広島工業大学紀要研究編
第 54 巻（2020）63-72

論文

短い軸組斜材を組み込んだ木造耐震改修用壁体の水平力載荷実験（その ２ ）
岩井哲＊
（令和元年10月31日受付）

Horizontal loading tests of wooden framed walls for earthquake-resistantimprovement using short diagonal members– Part 2 –Satoshi IWAI
（Received Oct. 31, 2019）

Abstract
A horizontal loading test to the wooden framed wall using short diagonal members was carriedout. The test specimens were made of three sets of crossed diagonal members, in order to use
earthquake-resistant improvement of the existing houses. The diagonal members bear only
compression force and are expected to perform axial ductility. Two test specimens, each having adistance between column centers of 910 mm (1P) and 1,820 mm (2P), were prepared, and the loadcapacities were examined for difference due to the distance. The load at the specific deformationof 1/120rad story-drift in elastic region and the ultimate load considering plastic region arecomparable, consequently the wall gives good performance in earthquake resistant improvement.
The wall load-magnification was 2.22 and 2.03 for the 1P and 2P specimens, respectively. The
partial breakage of tie-plates at the middle crossing members led to load drop, when the story-drift
angle exceeded 1/50 rad.
Keywords: wooden frame structure, wall load-magnification, static loading test, failure property,
earthquake resistant improvement

4．
0程度の比較的高い値が得られている。ここでは柱芯間距

１ ．研究目的離を ２ 倍の1，820mm（２P）にした場合について、同じ形態

本研究は、短い軸組材を斜材に用いた三段組み壁体を、木造の既存建物の耐震改修用に使用することを目指して、の壁を組み込む際の構法上の課題を検討し、これまでと同程度の安定した壁倍率が得られるかを検証する。

水平力載荷実験によって耐荷性能と破壊状況を調べるも２ ．これまでの研究の経緯と成果のである。斜材は軸組架構に固定接合せず引張力がかからないようにして、軸圧縮力のみを負担させ、めり込みで粘りを期待する。これまでの研究

１ ）～ ５ ）この研究のきっかけは、木造家屋の精密解体から得たでは柱芯間距離を柱・梁材などの資材を既存建物の耐震改修用に再使用する910mm（１P）とした壁試験体において、壁倍率で3．
0からことを目指したことにある。解体資材は、ほぞ孔の加工な＊

広島工業大学工学部建築工学科― 63 ―

岩井哲

どがあり、 ３ m を超える長さを有する傷のない同一の材圧縮力のみを加える図 １ ⒝に示す現在の構造形式に変更し種は数多く取得できない。そこで耐震改修に数多く利用すた。１ ）載荷時に柱が壊れないように、枠材の固定に金物のるため、短い軸組材を斜材に用いる方法を考案した。但し使用をできるだけ避けた。図 ２ に示すように「縦枠材」を実験では古材ではなく新しい建築資材を使った。斜材断面

柱に沿えて挟んだことにより、柱にかかる推力を支持させは40mm×105mm［B40試 験 体 ］ と30mm×105mm［B30る造りとした。斜材構面外の添え板は、斜材が外れないよ試験体］の ２ 種とし、当初は主に引張材として耐荷性を期うにするためで、力を発揮しない配置とした。この構造形待した。図 １ ⒜に示すように段組数を １ ～ ３ の間で変え、式で変動係数を20% とする壁倍率は4．0を超えた。

架構への接合位置を違えた数種の耐力壁を用意し、耐震性次いで、壁耐力の上昇を図り斜材の断面寸法の厚みを１）能を調査した。 得られた壁倍率は1．
5～2．0で、短い軸斜60mm と75mm に大きくした。また各段組の中桟材（水平材は個材が一つずつ破壊していき、機能を発揮しながら損材）の上と下に、斜材が90°に直交して組むことが出来るよ傷していく好ましい形の破壊性状が示された。柱脚には引う寸法調整が可能な、図 １ ⒞に示す「横枠材」を沿えた。２ ）き寄せ金物を用いたが、固定先を土台にした場合、土台が斜材を組み込んだ箱型の耐震要素を軸組内に挿入する思惑割裂破壊した。そこで以後の実験では、引き寄せ金物をアであったが、初期剛性が低くなった。試験体に水平材を数ンカー部である載荷装置の試験体受け台に取り付けること多く使用したため、斜材を受ける部位に隙間が多く、あるによって、斜材が破壊するまで載荷が可能となった。但し程度変形してから斜材が効く機構のため、初期剛性が低く斜材が割裂破壊によって縦に割れ、脆性破壊的な側面があなり、その結果として壁倍率は2．2から2．7で、3．0を超えり、実用面で改善の必要があった。そこで次から、斜材はることがなかった。

