試験・研究

断熱サンドイッチパネルの座屈試験および水平加力試験
Buckling test and horizontal cyclic load test of heat-insulating sandwich panel
大山卓也 *1、江島諒介 *2、木全宏尚 *3、水口一義 *4

1．はじめに断熱サンドイッチパネル（ガリレイパネルクリエイト製、以下パネルと称す）は、図-1 のように樹脂の枠材と金属の表面材を組み合わせて、芯材（ウレタンフォームまたはポリイソシアヌレートフォーム）を注入発泡することで一体成形したものである。発泡剤は HFO（ハイドロフルオロオレフィン）を使用しており、ノンフロン化を

写真-1

ベース設置

写真-2

壁パネル組立実現した環境配慮型の建材であり、ウレタンフォームによって高い断熱性能を発揮する。枠材は凹凸形状になっており、嵌合方式構造により、気密性・防湿性・耐水性に優れる。芯材をポリイソシアヌレートフォームとしたものは不燃材料として個別認定を取得しており、内装制限の規制を受ける一般居室にも使用可能である。

写真-3

壁・天井パネル組立

写真-4

組立完了

パネルの使用用途として、冷凍・冷蔵分野では物流センターからコンビニバックヤード保管庫まで大小様々な規模で使用されている。近年では省エネ志向から一般作業室でも使用され、空調コスト・エネルギー削減に効果
図-1

パネル構成図的である。また、医療・薬品・エレクトロニクス産業分
野では高い清浄度と一定の環境を維持することが求めら

一般的なボード系内装仕上げ材と違い、写真-1～4 のれるため、気密性・断熱性を有するパネルの需要が高ように下地なしで組み立て可能であり、表面材は金属製まっている。食品分野では HACCAP による衛生管理がで塗膜コーティングを施しているため、組み立てればそ義務付けられているため、食品加工工場や給食センターのまま仕上げとして使用できる。また、パネルの表面材といった作業室内の温度管理、ウェット環境、日々の清は薄板であるため切断・穿孔加工が可能である。これら

掃の容易さが求められる施設にもパネルが使用されていのことから工期短縮が図れて経済的である。

る。

*1*2*3*442

OHYAMA Takuya：（一財）日本建築総合試験所 試験研究センター 構造部 構造試験室 専門役
EJIMA Ryosuke：ガリレイパネルクリエイト（株） 設計部 修士（環境科学）
KIMATA Hirohisa：ガリレイパネルクリエイト（株） 開発部 修士（物理科学）
MIZUGUCHI Kazunori ：（一財）日本建築総合試験所 試験研究センター 構造部 構造試験室

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パネルは、下地材無しで壁あるいは天井として用いら

2．1．2

試験方法

れることから、鉛直荷重あるいは水平荷重に対してパネ試験装置を図-3 に示す。載荷方法は、JIS A 1414-2

ル自身が保有する力学的性能を把握する必要がある。し建築用パネルの性能試験方法「5.1 面内圧縮試験」に準たがって、以下に示す 3 種類の試験を行い、その力学的じて行うこととした。試験は、10 MN 構造物圧縮曲げ性能について確認を行った。

試験機を用いて、試験体上部は治具を介してパネルの小1）パネル単体の座屈試験

口が自由に回転できるよう、ピンで支持（以下、ピン支2）パネルの水平加力試験その 1持と称す）し、試験体下部は治具を介してパネルの小口3）パネルの水平加力試験その 2を面で支持（以下、固定支持と称す）して、軸方向に圧なお、パネルの水平加力試験その 1 は、パネル単体の縮力 P を与えて行った。なお、試験体 DF-a-No.3 は試面内せん断特性、その 2 は、本パネルを用いた実仕様の験体上部、下部ともに固定支持とした。圧縮力 P の検出居室を模擬した試験体について XY 方向にそれぞれ加力には試験体下部に設置したロードセルを用いた。

した際の特性を確認する試験である。本報では、その結載荷履歴は、単調載荷とし、加力は荷重が低下するまで行った。

果について報告する。

2．パネル単体の座屈試験
2．1 試験計画
2．1．1

試験体

試験体一覧を表-1 に、試験体の形状寸法を図-2 に示す。試験因子は、表面材の厚さ、側面枠材の有無、パネル厚さおよび芯材種別とし、試験体数は、各種類 3 体ずつの計 15 体とした。なお、表面材厚さ b は、表面材厚さ a の 1.5 倍程度の厚さとした。また、側面枠材は、パネル相互を嵌合させる際に用いられるプラスチック製の枠である。
表-1

