広島工業大学紀要研究編
第 51 巻（2017）33-40

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
岩井哲＊（平成28年11月１日受付）

Horizontal loading tests of wooden framed walls forearthquake-resistant improvement using short diagonal members
Satoshi IWAI
（Received Nov. 1, 2016）

Abstract
This study aims to investigate load-deformation capacity of the walls including with three sets ofcrossed diagonal timber members under earthquake, in order to use earthquake-resistant improvement of the existing wooden houses. Two types of three braced wall specimens installed wooden
frames, totally six specimens, were tested under repeated static loading horizontally, simulated
earthquake load, in relative story-drift from 1/450 rad to 1/10 rad. The diagonal members like braces
bear only compression force and are expected to perform axial ductility. It shows that relatively
high earthquake resistance of the wall magniﬁcation (load carrying capacity), from 2.7 to 4.5, is obtained. The load at the speciﬁc deformation of 1/120rad story-drift in elastic region and the ultimate
load capacity based on the structure properties coefﬁcient Ds are comparable, consequently the wall
gives the good balance in both elastic and plastic regions.
Key Words: Wooden Frame Structure, Wall Amount Multiplier, Static Loading Test, Failure Proper-ty, Earthquake Resistant Improvement

１．研究の背景と目的
201₆ 年４月に発生した熊本地震の建物被害を分析し，耐震基準の妥当性を検討する国土交通省や日本建築学会による専門家委員会は，同年９月に，2000 年に強化された現在の新しい耐震基準であれば，今回の地震でも「倒壊の防止に有効だった」と結論づけた。しかし新築・既存に拘わらず，依然として木造住宅の耐震性強化の課題は大きい。
住宅が損壊することは，地震からの生活再建にとって，厳しい条件となるからである。熊本地震の被災地では数か月経った現在でも，再建の見通しが立たない状況にある。（写真１）

写真１

本研究は，単純な構造で，壁倍率（壁強さ）が ₄.0 から 5.0＊＊＊

広島工業大学工学部建築工学科― 33 ―

熊本県益城町の 2016 年８月の状況

岩井哲

程度の，安定した耐震性能を確保できる施工方法を提案するため，割裂破壊等の原因となる引張力を作用させないで，ること，次に木造家屋の耐震改修に利用し，都市住宅の耐圧縮のみを負担させるものとし，めり込みで粘りを発揮さ震化に貢献できるものを目指す。

せる。また柱材には，ほぞ孔等をあけると断面欠損により，南海トラフを初めとする巨大地震の発生が全国的に懸念曲げ破壊や割裂破壊を引き起こすことに繫がるため，できされている。文部科学省発表（2015 年６月）によると，

る限り加工を施さないことにした。前年度は，四辺形の枠耐震基準を満たしているのは ₉5.₆％で，前年と比べて ₃.1組を構成し，内部に圧縮斜材を挿入したユニット型としポイント増えた。一昨年は 2002 年の調査開始以来，初めた１）が，枠材の側面で木材の繊維直交方向に斜材の圧縮力て９割を超えた形になっている。ところが都道府県別ではを受ける形になるため，これが初期剛性を下げる原因とな

中国・四国は耐震化率が殊に低い。広島，山口，岡山も常り，高い壁倍率が得られない結果となった。そこで横の枠に下位にある。地震の発生頻度が極めて少ないこと，地震材を無くした圧縮斜材挿入型を採用した。これにより初期に関する意識の希薄なことの問題が潜在的に存すると思わ剛性ならびに壁倍率の増大が期待できる。ここでは斜材のれる。特に全国的にも危惧されるのは種々の建物の中で，断面寸法を変えて，より壁倍率を大きくできる形の試験体

木造住宅の耐震化率が更に低いことである。住宅の戸数で，を２シリーズ用意し，耐震性能に与える効果を調査した。

木造はほぼ半数を占める。耐震化率には，1₉₈1 年の建築

２．実験計画―［シリーズ I］２），４）

基準法施行令改正（新耐震設計）以降の建物なら『耐震性あり』とされるが，同設計基準改正からすでに ₃5 年以上

試験体は，図２に示すように斜材を３段組とし，断面がが経過しており，それらの建物も初期のものは老朽化が問₄5 × 105mm，₆0 × 105mm，75 × 105mm の試験体を各１体，題となる年代に入った。

