防災科学技術研究所研究資料
第 321 号

防災科学技術研究所研究資料
第 364 号

平成 17 年度大都市大震災軽減化特別プロジェクト 実大 6 層 RC 建物実験報告書（付録 CD-ROM）
46pp．

新庄における気象と降積雪の観測（2010/11 年冬期） 45pp．2012 年 2 月発行

2008 年 3 月発行

第 365 号

地すべり地形分布図 第 50 集「名寄」16 葉（5 万分の 1）．2012 年 3 月発行

第 322 号

地すべり地形分布図 第 37 集
「福岡・中津」24 葉（5 万分の 1）．2008 年 8 月発行

第 366 号

浅間山高峰火山観測井コア試料の岩相と層序（付録 CD-ROM） 30pp．2012 年 2 月発行

第 323 号

地すべり地形分布図 第 38 集
「長崎・唐津」29 葉（5 万分の 1）．2008 年 9 月発行

第 367 号

防災科学技術研究所による関東・東海地域における水圧破砕井の孔井検層データ

第 324 号

地すべり地形分布図 第 39 集
「鹿児島」
24 葉
（5 万分の 1）．2008 年 11 月発行

第 368 号

台風災害被害データの比較について（1951 年～ 2008 年，都道府県別資料）（付録 CD-ROM）
19pp．2012 年 5 月発行

第 325 号

地すべり地形分布図 第 40 集
「一関・石巻」
19 葉（5 万分の 1）．2009 年 2 月発行

第 369 号

E-Defense を用いた実大 RC 橋脚（C1-5 橋脚）震動破壊実験研究報告書 - 実在の技術基準で設計した RC 橋脚の耐第 326 号

新庄における気象と降積雪の観測 (2007/08 年冬期 )第 327 号

防災科学技術研究所 45 年のあゆみ（付録 DVD）224pp．2009 年 3 月発行

29pp．2012 年 3 月発行

震性に関する震動台実験及びその解析 （付録DVD） 64pp．2012 年 10 月発行

33pp．2008 年 12 月発行
第 370 号

強震動評価のための千葉県・茨城県における浅部・深部地盤統合モデルの検討（付録 CD-ROM)

410pp．2013 年

3 月発行

第 328 号

地すべり地形分布図 第 41 集
「盛岡」
18 葉
（5 万分の 1）．2009 年 3 月発行

第 329 号

地すべり地形分布図 第 42 集
「野辺地・八戸」
24 葉（5 万分の 1）．2009 年 3 月発行

第 330 号

地域リスクとローカルガバナンスに関する調査報告

第 331 号

E-Defense を用いた実大 RC 橋脚（C1-1 橋脚）震動破壊実験研究報告書 -1970 年代に建設された基部曲げ破壊タイ

第 372 号

長岡における積雪観測資料 (34) (2011/12 冬期 )プの RC 橋脚震動台実験（付録DVD） 107pp．2009 年 1 月発行

第 373 号

阿蘇山一の宮および白水火山観測井コア試料の岩相記載（付録 CD-ROM） 48pp．2013 年 2 月発行

Vol. 25（平成 20 年 No. 1）（CD-ROM 版）．2009 年 3 月発行

第 374 号

霧島山万膳および夷守台火山観測井コア試料の岩相記載（付録 CD-ROM） 50pp．2013 年 3 月発行

Vol. 26（平成 20 年 No. 2）（CD-ROM 版）．2009 年 3 月発行

第 375 号

新庄における気象と降積雪の観測（2011/12 年冬期） 49pp．2013 年 2 月発行

第 332 号

強震ネットワーク

強震データ

第 371 号

野島断層における深層掘削調査の概要と岩石物性試験結果（平林・岩屋・甲山）（付録 CD-ROM） 27pp．2012 年
12 月発行53pp．2009 年 3 月発行

31pp．2012 年 11 月発行

第 333 号

強震ネットワーク

第 334 号

平成 17 年度大都市大震災軽減化特別プロジェクトⅡ 地盤基礎実験 - 震動台活用による構造物の耐震性向上研究 -第 376 号

地すべり地形分布図 第 51 集「天塩・枝幸・稚内」20 葉（5 万分の 1）．2013 年 3 月発行（付録 CD-ROM） 62pp．2009 年 10 月発行

