15

10

10

5
0

0

0

0.01 0.02 0.03 -0.02 -0.01 0

0.01 0.02 0.03 -0.02 -0.01 0

-5

-5

-5

-10

-10

-10

-15

-15

b) 計測位置のずれ

P

ds
2

5
dRS [rad]

-0.02 -0.01 0a) 断面の回転

e−

10

5
dRT [rad]

dl−ds

15 P [kN]

Qu1

dR [rad]

a) せん断

0.01 0.02 0.03

dQi

Qu2

-15

b) 曲げ

c) 胴縁((a  b Mc) ねじ接合部に作用する鉛直荷重

Fig. 14 胴縁の変形の比較

Fig. 15 はしあき部の破壊形式

剛性は，試験体全体の荷重変形関係から得た包絡曲線において，層間置のずれによる変形ともに同様の履歴を描いている．これら3体と比

変形角1/300radまでの傾きの平均値として求めた．

べて，E･tが3倍程度大きい試験体S2.3は，断面の回転による変形の剛3.2.1 パネルのヤング係数と板厚の積

性が高く，計測位置のずれによる変形が大きいことが分かる．
これは，

 パネルのヤング係数と板厚の積は，パネルに純アルミニウムを用い試験体S2.3ではパネルによって胴縁断面の回転が抑制されているためた試験体A1100，アルミ合金を用いた試験体A3003，板厚0.8mmの鋼であると考えられる．

板を用いた試験体S0.8の3体でほぼ等しい．
これに対して，板厚2.3mm

3.2.5 最大耐力

の鋼板を用いた試験体S2.3は，上記の3つの試験体のおよそ3倍であ Fig. 13 c)に，最大耐力を で示す．ねじ接合部のはし抜け破断にり，パネルの面内剛性が比較的高いと言える．

至った試験体A1100，試験体A3003，試験体S0.8に対して，最外縁の3.2.2 弾性剛性

ねじ接合部がはし抜け破断に至る時点の面内荷重を計算する．
ねじ接

 弾性剛性は，試験体S0.8，試験体A1100，試験体A3003，試験体S2.3

合部のはし抜け破断時の鉛直荷重Quは，はしあき部のせん断耐力Qu1の順で大きくなっている．弾性剛性が同程度である試験体A1100およFig. 15 a))と曲げ耐力Qu2 Fig. 15 b))のいずれか小さい方で決定すび試験体A3003と比較すると，試験体S2.3は約1.4倍であり，前項にるものとして求める11)．

示したパネルのヤング係数と板厚の積の傾向と一致していない．
これ

は，パネルの変形が含まれる残余分だけでなく，ボルト接合部，ねじ

接合部，および胴縁の変形によって試験体全体の変形追従が成立しているためである．

 パネルのヤング係数と板厚の積が試験体A1100および試験体A3003と同程度である試験体S0.8は，弾性剛性が上記の2体の約0.6倍であQu = min Qu1 , Qu 2 

Qu1=

d 
2 
t   e − s  s u
2 
3 

13 
14 

2

d 

2t   e − s 

2

Qu 2
=
s u
dl − d s15 

る．これは，試験体S0.8のパネルの板厚が0.8mmと非常に薄いこと

ここで，eははしあき距離，dsはねじ孔の短径，dlはねじ孔の長径，から，パネルが面外に変形することによって水平方向の変形成分が生

suはTable2に示したパネルの引張強さである．

じているためであると考えられる．

 水平方向に位置するねじ接合部群において弾性応力分布(Fig. 15

3.2.3 接合部のすべり耐力c))を仮定すると，面内荷重Pの作用時に金属パネルがドリルねじよ Fig. 13 c)に，ボルト接合部のすべり耐力を，正側を ，負側を でり受ける鉛直反力は次式で表せる．

区別して示す．実験結果にはばらつきがあるものの，載荷方向と試験



d

Qi =
M

ri

r

i

2

Ph r
=  i 22  ri16 

体の違いによる影響は小さいことが分かる．本実験で用いたボルト孔

まわりの表面粗さは1.2～28.2mRzの範囲であり，既報10)の金属工事

ここで，riはねじ接合部群の中心に対するねじ接合部の位置である．
13)式および(16)式の右辺が等しい関係より得られるはし抜けを対象としたすべり係数評価試験結果によれば，すべり係数として



0.15～0.26に相当する．さらに，試験体におけるボルト接合部が応力破断時の面内荷重を，図中に赤色の破線で示す．実験値は計算値と概方向に2本のボルトを有する1面せん断継手であり，ボルト孔がスロッ