合計３体を用意した。柱と土台は断面を 105 × 105mm，梁研究代表者が行った広島市内の既存木造家屋の耐震診断は断面を 105 × 2₄0mm とした。図３に示すように３段の調査結果と建築年との関係は図１の通りである。ここで縦斜材は挿入するだけで留め付けず，落下を防ぐために，端軸の耐震診断評点は 1.0 以上を満足すれば，大地震におい部を 5.5mm 厚の三角の合板で挟んだ。斜材の交差部にはて「一応倒壊しない」ことを示す。木造家屋は，1₉₉5 年相欠きを設けている。接合金具は，段組間の水平材と柱にの阪神・淡路大震災を踏まえて，2000 年に建築基準法のはかど金物を，上部梁と柱には羽子板金物を，土台と柱に見直しがなされたが，1₉₈1 年から 2000 年の間に建てられはホールダウン金物を用いた。材種は土台を除く全部にスた家屋の耐震性は 1.0 を下回るものがかなり多いことがわギ（無等級材）を用いた。土台は家屋の通常の仕様に従っかる。既存木造家屋の耐震化率向上を目指すことは，特にてヒノキを使用した。載荷は「柱脚固定式の鉛直構面の面中国・四国を対象地域として急務と考える。本研究の成果

内せん断試験」３）に従って，試験体上部の梁に油圧ジャッは，全国的に活用できる意義をもち，これら一般住宅の耐キで繰り返し加力を与えた。載荷装置ならびに試験体の設震化率向上を直接の対象とするものである。

置状況を図４に示す。
柱頭部と柱脚部での水平変位の差による真の層間変形角を±1 / ₄50，1 / ₃00，1 / 200，1 / 150，1 / 100，1 / 75，1 / 50，1/15rad において，同一変形振幅で正負繰り返しを各３回行った。

図１

木造家屋の上部構造評点と建築年の関係（岩井 2009 年）

本研究は，木造の短い軸組材を斜材に用いて，三段組みの筋かいとし，壁体に使用する時の耐震性能を調査し，新築用もしくは既存建物の耐震改修用に使用することを目指

図２ 試験体（斜材断面は左から 45 × 105，60 × 105，75×105mm）したものである。斜材は，架構に接合を施さない形態にす― 34 ―

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（a）斜材・縦枠材を組む（b）組斜材を縦・横の枠材にはめ込む
図３（c）斜材がはずれないよう添え板を （d）組み上がった壁体
両面釘打ちする

ユニット型耐震補強枠組壁試験体の作製

載荷は最大荷重に達した後，最大荷重の ₈0％まで低下す部を支える横枠材を無くしたことにより，斜材の効きを改るか，層間変形角が１/10rad を超えて，油圧ジャッキのス善でき，初期剛性・耐力ともに高くなったと評価できる。

トロークの限度に達するまでとした。

壁倍率は試験体 B₄5-₃FS と B₆0-₃FS は特定変形時の耐力で，B75-₃FS は終局耐力に基づく［Pu ×（0.2/Ds）］で決定される結果となった。B75-₃FS は層間変形角が 1/15rad を超えない段階で柱の破断が発生した。従って終局変形が伸びなかったためである。載荷終了後の各試験体の状況を写真 ２ に 示 す。 試 験 体 ３ 体 の 中 で B₆0-₃FS は 特 定 変 形（1/120rad）時の耐力と終局時に基づく耐力が近く，弾性域と塑性域の耐力が拮抗して得られており，弾性・塑性の構造性能のバランスが良い。図７では，荷重－変形曲線で囲まれる面積から算定した履歴吸収エネルギーを，１サイクル毎の履歴吸収エネルギー量を示す棒グラフと，累積履歴吸収エネルギー量について折線グラフで表す。履歴吸収

図４

水平力載荷装置

エネルギーは，斜材断面が大きくなるにつれて弾性域（1/100rad）でも塑性域（1/50rad）でも増大している。［シリーズⅠ］の各試験体について図８で完全弾塑性近似を，３．実験結果―［シリーズ I］
3.1