対角に挿入するだけで、斜材の接合に金物を使用しないで、

⒜

引張耐荷型

⒝

圧縮耐荷型
図１⒜

斜材・縦枠材を組む

そこで再び、「横枠材」なしで「縦枠材（束材）」を柱に⒞

横枠材追加

⒟

鋼棒引張型

試験体形状の変遷⒝

斜材を段組み⒞ 材がはずれないよう斜にはめ込む

図２

耐震補強用の斜材耐力壁試験体の作製方法― 64 ―⒟組み上がった壁体添え板を両面釘打ちする

短い軸組斜材を組み込んだ木造耐震改修用壁体の水平力載荷実験

沿えただけの形式に戻した。更に斜材の段組の間にある中げ変形による亀裂が生じた。曲げ破壊に強くするためここで桟材（水平材）は常に水平荷重と同じ大きさの引張力を受は V 字鋼板（カネシン エーステンプレートⅢ-ZM；短期引けるため、図 １ ⒟に示す鋼棒に変更して M16全ねじボルト張耐力7.4kN）を使用した。２P 試験体の中柱と中桟には帯３）を用いることにした。 この効果は顕著に現れ、実験した金物（カネシン ビスどめ短ざく L BS-L360）、柱頭にはホー試験体 ３ 体は壁倍率が3．8～4．
5程度と高かった。また特定

ルダウン金物（カナイ ホールダウン C-HD2530）、柱脚には変形時（１/120rad）の耐力と終局時に基づく耐力がどの試

ホールダウン金物（カナイ シークホールダウン C-HD50S）

験体とも近く、初期弾性域と大変形塑性域の耐力が拮抗すをそれぞれ使用した。写真 １ に各金物の接合状況を示す。

るバランスが良いものとなった。ただ実用上の問題は、両方の柱を貫通する鋼棒を使える場合に限られる点である。

3. 2

載荷方法

また水平耐力の過大な上昇は、軸組である柱や、土台ある水平力載荷の試験方法及び評価方法は、（財）日本住宅・

いは梁材本体を破壊に導く結果に繫がる。従って高過ぎな木材技術センターの『木造軸組工法住宅の許容応力度設計

い適度な壁耐力を目指すことが望ましいとわかった。なお、（2008年版）』にある「柱脚固定式の鉛直構面の面内せん

柱脚と水平材の引張耐荷力補強のため、ガラス繊維強化プ断試験」６ ）に従った。載荷装置を図 ４ ならびに写真 ２ に示ラスチック（GFRP）を利用した試験体の載荷実験を実施す。試験体上部の梁に油圧ジャッキで繰り返し加力を与え、した ４ ）が、この研究の一連の方向性とは少し外れる。

柱頭部と柱脚部での水平変位δの差による見かけの層間変 形 角 δ/H を± １/450、1/300、1/200、1/150、1/100、３ ．実験計画
3. 1

1/75、1/50、1/15rad とした。同一変形振幅で、正負繰り試験体

壁試験体は図 ３ に示す柱芯間距離 L が910mm（試験体名 B60-３-１P）と1，820mm（試験体名 B60-３-２P）を各 １

表１

材種５）体の合計 ２ 体を作製した。 層高（土台から載荷梁の材中

B60-３-１P

比重と含水率

スギ集成材

スギスギ

ヒノキ

柱斜材梁土台心間高さ）H が2617．5mm、試験体の部材断面寸法は、柱比重－－0．4160．544と土台は105×105mm、梁は105×240mm とした。斜材は含水率（%）