試験体一覧

図-3 試験装置

2．2 試験結果
2．2．1

荷重変形関係および破壊状況

荷重－変形関係 を図-4 に、 試験結果一覧 を表-2 に、破壊状況を写真-5 に示す。ここに、図-4 中の P は圧縮力、δv は全体鉛直変形量、δh は試験体中央位置での水平変形量を示す。

LA-a-A では、いずれの試験体も最大荷重 Pmax 到達前に試験体下端部の局部変形が発生した後、全体座屈が進行して Pmax に達した。その後、試験体の中央付近で表面材の局部座屈が発生し、荷重が急落した。
図-2

試験体の形状寸法

LA-a-N-No.1 および No.2 では、Pmax 到達前に試験体
43

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下端部の局部変形が発生した後、全体座屈が進行してPmax に達した。その後、試験体の中央付近で表面材の局DF-b では、いずれの試験体も Pmax に達した後に、試験体上端部の局部変形が発生し、荷重が低下した。

部座屈が発生し、荷重が急落した。LA-a-N-No.3 では、

XA-a では、Pmax 到達前に試験体上下端部の局部変形全体座屈が進行して Pmax に達した後、試験体上端部のが発生した後、全体座屈が進行して Pmax に達した。そ表面材の局部変形が発生し、荷重が急落した。の後、試験体の中央付近で表面材の局部座屈が発生し、DF-a-No.1 および No.2 では、Pmax に達した後に、試験体上端部の表面材の局部変形が発生し、荷重が低下し荷重が急落した。
2．2．2

試験因子の比較た。DF-a-No.3 では、Pmax に達した後に、試験体上下

表-2 に示すように、各試験体の Pmax は、表面材ある端部の表面材の局部変形が発生し、荷重が低下した。

いはパネルが厚い方が、また、枠材無しより枠材有りの方 が 大 き な 値 を 示 し た。 一方、 芯材種別 を ウ レ タ ンフォーム、ポリイソシアヌレートフォームとした試験体の Pmax は、同程度の値となった。
各試験体の破壊状況は、パネル厚さを 44 mm とした試験体では、LA-a-N-No.3 を除き、中央位置での表面材の局部座屈が発生し、荷重が低下した。これに対し、パネル厚さを 100 mm とした試験体では、上端部の表面材の局部変形が発生し、荷重が低下した。
表-2 試験結果一覧

図-4 荷重－変形関係
写真-5 破壊状況
44

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3．パネルの水平加力試験その 13．1 試験計画
3．1．1

試験体

試験体一覧 を表-3 に、 試験体 の 形状寸法 を図-5 に、ベース材の詳細を図-6 に示す。

図-6 ベース材の詳細実施工では壁パネル相互は嵌合し、下部はベース材、上部は天井パネルと直接接合される。そのため、試験体は、壁パネル、天井パネル、ベース材で構成することと3．1．2

試験方法した。壁パネル 1 構面と天井パネルの組み合わせを試験試験装置を図-7 に示す。試験は、試験体下部のベー対象とすると、加力時に偏心の影響が生じるため、壁パス材を鋼製土台にボルトで固定し、加力治具を介して試ネルは 2 構面配置することとした。各構面についてベー験体天井パネル芯位置に水平力 P を与える方法によりス材上部に 3 枚の壁パネルを設置し、2 構面の壁パネル行った。加力には押 500 kN 引 280 kN の油圧ジャッキを天井パネルで連結した。なお、壁パネルとベース材はを用い、荷重の検出には 100 kN ロードセルを用いた。

ドリルねじで、壁パネルと天井パネルはコーチねじ

なお、試験体の構面外の移動を防止するために、振止め（DF-SB は六角ボルト）でそれぞれ留め付けた。試験因装置を配置した。載荷履歴は、以下に示す目標変形角 R子は、壁パネル厚さおよびベース材種別とし、試験体数で正負繰返し載荷を 3 回ずつ行った後、正方向に試験体は各 1 体の計 4 体とした。