第 377 号

地すべり地形分布図 第 52 集「北見・紋別」25 葉（5 万分の 1）．2013 年 3 月発行

地すべり地形分布図 第 43 集
「函館」
14 葉
（5 万分の 1）．2009 年 12 月発行

第 378 号

地すべり地形分布図 第 53 集「帯広」16 葉（5 万分の 1）．2013 年 3 月発行

第 336 号

全国地震動予測地図作成手法の検討（7 分冊＋ CD-ROM 版）．2009 年 11 月発行

第 379 号

東日本大震災を踏まえた地震ハザード評価の改良に向けた検討

第 337 号

強震動評価のための全国深部地盤構造モデル作成手法の検討（付録 DVD）
．2009 年 12 月発行

第 380 号

日本の火山ハザードマップ集

第 338 号

地すべり地形分布図 第 44 集
「室蘭・久遠」21 葉（5 万分の 1）．2010 年 3 月発行

第 381 号

長岡における積雪観測資料 (35)（2012/13 冬期） 30pp．2013 年 11 月発行

第 339 号

地すべり地形分布図 第 45 集「岩内」14 葉（5 万分の 1）．2010 年 3 月発行

第 382 号

地すべり地形分布図 第 54 集「浦河・広尾」18 葉（5 万分の 1）．2014 年 2 月発行

第 340 号

新庄における気象と降積雪の観測 (2008/09 年冬期 ) 33pp．2010 年 3 月発行

第 383 号

地すべり地形分布図 第 55 集「斜里・知床岬」23 葉（5 万分の 1）．2014 年 2 月発行

第 341 号

強震ネットワーク

Vol. 27（平成 21 年 No. 1）（CD-ROM 版）．2010 年 3 月発行

第 384 号

地すべり地形分布図 第 56 集「釧路・根室」16 葉（5 万分の 1）．2014 年 2 月発行

Vol. 28（平成 21 年 No. 2）（CD-ROM 版）．2010 年 3 月発行

第 385 号東京都市圏における水害統計データの整備（付録 DVD） 6pp．2014 年 2 月発行

第 386 号

The AITCC User Guide –An Automatic Algorithm for the Identification and Tracking of Convective Cells–

第 335 号

強震データ

強震データ

第 342 号

強震ネットワーク

第 343 号

阿寺断層系における深層ボーリング調査の概要と岩石物性試験結果（付録 CD-ROM）15pp．2010 年 3 月発行

強震データ349pp．2012 年 12 月発行

第 2 版（付録 DVD） 186pp．2013 年 7 月発行

33pp．

2014 年 3 月発行

第 344 号

地すべり地形分布図 第 46 集「札幌・苫小牧」
19 葉（5 万分の 1）．2010 年 7 月発行

第 345 号

地すべり地形分布図 第 47 集
「夕張岳」
16 葉
（5 万分の 1）．2010 年 8 月発行

第 387 号

新庄における気象と降積雪の観測（2012/13 年冬期） 47pp．2014 年 2 月発行

第 346 号

長岡における積雪観測資料（31）（2006/07 , 2007/08 , 2008/09 冬期）47pp．2010 年 9 月発行

第 388 号

地すべり地形分布図 第 57 集「沖縄県域諸島」25 葉（5 万分の 1）．2014 年 3 月発行

第 347 号

地すべり地形分布図 第 48 集
「羽幌・留萌」17 葉（5 万分の 1）．2010 年 11 月発行

第 389 号

長岡における積雪観測資料 (36)（2013/14 冬期） 22pp．2014 年 12 月発行

第 348 号

平成 18 年度 大都市大震災軽減化特別プロジェクト実大 3 層 RC 建物実験報告書（付録 DVD）68pp．2010 年 8 月発行

第 390 号

新庄における気象と降積雪の観測（2013/14 年冬期） 47pp．2015 年 2 月発行

第 349 号

防災科学技術研究所による深層掘削調査の概要と岩石物性試験結果（足尾・新宮・牛伏寺）（付録 CD-ROM）12pp．
2010 年 8 月発行

第 350 号

アジア防災科学技術情報基盤（DRH-Asia) コンテンツ集

266pp．2010 年 12 月発行

第 351 号

新庄における気象と降積雪の観測（2009/10 年冬期） 31pp．2010 年 12 月発行

第 352 号

平成 18 年度 大都市大震災軽減化特別プロジェクトⅡ 木造建物実験 - 震動台活用による構造物の耐震性向上研究 （付録 CD-ROM）120pp．2011 年 1 月発行

