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日本建築学会大会学術講演梗概集（東海） 2021 年 9 月

CLT パネル工法の構造設計法拡充・合理化に関する検討
その 24 鉄骨梁勝ち架構のパラスタ用構造モデルの設定
正会員
同
同
CLT 構法鉄骨梁勝ち架構
1.

Multiple Spring
水平加力実験

○松本 和行*1
安曇 良治*1
鈴木 圭*4

同同
同佐藤 基志*2
岡部 実*3
秋山 信彦*5

数値解析

施工マニュアルまたは実験結果 2）等に準拠して図 3 のように設はじめに
本報では鉄骨梁勝ち架構を対象に構面実験を行い、それら定する。引張接合部については、M16（ABR490）の公称値にの挙動が再現可能な構造モデルの提案を行う。また、CLT設基づく「設計値」と構面実験結果から当該接合部の荷重―変1)計施工マニュアル を参考に設定した従来モデルの適合性に

表 1 試験体仕様一覧ついても調べることとする。
2.

水平加力実験
写真1に試験体を、表1に試験体仕様一覧を示す。試験体は鉄骨梁勝ち架構の1.5層1スパン（A type及びB type）とT形架構（C type）の3仕様である。CLT壁パネルはS60-3-3の厚さ90mm、CLT床パネルはMx60-5-7の厚さ210mmで、鉄骨梁断面は3種類とする。各部材の接合にはχマーク相当のビス打ち金物を用いた。アンカーボルトはM16（ABR490）を用いた。試験は、加力点高さ（A type、B typeは3975mm、C typeは2650mm）に対して耐力壁の性能評価試験に準じた所定の変形角で正負交番繰り返し載荷を行った。写真2に試験体の破壊性状を示す。

(a) A type(b) B type

A typeは1/50rad時に圧縮側フランジ（写真2（a））、及びウェブに黒皮剥がれが生じたのち、1/30rad時に鉄骨梁の曲げ変形、試験仕様は以下の目的で設定した。

及 び フ ラ ンジの 局部 座 屈 が 生 じた （ 写 真 2 （ b ）） 。B typeはA type：梁の先行降伏する仕様
B type：梁の曲げ変形の影響確認
C type：柱頭接合部の先行降伏

1/100rad時に圧縮側フランジ黒皮が剥がれはじめ、1/50rad時に鉄骨梁の曲げ変形が生じた後、1/30rad時にアンカーボルトが破断した（写真2（c））。C typeは1/75rad時に壁頭部の金物ズ(c) C type
写真 1 水平加力実験試験体

レ、壁頭部と鉄骨梁に隙間が生じ、1/30rad時にフランジの局部座屈が生じた後、1/24rad時に壁頭部金物部分でCLTパネルの集合型破壊が生じた（写真2（d））。
3.

解析モデル
解析モデルを図 1 に示す。解析モデルは図 1（a）に示すような CLT 壁－基礎・鉄骨梁間の支圧バネ及び CLT 壁－CLT床間のめり込みバネを 10mm 間隔に配置し、精緻にモデル化を行った「離散バネモデル」と図 1（b）に示すような CLT 設(a) フランジ黒皮の剥がれ
A type 1/50rad(b) フランジの局部座屈A type 1/30rad(c) アンカーボルト破断B type 1/30rad(d) CLT の集合型破壊C type 1/24rad計施工マニュアル 1)を参考に設定した「従来モデル」の 2 種類とする。いずれのモデルにおいても、鉄骨梁の端部に曲げ性能を表す回転バネを配置し、その応力変形特性は図 2 に示すように、My(=Z×F)を第一降伏点、Mp(=Zp×F)を第二降伏点としたトリリニアとする。F 値は「設計値」(=235N/mm2)と実験結果の再現を目的とした「実験設定値」(=326N/mm2、ミルシートに基づく)の 2 種類とする。接合部の荷重－変位係は CLT 設計

A study on expansion and improvement of the structural design
method for CLT panel construction. Part 24: Structural modelfor parametric study of the through steel beam construction.