10．143．616．811．9

三段組とし、断面は60×105mm である。梁にはスギ E70

B60-３-２P

柱斜材

梁

土台材を、柱にはスギ集成材 E65-F255を、土台にはヒノキE130材をそれぞれ使用した。柱、斜材、梁、土台の比重

比重－－0．410．528

含水率（%）

9．2849．824．311．8と含水率を表 １ に示す。斜材は ２ つの材を互いに90度に交差させ、相欠きとし、架構にはめ込むだけである。斜材の落下防止のため ６ mm 厚の合板（105×75mm）を、柱に添えた束材に釘打ちにより取り付けた。
これまでの実験では層間変形角が１/15rad を超えた大変形時に、柱と中桟を接合する T 字型かど金物に、繰り返し曲⒜⒜B60-３-１P⒝図３

試験体

B60-３-２P

中桟 V 字金物⒞― 65 ―⒝中柱帯板金物

柱頭金物

⒟

写真 １

部材の接合金物種別

柱脚金物

岩井哲

写真 ２    試験体

図４
表２

載荷装置

耐力と壁倍率（太字は耐力の最小値）

試験体名
降伏耐力 Py kN

B60-３-１P
10．57

6．25

B60-３-２P
15．73

15．45

初期剛性 K kN/mm

681102513971404

終局耐力 Pu kN

10．98

10．42

24．45

23．80

最大荷重 Pmax kN

13．48

11．70

27．5126．95

構造特性係数 Ds

0．371

0．476

0．407

0．595

終局耐力 Pu･（0.2/Ds）

5．92

4．38

12．01

8．00

Pmax･２/３ kN8．98

7．80

18．34

17．97

特定変形（１/120rad）時の耐力 kN

7．58

7．58

13．36

13．36

短期基準せん断耐力 P０ kN

5．92

4．38

12．01

8．00

短期許容せん断耐力 Pa kN

5．36

3．97

10．88

7．25

壁倍率（変動係数20% として）

3．01

2．22

3．05

2．03

― 66 ―

短い軸組斜材を組み込んだ木造耐震改修用壁体の水平力載荷実験⒜

B60-３-１P
図５⒜⒜⒝B60-３-２P⒝

B60-３-２P⒝

B60-３-２P

水平荷重 - 層間変形角曲線（包絡線）

B60-３-１P
図７⒜B60-３-２P

水平荷重 - 層間変形角曲線

B60-３-１P
図６⒝完全弾塑性近似による耐力

B60-３-１P
図８完全弾塑性近似による耐力― 67 ―

岩井⒜B60-3-1P⒟

B60-3-2P
写真 ３哲⒝

中桟部⒞

中柱⒠

柱脚部⒡

斜材

実験後の試験体状況

返しを各 ３ 回行った。油圧ジャッキの変位限界もしくは最算入した壁倍率は、変動係数を20% として B60-３-１P は大荷重後の80％荷重低下時点で載荷を終了する。なお、短3．01、B60-３-２P は3．05となった。柱芯間距離を ２ 倍にし期許容せん断耐力に関わる評価方法を附録にまとめた。てもほぼ同程度の壁倍率が得られる結果となったが、前回の壁試験体で得られた壁倍率4．0よりも全体にやや低い。

４ ．実験結果
4. 1

一方、荷重 - 変形角曲線において層間変形角0．03 rad

荷重 - 層間変形角曲線あたりで荷重が大きく下がっている時点で、図 ８ のように各試験体の実験で得られた水平荷重 - 層間変形角の履歴壁倍率を評価することが本来正しい。このとき壁倍率は、曲線を図 ５ に示す。 ２ 体の試験体とも層間変形角が１/50rad

表 ２ の各試験体の右側に示す耐力値のようになる。壁倍率を超え0．03rad の辺りで、水平荷重が一度大きく低下した。

は、B60-３-１P は2．22、B60-３-２P は2．03と な り、 前 回 の中桟と柱をつなぐ V 字金物の釘頭が外れ、引張に耐えき壁試験体より更に低い結果となった。中桟部の金物の一部れず、中桟部と柱に隙間ができた。しかし柱は曲げ変形を破損が壁倍率の大きな低下に繫がることになった。

