技術報告

木質耐震垂れ壁構法
Development of Wooden Hanging Wall Rahmen Structural Method
三宅朗彦* 1、河南孝典* 2、中里太亮* 3、青木1．はじめに浩幸* 4
耐震部材のハイブリッド構造は国内において木材を利用近年、低炭素社会の実現、国内の林産資源の有効活用した中大規模建築物の一つの潮流となっている。

等を背景に、特に中大規模建築物における木材利用への筆 者 ら は、図- 1 の よ う に CLT（Cross Laminated

関心が高まっており、国内においても中高層の建築物がTimber：直交集成板）の垂れ壁を、ラーメン構造とし木造や一部木造を用いたハイブリッド構造で建てられるて鉄骨造に組み込んだ構法を開発し、（一財）日本建築事例が増えてきている。一般的に耐震部材は、常時の鉛総合試験所の建築技術性能証明を取得した。この木質垂直荷重を負担させないことで耐火被覆不要の「あらわれ壁は、地震時の水平力に対して垂れ壁端部接合部がし」で用いることができる。構造材の木材を「あらわし」モーメント抵抗することでラーメン構造の梁としての機で用いることで、耐火被覆の手間やコストを抑えられる能を発揮するという機構を有する。また、木質垂れ壁にことに加え、利用者への室内の木質感や建築物での木材常時の鉛直荷重を負担させないことで、木質垂れ壁を利用のアピールにつながることなどから、鉄骨造と木質「あらわし」で利用することが可能である。
本報告では、構法の概要、本構法の性能証明にあたって実施した垂れ壁接合部面内曲げ試験、単位接合部引張要素試験、有限要素法解析について述べる。

2．構法の概要
2．1 接合部の概要
接合部の概略図を図- 2 に示す。木質垂れ壁は幅方向の中央部にコの字状のスリットを設け、コの字形の挿入鋼板を挿入し、ドリフトピンによって接合する。一方、鉄骨柱には溶接接合によりブラケットを取り付け、ブラケットと挿入鋼板を添え板と高力ボルトにより摩擦接合し、木質部材からの地震時の曲げモーメントとせん断力を伝達できるような納まりとする。大地震時にはドリフ
トピン接合部と挿入鋼板のコの字の元端部が降伏して変形能力を確保することを期待する。
図- 1*1*2*3*428

構造イメージパース

MIYAKE Akihiko：株式会社熊谷組
KANNAN Takanori ：株式会社熊谷組
NAKAZATO Taisuke ：株式会社熊谷組
AOKI Hiroyuki：株式会社熊谷組

技術本部 新技術創造センター 木材利用開発グループ
技術本部 技術研究所 防災技術研究室
建築事業本部 建築技術統括部 建築構造技術部
建築事業本部 建築技術統括部 建築構造技術部

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木質垂れ壁は地震時や暴風時に水平力を負担するが、図- 3（a.1～2）のように木質垂れ壁接合部を 90 °回転さ

スラブや内外装材等の鉛直荷重は近傍に配置した鉄骨小せ、端部はブラケット治具を介して反力床に固定し、ス梁（床受け材）が負担するため、長期荷重は負担しない

パンの中央部（地震力による逆対称曲げモーメントの反構造とする。

曲点）を想定した位置を加力した。加力は油圧ジャッキに取り付けられた支圧板によって垂れ壁の側面を押すことにより行った。支圧板の木材へのめり込みを防ぐた
め、試験体と同幅の鋼板（t×H= 12 × 225 mm）を試験体の表裏に径 8 mm、長さ 90 mm の木ねじで固定した。
試験体は木質垂れ壁に設けたスリットにコの字形に加工した鋼板を挿入し、図- 3（b.1～2）に示す配置でドリフトピンを打ち込んで製作した。ドリフトピン 16 mm に対する CLT 孔のクリアランスは 0 mm、挿入鋼板孔のクリアランスは＋1 mm、挿入鋼板 t 19 mm に対する CLTスリットのクリアランスは＋2 mm に設定した。木質垂れ壁と挿入鋼板の相対変位の計測のために 8 , 9 , 10 , 11番変位計を設置したほか、挿入鋼板のコの字元端部側面に 1 , 2 番ひずみゲージを貼付した。
試験体の仕様の一覧を表- 2 に示す。C 1 -F～C 3 -F 試
験体は本構法の基本仕様とし、性能のばらつきを確認す
図- 2