第 353 号

地形・地盤分類および常時微動の H/V スペクトル比を用いた地震動のスペクトル増幅率の推定– 編集委員会 –242pp．

2011 年 1 月発行
第 354 号

地震動予測地図作成ツールの開発（付録 DVD）155pp．2011 年 5 月発行

第 355 号

（委員長）
（委

員）

編集兼 独 立 行 政 法 人

ARTS により計測した浅間山の火口内温度分布（2007 年 4 月から 2010 年 3 月） 28pp．2011 年 1 月発行

森川信之

第 356 号

長岡における積雪観測資料（32）（2009/10 冬期） 29pp．2011 年 2 月発行

安達

佐藤栄児

第 357 号

浅間山鬼押出火山観測井コア試料の岩相と層序（付録 DVD） 32pp．2011 年 2 月発行

三好康夫

第 358 号

強震ネットワーク

強震データ

Vol. 29（平成 22 年 No. 1）（CD-ROM 版）．2011 年 2 月発行

第 359 号

強震ネットワーク

強震データ

Vol. 30（平成 22 年 No. 2）（CD-ROM 版）．2011 年 2 月発行

第 360 号

K-NET・KiK-net 強震データ（1996 － 2010）（DVD 版 6 枚組）．2011 年 3 月発行

第 361 号

統合化地下構造データベースの構築 ＜地下構造データベース構築ワーキンググループ報告書＞ 平成 23 年 3 月

平成 27 年 2 月 20 日 発行

関口渉次

平野洪賓
聖

防災科学技術研究所研究資料 第 391 号

発行者

防災科学技術研究所〒 305-0006

茨城県つくば市天王台3－1
電話 (029)863-7635

http://www.bosai.go.jp/

（事務局）
鈴木比奈子
（編集・校正）樋山信子

印刷所 朝 日 印 刷 株 式 会 社
茨 城 県 つ く ば 市 東 2–11–15

238pp．2011 年 3 月発行
第 362 号

地すべり地形分布図 第 49 集
「旭川」16 葉（5 万分の 1）．2011 年 11 月発行

第 363 号

長岡における積雪観測資料（33）（2010/11 冬期） 29pp．2012 年 2 月発行© National Research Institute for Earth Science and Disaster Prevention 2015
※防災科学技術研究所の刊行物については，ホームページ（http://dil-opac.bosai.go.jp/publication/）をご覧下さい．

表紙写真 ・・・・ 実大体育館を模擬する試験体による天井脱落被害の再現

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験 報告書－大規模空間吊り天井の脱落被害再現実験および耐震吊り天井の耐震余裕度検証実験－佐々木智大＊ 1・青井淳＊ 2・田川浩之＊ 3・梶原浩一＊ 1・荒井智一＊ 4・金井貴浩＊ 5・髙岡昌史＊ 6・

岩下裕樹＊ 7・吉澤睦博＊ 8・壁谷澤寿海＊ 9・清家
太田

勤＊ 13・江口亨＊ 14・伊山剛＊ 10・山田

潤＊ 15・石原哲＊ 11・福山洋＊ 12・

直＊ 12・磯部大吾郎＊ 16

Collapse Mechanism of Wide-area Suspended Ceiling System Based on E-Defense
Full-scale Shake Table Experiments－ Shake Table Experiments on Non-seismic Suspended Ceilingand Seismically Designed Suspended Ceiling －Tomohiro SASAKI*1, Atsushi AOI*2, Hiroyuki TAGAWA*3, Koichi KAJIWARA*1, Tomokazu ARAI*4, Takahiro
KANAI*5, Masashi TAKAOKA*6, Yuki IWASHITA*7, Mutsuhiro YOSHIZAWA*8, Toshimi KABEYAZAWA*9,
Tsuyoshi SEIKE*10, Satoshi YAMADA*11, Hiroshi FUKUYAMA*12, Tsutomu OTA*13, Toru EGUCHI*14,
Jun IYAMA*15, Tadashi ISHIHARA*12, and Daigoro ISOBE*16