生じながら、斜材に柱に添えた束材が突っ張りとして効く抵抗機構に変化し、再び荷重が上昇し始めた。図 ６ に示す

4．3

履歴吸収エネルギー

最終加力した引張側の荷重 - 変形角曲線の包絡線より作成

各 試 験 体 の層間変 形 角で１/200rad、１/100rad、１/50radした完全弾塑性近似を図 ７ に示す。荷重 - 変形角曲線は、の時の、荷重 ‐ 層間変形角の履歴ループ曲線を、各々の最層間変形角が0．03rad あたりで荷重が大きく下がってい大変形とその時の耐力で無次元化表示したものを図 ９ にる。荷重はそれまでの載荷履歴における最大荷重の80％を示す。B60-３-１P と B60-３-２P を層間変形角毎に比較する

一旦下回ったが、再び上昇して１/15rad の最終変形まで継と、１/200rad と１/100rad の時は、目立った差異はないが、続できた。

１/100rad の時に逆 S 字形のすべり傾向が、少し現れていることが認められる。１/50rad の時には、履歴ループ曲線4．2

壁倍率は明らかな逆 S 字の形になっている。これは繰り返し載降伏耐力 Py、終局耐力 Pu 並びに壁倍率に関わる耐力評価値の一覧を表 ２ に示す。１/15rad の最終変形までを荷によって斜材と柱材に隙間ができ、大変形時に抵抗がなくなり滑るためである。

― 68 ―短い軸組斜材を組み込んだ木造耐震改修用壁体の水平力載荷実験

図９⒜B60-３-１P⒝

B60-３-２P

履歴ループの形状変化と履歴吸収エネルギー比較― 69 ―

岩井

図10

哲⒜

1P 試験体B60-３-１P⒝

1P 試験体B60-３FS ３ ）⒞

２P 試験体B60-３-２P

累積履歴吸収エネルギーの比較― 70 ―

短い軸組斜材を組み込んだ木造耐震改修用壁体の水平力載荷実験

荷重 - 層間変形角曲線で囲まれるループ面積を総和する謝ことから算定した累積履歴吸収エネルギーを図10に示す。

辞

図の横軸 n は繰り返し回数を示す。縦軸の棒グラフは １

本研究は、広島工業大学・学生であった北嶋聡君・堤義サイクル毎の吸収エネルギー量［座標値は左軸］を、折れ行君に、平成30年度卒業研究の課題として取り組んで戴い線グラフはその累積吸収エネルギー量［座標値は右軸］をた。藤田Ｋ林産技術士事務所の藤田和彦氏には、試験体の表す。文献 ３ ）の１P 試験体 B60-３FS の累積エネルギー吸製作並びに実験の実施に関して多大なご示唆とご協力を戴

収量を比較に図10⒝に示す。⒜と⒝の二つを比較するとほいた。ここに記し深甚の謝意を表します。

とんど同じ推移である。図10⒞は図10⒜の約 ２ 倍の吸収エ文ネルギー量となっている。

献１ ）坪山宗由・岩井哲・佐藤立美：短い軸組斜材を使用し4．4

破壊性状

た木造耐震補強枠組壁の性能評価、広島工業大学紀要

実験終了時の試験体状況を写真 ３ の⒜～⒡に示す。最終研究編、第47巻、pp. 117-126、（2013）．

的に金物が破断したが、柱と土台・梁からなる軸組架構は２ ）高林俊平・田澤朋恵：短い軸組斜材を使用した木造壁壊れていない。B60-３-２P では中柱に土台からの浮きがみ

体の耐震改修性能の実験と評価、広島工業大学卒業研られたが、中桟の帯金物や、柱頭・柱脚部で破壊は見られ究梗概集、建築工学科、（2013）．

なかった。層間変形角が0．05rad を超えたところで耐力が３ ）岩井哲：短い軸組斜材を組み込んだ木造耐震改修用壁低下している。B60-３-２P の下部で斜材が座屈し面外には体の水平力載荷実験、広島工業大学紀要研究編、第51

らみ出した。柱は曲がりが視認できたが、部材の割れや大巻、pp. 33-40、（2017）．

きな破壊は見られなかった。終局耐力が比較的低かったこ４ ）岩井哲：ガラス繊維強化プラスチックを用いた木材接ともあるが、最終の大変形の段階に到るまで、両側の柱材合部の強度性能と木造耐震壁への補強効果、広島工業と、上下の水平材からなる骨組み架構が破壊しないで、崩大学紀要研究編、第53巻、pp. 67-74、（2019）．