接合部概略図2．2 適用範囲と比べ、C 4 -F 試験体は部材長さを長くするため加力点高さを変更している。C 5 -F 試験体は木質垂れ壁せいを

本構法の主な適用範囲を表- 1 に示す。
表- 1るため 3 体の試験を行った。C 1 -F～C 3 -F 試験体の仕様

本構法の主な適用範囲

1 , 050 mm にした試験体であり、垂れ壁せいに合わせてドリフトピン本数を減じている。表- 3 に実験で用いた

CLT の諸元、表- 4、表- 5 にそれぞれ別途実施した挿入鋼板とドリフトピンの引張材料試験の結果を示す。
載荷方法は接合部回転角1/ 600, 1/ 450, 1/300, 1/ 200,

1 / 150 , 1 / 100 , 1 / 75 , 1 / 50 rad の 正 負 3 回 繰 り 返 し 後、1 / 30 rad を正負各 1 回ずつ行い、1 / 15 rad に達するか最大荷重の 8 割以下に低下するまで加力を行った。
接合部モーメント 、および接合部回転角θはそれぞれ式（1）および式（2）により求めた。
…………………………………（1）3．垂れ壁接合部面内曲げ試験
3．1 試験目的
本構法において、木質垂れ壁端部の接合部が地震時の……………………………（2）
ここに、 ：接合部モーメント、 ：ジャッキに接続されたロードセルで計測したせん断力、 ：木質垂れ壁端水平力を受けた際の挙動、荷重変形関係、破壊性状を確部から加力点までの距離、認するため、木質垂れ壁端部からスパン中央部分までを垂れ壁端部から接合部不動点までの距離（5 章参照）
、θ：取り出し、接合部の面内曲げ試験を正負交番繰り返し載接合部回転角、 ： 番変位計（図- 3（a.1～2）参照）の変荷方式で行った。

位、3．2 試験方法

場合 1,400、せい 1,050 の場合 950、図- 3（b.1～2）
参照）。

：FEM 解析における木質：1 番変位計と 2 番変位計の距離（せい 1,500 の図- 3 に試験概要図を示す。試験体のセットアップは、
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図- 3

接合部端部実大面内曲げ試験概要図（単位：mm）
表- 2表- 3試験体仕様の一覧

CLT の諸元表- 4表- 530

挿入鋼板の材料試験結果

ドリフトピンの材料試験結果

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3．3 特性値算出方法

た。ここで、完全弾塑性モデルの第一折れ点の接合部回転角を 、終点の接合部回転角を とした。

各特性値の算出方法を以下に示す。
接合部不動点位置： 制御回転角 1 / 300 rad サイクルの正側加力初回ピーク時点での各試験体の水平変位（図- 3（a）の）を結んだ線の切片（水平変位が0）となる点とし、CLT 端部からの距離を示す。
回転剛性：制御回転角 1 / 300 rad の正側加力と負側加力の初回ピーク時の割線剛性の平均値とした（図- 4）。
ドリフトピン接合部の降伏耐力
いドリフトピン接合部の変位量：最も変形が大きが 4 章の単位接合部

引張要素試験の降伏変位の平均値 2 . 65 mm（表- 8 参照）に到達した時点での接合部モーメントについて、正側加力と負側加力の平均値をドリフトピン接合部の降伏耐力とした。なお、最も変形が大きいドリフトピン接合部は 5 章の解析から図- 3（b）の赤い〇印で囲んだドリ

図- 4

フトピンと判断し、当該ドリフトピン接合部の変位量との算出方法の概念図

3．4 試験結果

は式（3）より算出した。

図- 5（a）に C 1 -F～C 3 -F 試 験 体、図- 5（b）に C 4 -F 試………………（3）験体、図- 5（c）に C 5 -F 試験体の試験より得られた接合部モーメントM－接合部回転角θ関係を示す。図中の╳印は最も応力の大きいドリフトピン接合部が降伏した時

ここに、：木質垂れ壁の材軸と図- 3（b）の赤い〇印で囲んだドリフトピンの距離、：材軸と 8 , 9 番変位計（図- 3（b）参照）の距離、：8 , 9 番変位計の変位（CLT と挿入鋼板の鉛直方向の相対変位）、点た時点、〇印は挿入鋼板のコの字形の元端部が降伏しを示す。また、表- 6 に試験から得られた特性値の一覧を示す。

1 / 50 rad までの範囲では、 各試験体で耐力の差異は：10 , 11 番変位計（図- 3（b）参照）の変位（CLT と挿入あるものの、接合部モーメント－回転角関係は概ね同様鋼板の水平方向の相対変位）。ここで、8 , 9 番変位計はの傾向を示した。表- 6 に示すように、全試験体に共通挿入鋼板側に変位計を設置し、CLT 側に変位計に測定して接合部が終局耐力に達する以前に、ドリフトピン接用のターゲットを設置して相対変位を測定した。10 ,合部および、挿入鋼板のコの字の元端部分がともに降伏