ね良く対応しており，はし抜け破断に至る時点の面内荷重が，パネルト孔であるであることを考慮すると，6.0～10.6kNのすべり耐力が求の引張強さと板厚の積から評価できることが分かる．パネルの引張められる．図中に，表面粗さから推定したすべり耐力の範囲を水色で強さと板厚の積を高めていくと，試験体S2.3に見られたように破壊示す．実験値は計算値と概ね良く対応しており，ボルト接合部のすべ形式がねじの引き抜けに変化することが考えられる．

り耐力が既報10)の試験結果と同様に評価できることが分かる．

3.3 各変形成分の割合

3.2.4 胴縁の変形

 各変形成分が層間変形に占める割合を，Fig. 16～Fig. 19の上段(a 4体の試験体における胴縁の変形をFig. 14に示して比較する．
図のに示す．図の縦軸は各サイクルのピーク時の層間変形に対する各変形

縦軸は面内荷重Pであり，横軸はそれぞれ(a)断面の回転よる変形角成分の割合であり，横軸は層間変形角Rである．変形成分は，(i)ボルdRT，(b)計測位置のずれによる変形角dRS，および(c)胴縁の変形角dR

ト接合部を青色，(ii)ねじ接合部を水色，(iii)胴縁を緑色，および(iv=dRT +dRS)である．図では，各試験体を線の色によって区別している．

残余分を黒色で示す．なお，図は正側載荷時の結果である．

 E･tが同程度である3体の試験体は，断面の回転による変形，計測位

 いずれの試験体においても，試験体がほぼ弾性範囲であった— 1088 —R=1/100radまでは，ねじ接合部が占める割合は1割程度と小さく，ボ接合部のすべり，ボルト接合部のすべり，およびパネルの亀裂を確認

ルト接合部が占める割合はさらに小さい．したがって，試験体全体のした時点を破線で示している．

変形は，胴縁と残余分が支配的な要素であることが分かる．一方，層 試験体S0.8を除いた3体では，R=1/100radの除荷時点でRres=1/800

間変形角R=1/67rad以降は，ボルト接合部またはねじ接合部の割合が～1/500rad程度と小さい．一方，パネルに板厚0.8mmの鋼板を用い増加している．

た 試 験 体 S0.8 で は，R=1/150rad の 除 荷 時 点 でRres=1/500rad，

 4体の試験体を比較すると，パネルに板厚0.8mmの鋼板を用いた

R=1/100radの除荷時点でRres=1/250rad程度であり，残留変形が相対試験体S0.8では残余分の割合が最も大きく，パネルに板厚2.3mmの的に大きいことが分かる．試験体S0.8の残留変形の大部分を残余分が鋼板を用いた試験体S2.3では残余分の割合が最も小さい．これは占めていることから，載荷初期からパネルの損傷が蓄積しているもの

3.2.2項に示したように，試験体S0.8ではパネルの板厚が薄いため，と考えられる．

パネルが面外に変形することによって水平方向の変形成分が生じて

 R=1/100radを境に，試験体S0.8を除いた3体では，ボルト接合部あいるためである．パネルに純アルミニウムを用いた試験体A1100とるいはねじ接合部の残留変形が急増している．増加の傾向は，前節にアルミ合金を用いた試験体A3003では，4つの変形成分の割合は概ね示した層間変形に対する各変形成分の割合より大きい．すなわち，胴同程度である．

縁と残余分の変形成分に比べてボルト接合部とねじ接合部の変形成

3.4 残留変形

分は不可逆性が高く，接合部のすべりの発生後には締め直し等の補 各サイクルの残留変形をFig. 16～Fig. 19の下段(b)に示す．図の縦修を行うべきであるといえる．

軸は正側各サイクルの除荷時における残留変形角Rresであり，横軸は3.5 損傷程度の区分

層間変形角Rである．図の凡例は，前節と同様である．図には，ねじ 試験体の損傷過程をTable3に示す．表は，縦に試験体の種類を，
横に層間変形角Rを示す．各試験体につき，上段は正側載荷時，下段：ボルト接合部
1：ねじ接合部：胴縁：残余分

割合 [-]

1

0.8

0.8

0.6

0.6

0.4

0.4

0.2
0

0.015

0.2
1/300

1/200

1/150

1/120

1/100

1/67 1/50 1/33

R [rad]0a) 層間変形に対する割合

Rres [rad]ねじ接合部のすべり

0.015

ボルト接合部のすべり

0.01

1/300

1/200

1/150

1/120

1/100

1/67

R [rad]