写真 2 各試験体の破壊性状
Kazuyuki MATSUMOTO, Motoshi SATO, Yoshiharu AZUMI,Minoru OKABE, Kei SUZUKI and Nobuhiko AKIYAMA― 473 ―

位関係を抽出した「実験設定値」の 2 種類設定する。せん断接比較を図4に示す。図中の〇は、「実験設定値」においてアン合部について、「設計値」では壁パネルの浮き上がりによる当カーボルトが終局変位に達した点を意味している。「実験設定該接合部の引張抵抗を考慮せず、「実験設定値」では引張抵値」を用いた「離散バネモデル」の解析結果は、いずれの試験抗を考慮したモデル化を行う。

体においても実験値と比較的良く一致した。壁幅が大きいB

4.

typeでは、「設計値」と「実験設定値」で最大耐力において2倍実験結果と解析結果の比較
1層部分の荷重―変位関係における実験結果と解析結果の以上の相違が確認され、せん断接合部の引張抵抗が耐力向上に寄与したと推察される。「従来モデル」の解析結果は、「設計値」を用いた「離散バネモデル」の解析結果とほぼ一致する

剛材

鉄骨梁

鉄骨梁

引張・圧縮バネ+せん断バネ

剛材

CLT 壁傾向が確認された。
5.

引張・圧縮バネ+せん断バネ

まとめ
精緻にモデル化を行った「離散バネモデル」で実験結果にCLT 壁基づいた「実験設定値」を用いた解析結果は、実験結果に対して比較的良く一致した。公称値を用いた「離散バネモデル」と「従来モデル」の解析結果はほぼ一致した。壁幅が大きい場合、(a1) A type と B type(a2) C type(a) 離散バネモデル

せん断接合部の引張抵抗が水平耐力の向上に大きく寄与することが確認された。

せん断バネ

参考文献

鉄骨梁

1) 日本住宅・木材技術センター：2016年版 CLTを用いた建築物の設計施工マニュアル 増補版, 平成30年11月
2) 木構造振興株式会社：CLTパネルを用いたLSB及びビス接合部のデータ等の収集・分析事業報告書, 平成25年度林野庁委託事業, 平成27年2月
謝辞：本研究は林野庁委託事業、CLTパネル工法の構造計算関係規定更新に向けた技術要件等検討事業の一環として実施された。関係各位に謝意を表する。

引張バネ
剛材

圧縮バネ
CLT 壁
圧縮バネ

せん断バネ

引張バネ

(b) 従来モデル(A type と B type の場合)
図 1 解析モデル
曲げバネ

M(kNm)

P (kN)
200
180160140
120
1008060
40
2000140120
10080
60
40
20000.05

H-200×100
H-148×1000.1
θ (rad)0.15

0.2

H-250×125
実線：F=235,破線：F=326

引張バネ

100

100806040

1階壁脚・壁頭(支圧)上階壁脚(めり込み)
上階壁脚(圧縮抵抗棒)

20δ (mm)

30

壁－鉄骨梁(a) 引張バネ

102030δ (mm)

40500

終局点

300

51015δ (mm)(b) 圧縮バネ
図 3 接合部の荷重－変位関係
1/15rad400

実験値
1/15rad
終局点
離散バネモデル(設計値)
離散バネモデル(実験設定値)
従来モデル

0040

壁－基礎20010せん断バネ

P (kN)
120

引張接合部
300
壁－基礎250
壁－鉄骨梁
200
せん断接合部
壁－基礎150
壁－鉄骨梁
100
実線：設計値50
破線：実験設定値

図 2 鉄骨梁の M－θ 関係
150

圧縮バネ

P (kN)
350(c) せん断バネ

150

1/15rad
終局点

100-1000100200

荷重 [kN]0-200

荷重 [kN]

荷重 [kN]200
501000-50-50050

100

150

200

500-200-1000100

200-50-100-100-200実験値
離散バネモデル(設計値)
離散バネモデル(実験設定値)
従来モデル-150-300-150
変位[mm](a) A type

実験値
設計値
実験設定値

-100

変位[mm]

変位[mm](b) B type(c) C type

図 4 実験結果と解析結果の比較*1 日本システム設計 博士(工学)*2 日本システム設計 博士(農学)*3 一般財団法人ベターリビング 博士(農学)*4 日本住宅・木材技術センター 博士(農学)*5 国土技術政策総合研究所 建築研究部 博士(農学)*1 Nihon System Sekkei Architects & Engineers, Dr. Eng.
*2 Nihon System Sekkei Architects & Engineers, Dr. Agr.
*3 Center For Better Living, Dr. Agr.
*4 The Foundation of Japan Housing & Wood Technology Center,Dr.Agr.
*5 Senior Researcher, NILIM, MLIT, Dr. Agr.

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