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

Abstract
In the 2011 off the Pacific coast of Tohoku earthquake, many suspended ceilings and other suspended equipment
fell down due to the lack of their resistance to earthquakes. To mitigate severe damage to ceiling system caused
by earthquakes, new seismic design code for suspended ceiling system was issued by the Ministry of Land,
Infrastructure, Transportation and Tourism (MLIT). However, the mechanism why and how suspended ceilingsystem falls down by earthquakes has not yet clarified. In order to clarify the collapse mechanism, a series of fullscale shake-table experiments of wide-area ceiling system is conducted. This paper presents the collapse mechanismof wide-area suspended ceiling system based on E-Defense full-scale shake-table experiments.
Key words: Suspended ceiling, Seismic design, Gymnasium, Shake table experiment, E-Defense*1

独立行政法人 防災科学技術研究所 兵庫耐震工学研究センター
株式会社 竹中工務店 技術研究所（前 防災科学技術研究所）*3
武庫川女子大学 建築学科（前 防災科学技術研究所）*4
株式会社 桐井製作所 技術研究所*5
三洋工業株式会社 技術研究所*6
株式会社 オクジュー 開発営業グループ 開発営業室*7
八潮建材工業株式会社 製品開発部*8
株式会社 竹中工務店 技術研究所*9
東京大学 地震研究所*10
東京大学大学院 新領域創成科学研究科 社会文化環境学専攻*11
東京工業大学 建築物理研究センター*12
独立行政法人 建築研究所*13
株式会社 堀江建築工学研究所*14
横浜国立大学 都市イノベーション研究院*15
東京大学 工学系研究院 建築学専攻*16
筑波大学 システム情報系 構造エネルギー工学域*2

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

目

報告書－佐々木ほか次

1. はじめに ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 1
1.1 学校施設における大空間建築物の実験研究の推進の背景 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 1
1.2 過去の脱落被害事例･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 1
1.3 既往の研究 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 4
1.4 文教施設管理者に対するアンケート調査 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 6
1.5 研究計画 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 8
1.6 研究推進体制 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 9
1.7 参考文献 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 9
2. 実験計画 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 13
2.1 実験概要 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 13
2.2 体育館試験体の構造設計 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 13
2.3 未対策天井の設計 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 15
2.3.1 未対策天井の仕様 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 15
2.3.2 各部材同士の緊結強度 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 17
2.4 H26 技術基準に従って設計した天井 (1.1G 耐震天井 ) の設計 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 19
2.4.1 1.1G 耐震天井の設計条件 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 19
2.4.2 1.1G 耐震天井の設計 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 19
2.4.3 斜め部材の設置量 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 23
2.4.4 各部材同士の緊結強度 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 23
2.4.5 まとめ ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 25
2.5 H26 技術基準に従って設計した天井 (2.2G 耐震天井 ) の設計 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 28
2.5.1 2.2G 耐震天井の設計概要 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 28
2.5.2 部材仕様と納まり ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 30
2.5.3 各部材の設計 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 32
2.5.4 まとめ ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 34
2.6 フェイルセーフ機能の設計 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 36
2.7 加振計画 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 39
2.8 計測計画 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 41
2.9 参考文献 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 48
3. 構造躯体の応答 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 49
3.1 試験体の固有周期と減衰定数 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 49
3.2 構造躯体の全体挙動･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 50
3.2.1 全体変形角 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 50
3.2.2 全体変形角－層せん断力の関係･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 52
3.3 各部材の塑性化進行状況 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 57
3.3.1 山形ラーメン架構の曲げモーメント ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 57
3.3.2 柱脚部の塑性化 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 57
3.3.3 壁ブレース材の挙動 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 57
3.3.4 屋根ブレース材の挙動 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 59