11 番変位計は挿入鋼板側に変位計を設置し、CLT 側にしていることがわかる。

変位計の先を直接当てることで相対変位を測定した。
挿入鋼板の降伏耐力

写真- 1 に C 1 -F 試験体の解体後の状況を示す。ドリフ：挿入鋼板のコの字形の元端

トピンは「へ」の字、または「ひ」の字に変形し、ヒンジ、図- 3（b）参照）がそを 1ヶ所または 3ヶ所に形成していることがわかった。

れぞれの挿入鋼板の引張降伏ひずみ値（表- 4 参照）に到

また、ドリフトピンの変形状態は、写真- 1（a.1）の赤枠達した時点での接合部モーメントについて、正側加力とあたりのものが大きく、青枠あたりのものが小さく、位負側加力の平均値を挿入鋼板の降伏耐力置による変形の大小が明瞭に見られた。これは、接合部部に貼付したひずみゲージ（最大耐力とした。

：試験終了時までの正側加力における接合部モーメントの最大値を最大耐力とした。

不動点からドリフトピンまでの距離の差に伴う各ドリフトピンに生じる応力の大小によるものだと考えられる。

：図- 4 に 示 す よ う に、 接 合 部 回 転 角θ

挿入鋼板は写真- 1（b.1～2）に示すようにドリフトピン= 1 / 50 rad までの範囲内で、回転剛性 を第一勾配とし接合部の応力作用方向に変形していた。また、コの字形モーメントがである完全弾塑性モデルの台形の面積の元端部の黒皮が剥げ、元端部を起点に残留変形が生じが、実験の接合部モーメント―接合部回転角関係と X 軸ていることを確認した。これらのことから、ドリフトピとで囲む面積と等価となるように定めたモーメント

ン接合部とコの字形の元端部付近で挿入鋼板が降伏してについて、正側加力と負側加力の平均値を終局耐力としいることが試験体の状況からも確認できた。

終局耐力

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表- 6試験より得られた特性値

写真- 1

垂れ壁端部接合部実大面内曲げ試験解体後の状況（C1 -F）

4．単位接合部引張要素試験
4．1 試験目的
本構法は、CLT に鋼板挿入式で接合したドリフトピンが曲げ抵抗することで、所定の耐力、剛性、変形能力等が確保されるため、実際の接合部の剛性、耐力を予測する際に、ドリフトピン接合部の性能をよく把握することが重要である。一方、CLT は繊維方向と繊維直交方向が混在するラミナ構成となるため、ドリフトピン接合
図- 5 接合部モーメント―接合部回転角関係
32部の剛性や耐力算出における「木質構造設計基準・同解

GBRC Vol.49 No.1 2024.1説」に記載されている既存式 1）を適用することができな

4．4 試験結果い。さらに、ドリフトピンからの荷重作用方向と CLT

図- 8 に角度ごとのドリフトピン 1 本あたりの荷重－の強軸方向のなす角度θは、ドリフトピンの配置された変形関係を、表- 8 に試験によって得られた特性値の平位置により異なるため、荷重作用角度による影響も把握

均値（θ= 0 , 30 , 60 , 90 は 3 体分の平均値、ALL は全 12する必要がある。

体分の平均値）を示す。

そこで、ドリフトピン単位接合部の性能および荷重作用角度による影響の確認を目的とし、ドリフトピン単位

図- 8 の赤線は各仕様 3 体のトリリニアモデルの平均を示している。
写真- 2 に試験体の解体後の写真を示す。試験後のド接合部の引張試験を行った。

4．2 試験体概要

リフトピンを取り出し、曲げヒンジの箇所数が 0ヶ所の試験体は図- 6 に示すように CLT を 4 つの荷重作用角ものを降伏モードⅠ、1ヶ所のもの（「へ」の字状の変度に対して幅 300 mm に切り出して作製した。試験体は形）を降伏モードⅢ、3ヶ所のもの（「ひ」の字状の変形）