0

1/33
1/50

1/100

1/67 1/50 1/33

R [rad]a) 層間変形に対する割合

Rres [rad]ボルト接合部のすべり

1/300

1/200

1/150

1/120

1/100

1/67 1/50 1/33

R [rad]b) 残留変形角

割合 [-]

1
0.8

0.6

0.6

0.4

0.4

割合 [-]

0.2

0.2
1/300

1/200

1/150

1/120

1/100

1/67 1/50 1/33

R [rad]0a) 層間変形に対する割合

Rres [rad]ボルト接合部のすべり

0.015

ねじ接合部のすべり
パネルの亀裂

0.01

1/300

1/200

1/150

1/120

1/100

1/67 1/50 1/33

R [rad]a) 層間変形に対する割合

Rres [rad]ねじ接合部のすべり
ボルト接合部のすべり

0.01

0.005
0

1/120

Fig. 17 層間変形角ごとの変形成分(試験体A3003 

0.8

0.015

1/150

0.005

b) 残留変形角

0

1/200

パネルの亀裂Fig. 16 層間変形角ごとの変形成分(試験体A1100 

1

1/300

0.01

パネルの亀裂0.005
0割合 [-]

0.005

1/300

1/200

1/150

1/120

1/100

1/67 1/50 1/33

R [rad]

0

1/300

1/200

1/150

1/120

1/100

1/67 1/50 1/33b) 残留変形角b) 残留変形角

Fig. 18 層間変形角ごとの変形成分(試験体S0.8 

Fig. 19 層間変形角ごとの変形成分(試験体S2.3 R [rad]— 1089 —は負側載荷時である．損傷は，各サイクルの除荷時に行った目視によ響に応じた許容損傷程度を提示している．許容損傷程度は，非構造部

る観察の結果に加えて，ボルト接合部のすべり，ねじ接合部のすべ

材の損傷程度の区分(以下，損傷区分)としてA～Eの5段階で評価すり，および試験体が降伏耐力に到達した時点を記述している．また，る(Table4)．損傷区分AとBは補修の必要がなく，損傷区分CとDは脱残留変形角Rres=1/500radを超えた領域を灰色で示す．

落，重要な機能の低下がない範囲である．

 「非構造部材の耐震設計施工指針・同解説および耐震設計施工要 実験結果をもとに，金属パネル外壁の損傷区分を評価する．残留変領」12)では，非構造部材の強制変形角に対する設計目標として，地震形角がRres=1/500rad未満である範囲は，顕著な被害が生じないこと

動の強さ，建物の重要性，および非構造部材の破壊が避難に及ぼす影から損傷区分をAとする．残留変形角がRres=1/500radを越えるが，補Table4 非構造部材の損傷程度の区分(文献12 

べりとボルト接合部のすべりは，部品交換の必要はないが締め直し修を要する被害のない範囲は，損傷区分をBとする．ねじ接合部のす損傷程度の区分

被害の有無

補修の必要

A
B
C
D
E

なし
あり
あり
あり
あり

なし
なし
あり
あり
あり

R [rad]0.0067(1/150)

部品交換の 脱落、重要な
必要
機能の低下
なし
なし
なし
なし
なし
なし
あり
なし
あり
あり

等の補修を要することから損傷区分をCとする．また，金属パネルの亀裂は，部品交換の必要が生ずることから損傷区分をDとする．さらに，ねじ接合部のはし抜け破断あるいはねじの引き抜けは，パネルの脱落に至る危険性があることから損傷区分をEとする．
 Table3に，試験体ごとの損傷区分を併記する．損傷区分は，補修

Table3 試験体の損傷過程と損傷程度の区分
0.010(1/100)

A1100

0.015
(1/67)

0.020(1/50)

パネルの亀裂

ねじ接合部のすべり
ボルト接合部のすべり

ねじ接合部のすべり

ボルト接合部のすべり
試験体の降伏
D
ねじ接合部のはし抜け破断(0.084 1/12 )ボルト接合部のすべり
パネルの亀裂 試験体の降伏ボルト接合部のすべり

A

損傷区分
S0.8

損傷区分
S2.3

ねじ接合部のはし抜け破断(0.062 1/16 )試験体の降伏

A

損傷区分
A3003

0.030
(1/33)