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

3.4 屋根面における最大加速度応答 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 61
4. 吊り天井脱落被害の再現････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 66
4.1 未対策天井の損傷状況 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 66
4.1.1 K-NET 仙台波 25% 加振 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 66
4.1.2 K-NET 仙台波 50% 1 回目加振 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 67
4.1.3 K-NET 仙台波 50% 2 回目加振 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 68
4.1.4 接合部の損傷 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 69
4.2 未対策天井の応答 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 72
4.2.1 天井面の応答加速度 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 72
4.2.2 天井面最大加速度の分布とばらつき ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 73
5. 天井脱落防止対策の有効性検証 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 76
5.1 H26 技術基準に従って設計した天井 (1.1G 耐震天井 ) の応答 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 76
5.1.1 天井面の応答および損傷状況 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 76
5.1.2 斜め部材に作用した荷重と設計余裕度 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 78
5.1.3 仕上げ材の脱落 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 82
5.1.4 まとめ ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 83
5.2 H26 技術基準に従って設計した天井 (2.2G 耐震天井 ) の応答 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 84
5.2.1 天井面の応答および損傷状況 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 84
5.2.2 斜め部材に作用した荷重と設計余裕度 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 91
5.2.3 まとめ ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 92
5.3 ワイヤによるフェイルセーフ機能の有効性･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 93
5.3.1 脱落した天井のフェイルセーフによる捕捉状況 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････ 93
5.3.2 展開ロープへの作用力 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 94
5.3.3 実験後の各部材の残存強度 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 95
5.3.4 天井脱落によって生じる被害 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 96
5.3.5 まとめ ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 96
5.4 参考文献 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 96
6. 各天井の脱落被害メカニズムの違い ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 97
6.1 損傷状況に応じた振動特性の変化 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 97
6.1.1 未対策天井 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 97
6.1.2 1.1G 耐震天井 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 97
6.1.3 2.2G 耐震天井 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 98
6.2 各天井の脱落被害メカニズム ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 98
6.2.1 未対策天井の脱落被害メカニズム ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 98
6.2.2 1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井の脱落被害メカニズム ･･･････････････････････････････････････････････････････････････ 99
6.2.3 脱落被害メカニズムの比較 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 102
6.3 各天井の耐震性能の比較 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 102
6.4 まとめ ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 103
6.5 参考文献 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 103

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

7. 吊り天井の安全点検と脱落防止対策における課題 ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 107
7.1 文教施設管理者による安全点検に関するアンケート調査 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････ 107
7.1.1 アンケート調査の概要 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 107
7.1.2 アンケート結果 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 108
7.1.3 まとめ ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 110
7.2 震災後の安全点検におけるポイント ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 111
7.3 H26 技術基準による脱落防止対策を施した天井の施工における課題 ･･････････････････････････････････････････････ 115
7.3.1 調査方法 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 115
7.3.2 吊り天井施工の作業内容と手順･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 115
7.3.3 各仕様による作業の課題と対策･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 118
7.3.4 各吊り天井の作業効率 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 119
7.4 H26 技術基準による脱落防止対策にかかるコスト ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 130
7.5 参考文献 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 131
8. 天井落下現象の再現シミュレーション ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 132
8.1 解析モデル ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 132
8.1.1 部分天井モデル ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 132
8.1.2 体育館仕様天井モデル ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 132
8.1.3 天井付き体育館構造躯体モデル･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 132
8.2 解析条件 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 133
8.2.1 入力地震波 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 133
8.2.2 脱落条件･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 133
8.3 解析結果 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 133
8.4 解析条件の変更および解析モデルの改良 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 134
8.5 結言 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 135
8.6 参考文献 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 135
9. まとめ ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 137< 謝辞 >･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 138< 関連発表論文 > ･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 139
要旨 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 140
添付 A 建物試験体の構造特性 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 141
添付 B 学校施設における大空間建築物の実験研究分科会