を破壊に至らすこととした。
【試験体：LA-RL, LA-SE】± 1 /300, ± 1 /200, ± 1 /150, ± 1 /120, ± 1 /100

表-3

試験体一覧

【試験体：LA-NM】± 1 /300, ± 1 /200, ± 1 /150, ± 1 /120, ± 1 /75【試験体：DF-SB】± 1 /300, ± 1 /200, ± 1 /150, ± 1 /120, ± 1 /60

図-7 試験装置

3．2 試験結果
3．2．1

荷重変形関係および破壊状況

水平力 P －壁パネルの変形角 R 関係を図-8 に、破壊状況を写真-6 に示す。

LA-RL では、載荷初期から壁パネル脚部引張側での壁パネルの浮き上がりが生じ、以降壁パネルの浮き上が
図-5

試験体の形状寸法りが進展し、最大荷重 Pmax に達した。Pmax 以降、壁パネ
45

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ル－ベース材接合位置でのベース材の割れ、コーチねじの壁パネルからの抜け出しが発生し荷重が低下した。
LA-SE では、載荷初期から壁パネル脚部引張側での壁パネルの浮き上がりが生じ、以降壁パネルの浮き上がりが進展し Pmax に達した。Pmax 以降、壁パネル－ベースいずれの試験体も Pmax は、脚部のドリルねじ－ベース材間の耐力で決定した。
3．2．2

荷重変形関係の試験体相互比較

正加力時の水平力 P －パネルの変形角 R 関係の包絡線を図-9 に示す。

材接合位置でのベース材の割れが発生し荷重が低下した。

壁パネル厚さを 100 mm とした DF-SB の Pmax は、壁LA-NM では、載荷初期から壁パネル脚部引張側でのパネル厚さを 44 mm とした LA-SE より大きな値を示し壁パネルの浮き上がりが生じた。その後、ドリルねじにた。

よる壁パネルの支圧変形が発生し Pmax に達した。Pmax 以

また、アルミニウム合金製とした LA-NM の Pmax は、降、ドリルねじの壁パネルからの抜け出し、コーチねじベース材を樹脂製とした LA-SE より大きな値を示した。の壁パネルからの抜け出しが発生し荷重が低下した。

これは、ベース材を樹脂製とした LA-SE では、ベース

DF-SB では、載荷初期から壁パネル脚部引張側での壁材の割れにより荷重が低下したのに対し、アルミニウムパネルの浮き上がりが生じ、以降壁パネルの浮き上がり合金製とした LA-NM では、ベース材が強くなったことが進展し、Pmax に達した。Pmax 以降、壁パネル－ベースで、ドリルねじが壁パネルから抜け出すまで荷重が低下

材接合位置でのベース材の割れが発生し荷重が低下した。

しなかったことに起因すると考えられる。

図-8

写真-646

破壊状況

水平力 P- 壁パネルの変形角 R 関係

図-9 P-R 関係の包絡線（正加力時）

GBRC Vol.47 No.3 2022.7

3．2．3

壁パネル脚部の回転角

正加力時の各壁パネル脚部の回転角θ1～θ3、壁パネルの変形角 R の推移を図-10 に示す。
いずれの試験体も最終変形時まで、壁パネル脚部の回転角は 3 枚とも同程度かつこれらの値はRとほぼ一致した。

4．パネルの水平加力試験その 2
4．1 試験計画
4．1．1

試験体

試験体は、本パネルを用いた実仕様の居室を模擬した形状とした。

すなわち、載荷初期から壁パネルは剛体回転したため、試験体一覧を表-4 に、試験体の形状寸法を図-12, 図

脚部回転角θ1～θ3 と R がほぼ一致したと考えられる。

-13 に、ベース材の詳細を図-14 に、天井補強梁の詳細を図-15 に示す。
試験体は、壁パネル、天井パネル、ベース材等で構成されており、壁パネルとベース材はドリルねじで、壁パネルと天井パネルはコーチねじでそれぞれ留め付けた。
試験因子は、ベース材種別、天井パネル長手の方向、天井補強梁の有無、試験体サイズとし、試験体数は各 1体の計 6 体とした。なお、天井補強梁は、天井パネル相互を連結し、天井面の剛性を高めるための部材である。