試験体の降伏CD

パネルの亀裂試験体の降伏

A

ねじ接合部のすべり
試験体の降伏
D

B
ボルト接合部のすべり

ねじ接合部のすべり

ボルト接合部のすべり
試験体の降伏

ねじ接合部のすべり

ねじの引き抜け(0.11 1/9 )試験体の降伏

A

損傷区分

ボルト接合部のすべり(0.043 1/23 )
ねじ接合部のはし抜け破断(0.060 1/17 )ねじ接合部のすべりC

上段：正側載荷時，下段：負側載荷時，   ：残留変形角1/500以上

Table5 損傷程度の区分に関する実験結果の比較
外装材名称

1/500

1/400

1/300

1/200

層間変形角ごとの損傷程度の区分
1/150
1/120 1/100
1/75

1/60

1/50

1/30

A

GRC
（ガラス繊維補強セメント）
パネル

A
A
A

ECP
（押出成形セメント板）

BB

複合金属サイディングA

窯業系サイディング

(A)

パネル
工法

縦
横
縦
横
横
横
不明

1996年10月 旭硝子商品
開発センター(JASS27)
文献5)
文献13)
建材試験センター(JASS27)
文献7)
JASS27
公的試験(JASS27)

横

文献14)

不明
(A)
B
C
C
B
A

D

(A) (D) (E)C(C)～1/40(木造下地)

繊維強化セメント板（スレート）JASS27※実験なし(D)

鋼板製外装材
ALC薄型パネル
金属サンドイッチパネル
金属パネル

文献

A

C
(A)

D
A

縦
(D)～1/12 (E)(C)～1/25 (E)D～1/17 E

縦
縦・横
縦
横

日本建築総合試験所(SSW2011)
文献15)
建材試験センター(JASS27)
文献16)
本実験

：脱落しない変形限界として要求される変形性能

— 1090 —と，破壊形式がねじ接合部のはし抜け破断ではなくねじの引の必要がないAとBを黄緑色，補修の必要はあるが脱落等の危険性はないCとDを水色で示す．本実験の範囲では，いずれの試験体もR=1/100radまで補修の必要がなく，R=1/17rad付近まで脱落等の危き抜けに変化した．
[6]

試験体がほぼ弾性範囲であった層間変形角1/100radまでは，険性が低いことが分かる．ただし，パネルに板厚0.8mmの鋼板を用

層間変形のうちねじ接合部とボルト接合部が占める割合は小いた試験体S0.8は，目視による損傷がなくとも残留変形が大きくな

さく，胴縁と残余分が支配的であった．一方，層間変形角る可能性があることに注意が必要である．

1/67rad以降は，ボルト接合部またはねじ接合部の割合が増加

3.6 他の外壁との比較

した．



本実験結果と既往の実験結果5)~8), 13)~16)を併せて，中低層鉄骨造建[7]

胴縁と残余分に比べて，ボルト接合部とねじ接合部の変形の築物に採用される代表的な乾式の非構造外壁における損傷区分を増加による試験体全体の残留変形の増加の傾向は大きかっ

Table5に示す．表は，縦に外装パネルの名称，横に層間変形角ごとた．したがって，ボルト接合部とねじ接合部の変形は不可逆性の損傷区分を示す．赤色の実線は，脱落しない変形限界として要求さが高く，接合部のすべりの発生後には締め直し等の補修を行れる層間変形角5)，8)である．Table3と同様に，損傷区分AとBを黄緑色，損傷区分CとDを水色で示す．なお，文献中に損傷区分の記載のうべきであると言える．
[8]「非構造部材の耐震設計施工指針・同解説および耐震設計施ないものについては，残留変形が小さい範囲を黄緑色，残留変形に関工要領」に基づいて金属パネルの損傷程度の区分を評価する

する記載はないが脱落に至らない範囲を水色で示した．

と，層間変形角1/100radまでは補修の必要がなく，層間変形角 ほとんどの外壁において，層間変形角R=1/200radまでは損傷区分

1/17rad付近まで脱落等の危険性が低いことが分かった．ただがAであり，補修の必要なしに継続使用が可能であることが分かる．

し，パネルの板厚が0.8mmと非常に薄い場合は，目視による損

また，実験を実施したものについては，脱落しない変形限界として要傷がなくとも残留変形が大きくなる可能性があることに注意

求される変形性能を十分に満たしていることが確認できる．ただし，が必要である．

これらの結果のほとんどは，1～4枚程度のパネルからなる一構面の[9]