図９で累積履歴吸収エネルギー量を比較した。

水平荷重－層間変形角履歴特性と壁倍率評価

各試験体の水平荷重－層間変形角履歴曲線を図５に，最表１

耐力と壁倍率（太字は耐力の最小値を示す）

試験体名

終破壊させた引き側の荷重－変形角曲線より作成した完全降伏耐力 Py kN

弾塑性近似を図６に示す。壁倍率に関わる評価値の一覧を

初期剛性 K kN/rad

表１に示す。試験体名の「B₄5」等は斜材断面の寸法を表558779748

17.83

19.57

19.31

20.36

22.89

21.87

0.561

0.482

0.573

6.35

8.13

6.74

Pmax･2/3

13.58

15.2614.58

短期基準せん断耐力 P0 kN

5.38

8.11

7.20

5.38

8.11

6.74

4.90

7.38

6.13

2.74

4.14

3.42

終局耐力 Pu kN

すものである。試験体 B₄5- ₃FS の壁倍率は 2.7₄，試験体最大荷重 Pmax kN
構造特性係数 Ds

B₆0- ₃FS は ₄.1₄，試験体 B75- ₃FS は ₃.₄2 となった。

終局耐力 Pu･（0.2/Ds）

初期剛性は試験体 B₆0-₃FS が 77₉kN/ rad，B75-₃FS は7₄₈kN/rad とほぼ同じで，前年度の枠組付斜材型に比較し特定変形（1/120rad）時の耐力て高くなった。また図６の完全弾塑性近似で比べると，試験体の終局耐力は斜材断面が大きくなるにつれて向上して短期許容せん断耐力 Pa kN
壁倍率（変動係数 20%）いる。B₄5-₃FS は初期剛性が最も小さく耐力も低い。斜材の交差部には相欠きを設けており，剛性には試験体製作時の加工精度の影響を受けるためと推測される。斜材両端― 35 ―

B45-₃FS B60-₃FS B75-₃FS
10.48
12.2511.91

岩井（a）B45-3FS哲（b）B60-3FS
図５荷重－層間変形角曲線（a）B45-3FS（b）B60-3FS
図６（b）B60-3FS
写真２（c）B75-3FS

載荷終了後の試験体（b）B60-3FS
図７（c）B75-3FS

完全弾塑性近似と降伏耐力及び終局耐力（a）B45-3FS（a）B45-3FS（c）B75-3FS

１サイクル毎の履歴吸収エネルギー量と累積履歴吸収エネルギー量― 36 ―（c）B75-3FS

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

４．まとめ―［シリーズ I］
１）斜材両端部を支持する横枠材を無くした結果，斜材の効きが改善され，初期剛性・耐力ともに高くできた。
２）斜材断面が比較的小さい B₄5-₃FS と B₆0-₃FS は層間変形角 1/10rad 程度まで破壊に至らない大きな変形能力が確保できた。斜材断面が大きい B75-₃FS は水平耐力が大きくなった結果，1/20rad で柱が破断するに至った。
３）シリーズⅠで実施した３試験体の中では，斜材断面が中位の B₆0-₃FS において最も高い壁倍率が得られた。

B₆0-₃FS は特定変形時の耐力と終局時に基づく耐力が近く，弾性域と塑性域の耐力が拮抗してバランスが良いもの
図８となった。

完全弾塑性近似［シリーズⅠ］の比較

５．実験計画―［シリーズ II］５），６）［シリーズ II］の試験体は，［シリーズⅠ］と同じように斜材を３段組とし，斜材断面が 75 × 105mm で，高い壁倍率を期待できる試験体を目指した。
［シリーズⅠ］における，終局時の破壊性状を改善するため，図 1₀，図 11 に示すように次の３点について改良を行った。①筋かいの３段組の間にある水平の中桟は常に引張力を受けるため，鋼の棒材を用いる。柱を貫通させる M1₆ の全ねじボルトを端部ナッ

図９3.2

累積履歴吸収エネルギー量［シリーズⅠ］の比較

破壊性状

試験体 B₄5- ₃FS は，1/10rad を越えて油圧ジャッキの最大ストロークに達しても，破壊にまで至らなかった。試験体 B₆0- ₃FS では，かど金物は 1/15rad を超えた辺りから曲げ変形による亀裂が入り 1/10rad の時に破断した（写真３a）。上部梁と柱を留める羽子板金物は大きな変形を生じたが破断は生じなかった。試験体 B75-₃FS では，1/20radを越えた引き加力時に引張側柱脚部で土台と柱を繋ぐホーB60-3C05