表-4 試験体一覧
図-10

3．2．4

正加力時のθ1～θ3, R の推移

各部材間の最大相対ずれ量の推移

試験時には、各部材間の相対ずれ量を各構面 14ヶ所ずつ測定している。正加力時の各部材間の最大相対ずれ量の推移を図-11 に示す。この相対ずれ量を、天井パネ
ル－壁パネル間、壁パネル相互間、壁パネル－ベース材間に分類し、それぞれの相対ずれ量の中の最大値を各部の最大相対ずれ量と定義した。
壁パネル相互間の最大相対ずれ量は、いずれの試験体も壁パネルの変形角 R の増加に伴い、増大した。一方、天井パネル－壁パネル間および壁パネル－ベース材間の最大相対ずれ量は、いずれの試験体も、R の増加に係わらず概ね同程度の値で推移した。

（No.1, No.2, No.5, No.6）
図-12 試験体の形状寸法

図-11

正加力時の各部材間の最大相対ずれ量の推移
47

GBRC Vol.47 No.3 2022.7（No.3, No.4）
図-13

試験体の形状寸法

図-16 試験装置

図-14 ベース材の詳細

図-15 天井補強梁の詳細

4．1．2

写真-7 試験装置

試験方法

試験装置を図-16、写真-7 に示す。試験は、試験体下部のベース材を鋼製土台にボルトで固定し、加力治具を介して試験体天井パネル芯位置に水平力 P を与える方法に よ り 行 っ た。 加力 に は 押 500 kN 引 280 kN の 油圧

4．2 試験結果
4．2．1

荷重変形関係

水平力 P －壁パネルの変形角 R 関係を図-17 に、破壊状況を写真-8 に示す。

ジャッキを 2 台用い、荷重の検出には 100 kN ロードセ

No.1～ No.4 では、載荷初期から壁パネル脚部引張側ルを用いた。なお、試験体の構面外の移動を防止するたでの壁パネルの浮き上がりが生じた。以降、壁パネルのめに、振止め装置を配置した。

浮き上がりが進展し、壁パネル－ベース材接合位置での載荷履歴は、目標変形角 R ＝（1 /300, 1 /200, 1 /150,ベース材の割れが生じ、最大荷重 Pmax に達した。Pmax

1 /120, 1 /100）rad で、各 3 サイクルずつの正負繰返し以降、壁パネル－ベース材接合位置でのベース材の割れ載荷を行った後、正方向に R ＝ 1 /15 rad まで載荷を行が随所で生じ、荷重が低下した。その後、コーチねじのうこととした。

壁パネルからの抜け出しが生じた。

48

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No.5, No.6 では、載荷初期から壁パネル脚部引張側P －R 関係初期剛性および Pmax は、ベース材を樹脂製とでの壁パネルの浮き上がりが生じ、以降壁パネルの浮きした No.1, No.2 に対して、いずれも大きな値を示した。

上がりが進展し、ドリルねじによる壁パネルの支圧変形

また、ベース材を樹脂製、試験体サイズを 2700 mmが確認された。その後、随所で支圧変形が進展し、コー× 2700 mm とし、天井パネルの長手方向を加力直交方チねじの壁パネルからの抜け出し、ドリルねじの壁パネ向とした No.3 は、天井パネルの長手方向を加力平行方向

ルからの抜け出しが生じたが、荷重は上がり続け、最大とした No.4 に対して、初期剛性および Pmax とも上回った。

荷重 Pmax に達した。その後、ドリルねじの壁パネルかこれに対し、試験体サイズを 5400 mm × 3600 mm

らの抜け出しが随所で生じ、荷重が低下した。とした No.1, No.2, No.5, No.6 において、天井パネルいずれの試験体も Pmax は、脚部のドリルねじ－ベーの長手方向を加力直交方向とした No.1, No.5 では、天ス材間の耐力で決定した。

井パネルの長手方向を加力平行方向とした No.2, No.6

4．2．2に 対 し て 初期剛性 が 下回 っ た。 こ れ は、No.2 お よ び

荷重変形関係の試験体相互比較

正加力時の水平力 P －パネルの変形角 R 関係の包絡線を図-18 に示す。

No.6 の方が、No.1 および No.5 よりも加力構面内の壁パネルの枚数およびベース材と壁パネルとのドリルねじベース材をアルミニウム合金製とした No.5, No.6 の