中低層鉄骨造建築物に採用される代表的な乾式の非構造外壁

部分的な試験体を用いた実験に基づくものであり，複数の構面や開と合わせて損傷程度の区分をまとめると，ほとんどの外壁に口，入隅および出隅を有する場合についてはさらに実験が必要であ

おいて，層間変形角1/200radまでは補修の必要なしに継続使る．これらの検討にも今後取り組んでいきたいと考えている．

用が可能であること，実験を実施したものについては，脱落しない変形限界として要求される変形性能を十分に満たすこと

4. まとめが確認できた．

 本研究では，金属パネルを用いた1ユニットの非構造外壁の面内載



荷実験を実施し，変形追従機構と破壊形式を確認した．以下に得られ謝辞

た結果をまとめる．

 本研究において，菊川工業 佐藤秋雄氏には研究計画をはじめ，多[1]

地震時に想定される面内方向の層間変形に対して，試験体全大なご助言を頂きました．また，本研究は，日本学術振興会特別研究

体の変形を(i)ボルト接合部，(ii)ねじ接合部，(iii)胴縁，およ員奨励費(課題番号：21J12852)の助成を受けて実施しました．ここび(iv)残余分の4つの変形成分に分離して変形追従機構を分析に記して関係各位に謝意を表します．

した．残余分は，変位計では把握できない，ねじ孔の支圧によ

る鉛直方向の変形やパネルの折り曲げ加工部分の鉛直方向の

参考文献
1) Architectural Institute of Japan：Japanese Architectural Standard

変形等によって生ずる水平方向の変形を含むものである．
[2]

Specification 13, Vol 2, 1998 (in Japanese) 
日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説JASS13金属工事，第2版，4体の試験体における弾性剛性の大小関係の程度は，パネルのヤング係数と板厚の積によって代表されるパネルの面内剛性の大小関係の程度より小さい．これは，金属外壁の変形追従

2)

1998
Architectural Institute of Japan：Japanese Architectural StandardSpecification 14, Vol 3, 2012 (in Japanese) 
日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説JASS14カーテンウォール工事，第3版，2012

が，パネルの影響が表れる残余分の変形成分だけでなく，ボル
ト接合部，ねじ接合部，および胴縁の変形成分によって成立しているためである．
[3]3)ボルト接合部では，金属パネルの材質と板厚によらずほぼ一

tions of the Building Standard Law of Japan (2020), 2020 (in Japa-

nese) 
建築行政情報センター，日本建築防災協会：2020年版 建築物の構造関係技術基準解説書，2020

定のすべり耐力を発揮した．これは，ボルト接合部のすべり係数と相関が大きい表面粗さがほぼ一定であるためである．また，ボルト接合部のすべり後は試験体全体の非線形化が進展

4)することが分かった．
[4]

断によって最大耐力に至った．ねじ接合部のはし抜け破断時の必要塑性変形性能に関する研究，日本建築学会構造系論文集，第65巻，第537号，pp. 121-128，2000

の面内荷重は，パネルの引張強さと板厚の積から概ね評価で[5]

引張強さと板厚の積が比較的大きい金属パネルを使用する

Ogawa, K. et al. : Ductility Demanded of Members in Steel Moment
Frames Sustaining Beam-Hinging Mechanism, J. Struct. Constr.
Eng., AIJ, Vol. 65, No. 537, pp. 121-128, 2000 (in Japanese) 
小川厚治，井上一朗，中島正愛，澤泉紳一：梁降伏型鋼構造ラーメン部材

試験体は，層間変形角1/17rad付近でねじ接合部のはし抜け破

きることを確認した．

Information Center for Building Administration, Japan Building
Disaster Prevention Association : Commentary on Structural Regula-

5)(DOI https://doi.org/10.3130/aijs.65.121_6)
Architectural Institute of Japan：Japanese Architectural Standard— 1091 —





6)

Specification 27, Vol. 2, 2011 (in Japanese) 
日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説JASS27乾式外壁工事，第2版，2011
Kohama, S. et al. : GRC shiageban niyori koseisareta gaihekikako no

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Thin-steel Sheet for External Wall of RC-construction and Steelconstruction, AIJ Journal of Technology and Design, No.14, pp.251254, 2001 (in Japanese)— 1092 —学会大会学術講演梗概集，C-1，構造Ⅲ，pp. 951-952，2008（2022 年 11 月 7 日原稿受理，2023 年 4 月 12 日採用決定）