ルダウン金物のボルト部で柱が割裂破壊した（写真３b）。
柱の内部で割れている破壊状況から，内部乾燥の影響が推B75-3C05
B75-3C20
図 10 試験体（斜材断面は左から 60×105，75×105，75×105mm）測される。

（a）B60-3FS（b）B75-3FS
写真３図 11

破壊性状― 37 ―

試験体斜材の留め方詳細岩井哲

ト留めとした。②柱脚のホールダウン金物にはできるだけいる。図 14 では，荷重－変形曲線で囲まれる面積から算高耐力（50kN 用）のものを使用し，ビス留めとした。③定した履歴吸収エネルギーを，１サイクル毎の履歴吸収エ

前回の斜材断面が 75 × 105mm のものは，柱が断裂を起こネルギー量と，累積履歴吸収エネルギー量について表す。

したため，柱材は，無等級であった前回に対して，強度を［シリーズⅡ］並びに［シリーズⅠ］の各試験体について保証するため全試験体で E70 材を指定して製作に用いた。

図 15 で完全弾塑性近似を，図 16 で累積履歴吸収エネルギー柱を強くさせるため，１体は断面寸法を 120 × 120mm に量を比較した。

した。試験体名の「B75-₃C20」は斜材が 75×105mm，柱6.2

材が 120mm 角であることを表す。水平の中桟部で，斜材破壊性状

載荷終了後の各試験体の状況を写真４に示す。シリーズを受けもつ端部は 105 × 105mm の断面材を鉛直方向に用いて，繊維方向で支える形態とした。その他は実験の載荷I からの改良を行った①筋かい３段組の間の中桟の M1₆

ならびに計測方法も含め，基本的に変更を加えていない。

ボルト，②柱脚の高耐力ホールダウン金物，③柱の E70「B₆0-₃C05」は斜材断面が ₆0 × 105mm，柱材が 105mm 角材の使用に関しては，いずれも，その箇所での破壊を引きで，［シリーズⅠ］の「B₆0-₃FS」と同じ部材の組み合わ起こさない結果となり，効果が現れたと言える。
意外な結果となったのは，柱頭部の短ほぞ差し部で水平せに当たるもので，両シリーズの性能比較のために用意し耐力が不足したことである。短ほぞの幅が ₃0mm で小さく，た。

斜材の圧縮力に抵抗していた一本の柱の柱頭部が，せん断６．実験結果―［シリーズ II］6.1破壊して（写真５a），横にずれた。層間変形角で１/50 を

水平荷重－層間変形角履歴特性と壁倍率評価

超えてから１/15rad に至る載荷中で，３kN から７kN 程度，各試験体の水平荷重－層間変形角履歴曲線を図 12 に，瞬間的に荷重の急激な低下が見られた。その後，上部梁と最終破壊させた引き側の荷重－変形角曲線より作成した完柱を留める羽子板金物が柱上端の側面にくい込みながら，全弾塑性近似を図 13 に示す。壁倍率に関わる評価値の一残った柱が一本で水平力を受ける形となり，その柱の中段覧を表２に示す。壁倍率は変動係数 20% として，試験体で曲げ破壊を生じた（写真５b）。短ほぞ差し部で破壊がB₆0-₃C05 が ₄.50，試験体 B75-₃C05 は ₄.₄1，試験体 B75-生じたのはこれが初であったが，シリーズ II の試験体３₃C20 は ₃.₈2 となり，いずれもシリーズⅠの高耐力に相当