図-17

写真-8 破壊状況の留め付け箇所数が多い点がその要因として考えられる。

水平力 P- 壁パネルの変形角 R 関係

図-18

P-R 関係の包絡線（正加力時）
49

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4．2．3

壁パネル脚部の回転角

正加力時の各壁パネル脚部の回転角θ1～θ3、壁パネルの変形角 R の推移を図-19 に示す。
いずれの試験体も最終変形時まで、壁パネル脚部の回転角は加力側、中央側、非加力側において同程度かつこ
れらの値は R とほぼ一致した。すなわち、載荷初期から壁パネルは剛体回転したため、脚部回転角θ1～θ3 と Rがほぼ一致したと考えられる。

図-20 正加力時の各部材間の最大相対ずれ量の推移

5．まとめ
本報では、パネルを用いた 3 種類の試験を行い、以下の知見が得られた。
（1）パネル単体の座屈試験・最大荷重に到達するまでに、パネル厚さを 44 mm と図-19

正加力時のθ1～θ3, R の推移

した試験体では、全体座屈が進行したが、100 mmとした試験体では、全体座屈は進行しなかった。
・最大荷重は、パネル厚さを 44 mm とした試験体で4．2．4

各部材間の最大相対ずれ量の推移

試験時には、各部材間の相対ずれを各構面で測定している。正加力時の各部材間の最大相対ずれ量の所定時推は、全体座屈進行後の中央付近での表面材の局部座屈、100 mm とした試験体では、上端部の表面材の局部変形により決定した。

移を図-20 に示す。この相対ずれ量を、天井パネル－壁・各試験体の最大荷重は、表面材あるいはパネルが厚パネル間、壁パネル相互間、壁パネル－ベース材間に分い方が、また、枠材無しより枠材有りの方が大きな類し、それぞれの相対ずれ量の中の最大値を各部の最大値を示した。一方、芯材種別をウレタンフォーム、相対ずれ量と定義した。

ポリイソシアヌレートフォームとした試験体の最大壁パネル相互間の最大相対ずれ量は、いずれの試験体も壁パネルの変形角 R の増加に伴い増大した。一方、天井パネル－壁パネル間および壁パネル－ベース材間の最大相対ずれ量は、いずれの試験体も、R の増加に係わらず概ね同程度の値で推移した。

荷重は、同程度の値となった。
（2）パネルの水平加力試験その 1・いずれの試験体も最大荷重は、脚部のドリルねじ－ベース材間の耐力で決定した。
・壁パネル厚さを 100 mm とした DF-SB の最大荷重
は、壁パネル厚さを 44 mm とした LA-SE より大きな値を示した。
・ベース材をアルミニウム合金製とした LA-NM の最50

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大荷重は、ベース材を樹脂製とした LA-SE より大【執筆者】

きな値を示した。これは、ベース材を樹脂製とした

LA-SE では、ベース材の割れにより、荷重が低下したのに対し、アルミニウム合金製とした LA-NM
では、ベース材が強くなったことで、ドリルねじが壁パネルから抜け出すまで、荷重が低下しなかったことに起因すると考えられる。
（3）パネルの水平加力試験その 2*1

大山 卓也*4

水口 一義（OHYAMA Takuya）*2 江島 諒介（EJIMA Ryosuke）*3

木全 宏尚（KIMATA Hirohisa）

・いずれの試験体も最大荷重は、脚部のドリルねじ－ベース材間の耐力で決定した。
・ベース材をアルミニウム合金製とした No.5, No.6の P －R 関係初期剛性および最大荷重は、ベース材を樹脂製とした No.1, No.2 に対して、いずれも大きな値を示した。
・ベ ー ス 材 を 樹脂製、 試験体 サ イ ズ を 2700 mm ×（MIZUGUCHI Kazunori）

2700 mm とし、天井パネルの長手方向を加力直交方向とした No.3 は、天井パネルの長手方向を加力平行方向とした No.4 に対して、初期剛性および最大荷重とも上回った。これに対し、試験体サイズを5400 mm × 3600 mm とした No.1, No.2, No.5, No.6
において、天井パネルの長手方向を加力直交方向とした No.1, No.5 では、天井パネルの長手方向を加力平行方向とした No.2, No.6 に対して初期剛性が下回った。これは、No.2 および No.6 の方が、No.1および No.5 よりも加力構面内の壁パネルの枚数およびベース材と壁パネルとのドリルねじの留め付け箇所数が多い点がその要因として考えられる。
以上より、鉛直荷重あるいは水平荷重に対して、断熱サンドイッチパネル自身が保有する力学的性能を確認することができた。

51