Cn-Eθ（n= 1 , 2 , 3 : マザーボードの番号、θ= 0 , 30 , 60 ,を降伏モードⅣと分類した。

90：CLT の強軸方向に対する荷重作用角度）と呼称する。挿入鋼板は SN 400 B、ドリフトピンは SNR 400 B

接合部剛性、接合部耐力ともに荷重作用角度θによる明瞭な差異が見られなかった。とし、各 2 本配置とした。ドリフトピンと挿入鋼板の機械的性質は表- 7 に示す。 試験体数は 4 つの角度ごとに各 3 体とし、各マザーボードから 1 体ずつ切り出した。3章と同様に、ドリフトピンに対する CLT 孔のクリアラン
スは 0 mm、挿入鋼板孔のクリアランスは＋1 mm、挿入鋼板に対する CLT スリットのクリアランスは＋2 mm に設定した。

4．3 試験方法

図- 6

図- 7 に 載 荷 図 を 示 す。 載 荷 は 引 張 用 と 圧 縮 用 の1 , 000 kN センターホールジャッキにより加力した。軸単位接合部引張要素試験体概要図

表- 7 試験に用いた鋼材の機械的性質

方向力は各ジャッキに接続された圧力交換器で計測した。変位は挿入鋼板と木材の相対変位を表裏 2ヶ所で計測し、その平均値で評価とした。載荷は引張側を正とし、正負 3 回繰り返しとした。θ= 0 °で実施した予備試
験の降伏変位= 1 . 55 mm を 基 準 に、×1 / 2 , 1 , 2 ,4 , 6 , 8 , 12 , 16 の繰り返し変位を与えたのち、荷重が最大荷重の 0 . 8 倍まで低下するか、 変位が 30 mm に達するまで行った。
降伏耐力Pyは、文献 2）の方法に基づき算出した。また、第一折れ点を点（）、第二折れ点を点（とするトリリニアモデルを作成し、初期剛性剛性）と二次を下式により求めた。
…………………………………………（4）…………………………（5）

ここに、 ：単位接合部の初期剛性［kN/mm］、 ：図- 7単位接合部引張要素試験載荷図（単位：mm）

単位接合部の二次剛性［kN/mm］。

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図- 8 単位接合部引張要素試験
表- 8

試験によって得られた特性値の平均値

荷重変位関係荷重、 は、文献 4）を参考に下式により求めた。
………………………………（6）………………………………（7）………………………………（8）………………………………（9）、
ここに、 ：MSS の各せん断ばねの初期剛性［kN/mm］：MSS の各せん断ばねの二次剛性［kN/mm］、 ：MSS の各せん断ばねの第一折れ点の降伏荷重［kN］、：MSS の各せん断ばねの第二折れ点の降伏荷重［kN］、：単位接合部の初期剛性［kN/mm］、 ：単位接合部の二次剛性［kN/mm］、 ：単位接合部の降伏耐力［kN］、：単位接合部の最大耐力［kN］。
単位接合部の各特性値は、4 章の試験結果より、ともに角度による明確な差異は見られなかったことに加え、
写真- 2

単位接合部引張要素試験解体後の状況計算の簡便性を鑑み、角度依存性がないものとして扱うこととし、全 12 体の試験結果の平均値（表- 8 の数値を5．有限要素法解析
5．1 解析目的参照）を採用した。
挿入鋼板元端部は図- 11 のようなトリリニア型の復元

3 章の垂れ壁端部接合部実大曲げ試験を対象に、有限力特性を持つ弾塑性回転ばねとした。初期剛性はコの字要素法により各特性値の推定を行い、試験結果と比較を形プレートの弾性解析よりせい 1 , 500 mm の場合は ＝行う。ここで、解析に用いたドリフトピン単位接合部の136 , 000 kN･m/rad、 せ い 1 , 050 mm の 場 合 は性能については 4 章の試験、挿入鋼板の材料強度につい129 , 000 kN･m/rad とした。トリリニアモデルの第一ては 3 章の材料試験により実測した値を採用した。

折れ点は降伏モーメント5．2 解析モデル

は全塑性モーメント

解析モデルの諸元を表- 9 に、モデルの概要を図- 9 に示

降 伏 モーメ ン ト＝に達する時点、第二折れ点に達する時点とし、挿入鋼板のと 全 塑 性 モーメ ン トを図- 11 のす。 解 析 に は、MIDAS iGen Ver. 900 R 2 x を 用 い た。

Area 1 と Area 2 の面積が等価となるように式（10）から

CLT の剛性は文献 3）による。鋼板挿入ドリフトピン単位（16）の計算により定めた。ここで、接 合 部 は MSS（Multiple Shear Spring； 分 割 数n= 4）