壊につながらなかったことが良かった点である。

５ ．結５ ）岩井哲：短い軸組斜材を組み込んだ木造耐震壁体の水
平力載荷実験、日本建築学会大会学術講演梗概集（北論陸）、No．22266、pp.531-532、（2019）．
６ ）
（財）日本住宅・木材技術センター：木造軸組工法住宅

木造の短い軸組斜材を組み込んだ壁体の水平力載荷実験を行った。試験体は軸組斜材を ３ 段組として、柱芯間距離の許容応力度設計、第 ６ 章

910mm と、1，820mm の試験体 ２ 種類を各 １ 体作製し、耐pp. 563-574、（2008）.

試験方法と評価方法、荷性能に柱芯間距離による差異が出ないかを調べた。壁体の壁倍率、初期剛性、変形性能、破壊性状について、得ら附録れた結論を以下に記す。

短期許容せん断耐力の算定 ６ ）短期基準せん断力耐力 P₀は下記の①～④の値に、それ１ ）柱芯間距離を910mm（１P）から1，820mm（２P）にした場合においても、架構の柱頭・柱脚部、中柱、中桟ぞれのばらつき係数を乗じて算定した値のうち最も小さい値とする。

部分での破壊はなく、最終段階まで変形能力を維持し、①降伏耐力 Py耐荷することが出来た。

②終局耐力 Pu ×（0.2/Ds）

２ ）各 試験体とも初期剛性が確保できたため特定変形（１/120rad）時の耐力は高く、それに較べて構造特性③最大荷重 Pmax の２/３
④特定変形時の耐力（柱脚固定式の場合は見かけのせん

係数 Ds を含む終局耐力が低い結果となった。
３ ）壁 倍率は、層間変形角が １ /50rad を超えたあたりの最大荷重後の80％荷重低下時点で評価すると、１P、２P 試験体で各々2．22と2．03となり、同程度で差異のない壁耐力が得られたが、これまでより低めとなった。
中桟部の帯金物の一部破損が壁倍率の大きな低下に繫がることになった。
４ ）最大荷重後の荷重低下の後、再び耐荷力が上昇した。
壁倍率は、層間変形角が１/15rad を超えたあたりまでを評価に入れると１P、２P 試験体で各々3．
01と3．
05になった。
― 71 ―

附図 １完全弾塑性モデル ６ ）岩井哲

期剛性 K と定める。最大荷重後の0．
8Pmax 荷重低下域で断変形角で１/120rad とする。）①～④の値は、附図 １ の完全弾塑性モデルで評価する。の包絡線上の変位を終局変位δu と定める。包絡線と x 軸

これは水平荷重 - 層間変形角曲線の包絡線より作成する。

及び x =δu の直線で囲まれる面積を S とする。第Ⅴ直線と包絡線上に0．
1Pmax と0．
4Pmax を結ぶ第Ⅰ直線を引く。

x =δu の直線と x 軸及び x 軸に平行な直線で囲まれる台形

包絡線上に0．
4Pmax と0．
9Pmax を結ぶ第Ⅱ直線を引く。の面積が S と等しくなるように x 軸に平行な第Ⅵ直線を引包絡線に接するまで第Ⅱ直線を平行移動し、これを第Ⅲ直く。第Ⅴ直線と第Ⅵ直線との交点の荷重を完全弾塑性モデ線とする。第Ⅰ直線と第Ⅲ直線との交点の荷重を降伏耐力ルの終局耐力 Pu と定め、その時の変位を完全弾塑性モデ

Py とする。この点から x 軸に平行に第Ⅳ直線を引く。第Ⅳ

ルの降伏点変位δv とする。塑性率μ=（δu/δv）とする。

直線と包絡線との交点の変位を降伏変位δy とする。原点

構造特性係数 Ds は、塑性率μを用い、Ds= １ /と（δy，Py）を結ぶ直線を第Ｖ直線とし、その勾配を初する。

― 72 ―と