体とも破壊状況は基本的には同じ挙動であった。この早期する値が得られた。

破壊が生じなければ壁倍率はさらに上がる可能性もある。

表２７．まとめ―［シリーズ II］

耐力と壁倍率（太字は耐力の最小値を示す）

試験体名B60-3C05 B75-3C05 B75-3C20１）シリーズ II の試験体では，壁倍率はいずれもシリー

降伏耐力 Py kN

20.96

11.41

18.57

K kN/rad終局耐力 Pu kN
最大荷重 Pmax kN
構造特性係数 Ds
終局耐力 Pu ･（0.2/Ds）
Pmax ･2/3

810.94974.08814.00

23.05

16.66

23.49

26.63

20.48

27.49

0.520

0.384

0.526

Ds を含んだ終局耐力が各試験体とも近く，弾性域と塑性8.86

8.69

8.94

域を考慮した耐力が拮抗してバランス良く得られた。

初期剛性

17.76

13.65

18.33

特定変形（1/120rad）時の耐力

9.21

8.937.53

短期基準せん断耐力 P0 kN

8.86

8.69

7.53

短期許容せん断耐力 Pa kN

8.02

7.876.824.504.413.82

壁倍率（変動係数 20%）ズⅠの高耐力に相当する値が得られた。試験体 B₆0-₃C05が ₄.50，試験体 B75-₃C05 は ₄.₄1，試験体 B75-₃C20 は ₃.₈2となった。特定変形（1/120rad）時の耐力と構造特性係数２）シリーズ I から改良を行った①筋かい３段組の間の中桟の M1₆ ボルト，②柱脚の高耐力ホールダウン金物，③柱の E70 材の使用に関しては，いずれも，その箇所での破壊を引き起こさず，効果が現れた。
３）柱頭部の短ほぞ差し部の短ほぞの水平耐力が不足していたため，短ほぞ部がせん断破壊し，引き続きもう一方初期剛性は ₈10kN/rad ～ ₉7₄kN/rad で，シリーズⅠにの柱の中段で曲げ破壊を生じる形となった。

比較して，さらに高くなった。また完全弾塑性近似で比べると，試験体の完全弾塑性モデルの終局耐力 Pu は斜材断８．結論

面の大小とはあまり対応していないが，構造特性係数 Dsを含んだ終局耐力 Pu･（0.2/Ds）は ₈.₆₉ ～ ₈.₉₄ で安定した

１）木造の短い軸組材を斜材に用いて，三段組みの筋か値となっている。特定変形（１/120rad）時の耐力と構造い壁とし，斜材両端部を支持する枠材，ならびに柱材自体特性係数 Ds を含んだ終局耐力が各試験体で近く，弾性域と，柱脚部を改善することにより，初期剛性・耐力ともにと塑性域を考慮した耐力が拮抗してバランス良く得られて高くすることができた。
― 38 ―

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（a）B60-3C05（b）B75-3C05
図 12（a）B60-3C05

荷重－層間変形角曲線（b）B75-3C05
図 13（a）B60-3C05

写真４（c）B75-3C20

載荷終了後の試験体（b）B75-3C05
図 14（c）B75-3C20

完全弾塑性近似と降伏耐力及び終局耐力（b）B75-3C05（a）B60-3C05（c）B75-3C20

１サイクル毎の履歴吸収エネルギー量と累積履歴吸収エネルギー量― 39 ―（c）B75-3C20

岩井哲（a）B60-3C05（b）B75-3C05
写真５

破壊性状

２）特定変形（1/120rad）時の耐力と構造特性係数 Dsを含んだ終局耐力が各試験体とも近く，弾性域と塑性域を（a）［シリーズⅡ］の比較考慮した耐力が拮抗してバランス良く，壁倍率が ₄.0 程度の軸組壁とすることができた。

参考文献
１）坪山宗由，岩井哲，佐藤立美：短い軸組斜材を使用した木造耐震補強枠組壁の性能評価（その２）全角斜材の場合，日本建築学会中国支部研究報告集

第 ₃₆

巻 ,（2012）
２）岩井哲：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，建築学会大会，₉7-₉₈．（201₄）３）（財）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計，（200₈）．

（b）［シリーズⅠ］と［シリーズⅡ］の比較
図 15４）織田秀一・藤井達哉：短い軸組斜材を組み込んだ木造完全弾塑性近似

耐震改修用壁体の水平力載荷実験，広島工業大学卒業
論文，（201₄）．
５）上田将平：木造段組筋かい壁の耐力と変形性能評価，
広島工業大学卒業論文，（2015）．
６）岩井哲：木造段組筋かい壁の耐力と変形性能評価，

日本建築学会中国支部研究報告集

謝第 ₃₈ 巻 ,（2015）．

辞広島県立総合技術研究所林業技術センター

林業研究部の藤田和彦氏には，実験の実施に関して多大なご協力を戴（a）［シリーズⅡ］の比較きました。さらに広島工業大学・元学生の織田秀一君・藤井達哉君・上田将平君・竹原涼平君には，卒業研究課題として取り組んで戴きました。ここに記して深甚の謝意を表します。

（b）［シリーズⅠ］と［シリーズⅡ］の比較
図 16

累積履歴吸収エネルギー量― 40 ―