いて、挿入鋼板の降伏応力度は 2 章に用いた挿入鋼板のによるトリリニアモデルとした。MSS の各せん断ばねの降伏応力度を採用した。

モデルを図- 10 に示す。せん断ばねの剛性
34、 と降伏、の算出におGBRC Vol.49 No.1 2024.1

表- 9解析モデル諸元

図- 10図- 9MSS のせん断ばねのモデル

解析モデル（せい 1,500mm のケース）
図- 11………………………………………（10）………………………………………（11）………………………（12）挿入鋼板元端部の回転ばね（H1,500 の場合）

：全塑性モーメント［kN･m］、 ：塑性断面係数［mm3］、：ステップ数、m：分割数（=10）
、 ： ステップの曲げモーメント［kN･m］、 ： ステップの非塑性 化部せい［mm］、 ：鋼板のせい［mm］、 ：鋼板の幅［mm］、 ：ステップの断面二次モーメント［mm4］、 ： ステップの回転剛性［kN･m/rad］、 ： ステップの回転角［rad］。

…………………………………（13）荷重条件は、図- 12 に解析条件に示すような条件を与………………………………………（14）………………………………………（15）………………………（16）
ここに、：降伏モーメント［kN･m］、 ： 断面係数［mm ］、 ：挿入鋼板の降伏応力度（表-4 参照）［N/mm ］、
3

図- 12解析条件

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えた。荷重は実大実験と同様に、CLT の端部から加力

表- 10点高さ の位置とし、その位置の節点を剛体の梁要素で接続し、最上部の節点に節点荷重を与え、荷重増分解析を行った。

5．3 解析結果
解析によって得られた各仕様の接合部モーメント－接合部回転角関係をそれぞれ図- 13 に示す。図中の╳印は増分解析において最も応力の厳しいドリフトピン接合部の変位量が降伏変位である 2 . 65 mm に達した時点を示し、〇印は増分解析において挿入鋼板の元端部に設置した回転バネが降伏した時点を示す。また、実験値と解析値の比較をそれぞれ表- 10 に示す。表中の解析値の終局
耐力は、1 / 50 rad 時点までの荷重変形関係と面積等価になるようにバイリニア置換した際の耐力とした。
図- 13 より、有限要素法解析によって得られた接合部モーメント－接合部回転角関係は実験値を良い精度で予測できているといえる。また、表- 10 より、回転剛性および各耐力値についても概ね良い精度で一致した。
本報では、木質垂れ壁接合部が荷重を受けて回転変形する際に材軸からの変位が生じない点を接合部不動点と

図- 13

接合部モーメント－接合部回転角

図- 14 CLT の水平変位の比較
36

解析結果と試験結果の比較

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定義する。加力点から接合部不動点までの距離をモーメ【執筆者】

ントアーム長 として、接合部モーメントの計算に用いる。
図-14 に 1 / 300 rad サイクルの正側初回ピーク付近での各試験体の水平変位の実験結果（図- 3（a）の）と、同じ荷重条件に対する増分解析結果を示す（この時点で解析は弾性範囲内であった）。図- 14 より、接合部不動点は試験結果と概ね一致することを確認した。

* 1 三宅 朗彦* 2 河南 孝典

*3

中里 太亮

（MIYAKE Akihiko） （KANNAN Takanori）（NAKAZATO Taisuke）

6．おわりに
本報では、CLT の垂れ壁を、ラーメン構造として鉄骨造に組み込んだ「木質耐震垂れ壁構法」について紹介し、所定の性能を検証するために実施した、垂れ壁接合部面内曲げ試験、単位接合部引張要素試験、有限要素法解析を報告した。

* 4 青木 浩幸（AOKI Hiroyuki）

試験により本構法は所定の耐力と変形能力を確保していることを確認した。また、有限要素法解析は、回転剛性、各降伏耐力および、終局耐力を精度よく推定できることを確認した。
謝辞
本構法は、東京大学大学院農学生命科学研究科木質材料学研究室と銘建工業株式会社との共同開発である。各
種試験や解析検討にあたり、東京大学大学院の稲山正弘教授、村田龍馬氏、銘建工業株式会社の鳥羽展彰氏、車田慎介氏にご協力を頂いた。関係各位に感謝の意を表する。
【参考文献】

1）（一社）日本建築学会：木質構造設計規準・同解説－許容応力度・許容耐力設計法－，2006．
2）（一社）日本ツーバイフォー建築協会 : 枠組壁工法構造計算
指針 , 2018 .
3）（公財）日本住宅・木材技術センター：CLT を用いた建築物の設計施工マニュアル，2016．
4）（一社）日本建築学会：免震構造設計指針，2013．

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