委員名簿 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 145

添付 C 学校施設における大空間建築物の実験研究実験検討ワーキンググループ

委員名簿 ･･････････････････････ 146

添付 D カラー図版 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 147

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月【執筆担当】
第1章（独）防災科学技術研究所

佐々木智大

2.1, 2.2, 2.3 （独）防災科学技術研究所

佐々木智大

2.4

三洋工業株式会社

金井貴浩

2.5

（株）桐井製作所

荒井智一

2.6, 2.7, 2.8 （独）防災科学技術研究所

佐々木智大

第2章

第3章
3.1

（独）防災科学技術研究所

3.2, 3.3, 3.4 武庫川女子大学
第4章

佐々木智大
田川浩之（防災科学技術研究所 客員研究員）

八潮建材工業株式会社

岩下裕樹

5.1

三洋工業株式会社

金井貴浩

5.2

（株）桐井製作所

荒井智一

5.3

（独）防災科学技術研究所

佐々木智大（株）竹中工務店

青井淳（前 防災科学技術研究所）

7.1（株）竹中工務店

吉澤睦博（防災科学技術研究所 客員研究員）

7.2（株）オクジュー

髙岡昌史

7.3

（独）防災科学技術研究所

佐々木智大

筑波大学

磯部大吾郎，山本卓也（独）防災科学技術研究所

山下拓三

武庫川女子大学

田川浩之（防災科学技術研究所 客員研究員）

第9章（独）防災科学技術研究所

佐々木智大

添付 A

（株）竹中工務店

増田寛之，吉澤睦博，青井淳，前野敏元

監修（独）防災科学技術研究所

佐々木智大

第5章

第6章
第7章

第8章

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

1. はじめに
1.1

報告書－佐々木ほか状であり，脱落被害メカニズムの解明が急務である．
天井に求められる機能としては，1）天井裏を覆い学校施設における大空間建築物の実験研究の推
進の背景

隠し，景観を良くする意匠性，2）反響音などの吸収

大地震発生時の避難拠点となる学校体育館などのや遮断のほか，音を適切に反射させ空間全体に音を大規模建築物については，避難拠点として災害発生

広げる音響性能，3）建物躯体から伝わる外部の温後も使用可能であり，災害発生後の余震にも耐えう

度を遮断する遮熱性などが主なものとしてあげられる施設であることが求められている．しかし，東日る．建物が求める性能によっては，吊り天井構造以

本大震災では本震に加えて最大震度 6 弱以上の余震

外では代替が効かない場合も多く存在しており，こが多数回発生し，学校体育館などでは柱脚の損傷やれらを対象とした吊り天井の有効な耐震対策技術のブレース材（斜材）が破断するなどの構造部材の被害開発が求められている．

および天井材等の非構造部材や照明等の設備機器のそこで，防災科学技術研究所では，「学校施設に落下被害等により，地震後の避難拠点としての機能

おける大空間建築物の実験研究プロジェクト」を立を満たさない事例が報告されている [1.1]．また，天ち上げた．この実験研究プロジェクトでは，学校施井等脱落等については，学校体育館以外で発生した設の体育館をモデル化した大規模空間を有する試験被害も含めると，約 2,000 件発生したと報告されて体の加振実験を実施し，大規模空間での地震被害のおり，これにより死者 5 名，負傷者 72 名以上の人発生を引き起こす構造体と非構造部材の応答特性を的被害があったとされている [1.2]．このような被害明らかにすることで，被害軽減技術や対策の提案をは人命保護の観点から，あってはならない事象であ行うことを目的としている．

り，最優先で対策されるべき課題であるといえる．

1.2 過去の脱落被害事例

これらの天井脱落被害を受け，国土交通省では建2000 年以前に発生した地震の被害調査では，たび築基準法施行令の改正 [1.3] と関連告示の制定 [1.4]

たび吊り天井等の非構造部材の被害が発生してはいを行い，技術基準 [1.5] が示され，平成 26 年 4 月 1

たものの，特に人的被害が指摘されることもなかっ日より施行されている（以下，この技術基準を H26たこともあり，柱，梁等の主体構造の被害に隠れて技 術 基 準 と す る ）．H26 技 術 基 準 で は，「6 m 超 のいた．そのため，2000 年以前の耐震対策技術の開2高さにある水平投影面積 200 m 超，単位面積質量

発や関係機関からの行政指導，技術基準の整備等も

2

2 kg/m 超の吊り天井で，人が日常利用する場所に

主体構造に主眼を置いて進められてきた．

設置されているもの」を「脱落によって重大な危害を吊り天井を含む非構造部材の被害が注目されるよ生ずる恐れがある天井」（特定天井）とし，これらのうになったのは，1970 年代頃からである．1978 年

天井の脱落防止対策を義務づけることとした．

伊豆大島近海地震では，ガラスの破損，照明器具等

また，文部科学省では，「学校施設における非構の落下，家具の転倒に加え，鉄骨造建物の仕上材が造部材の耐震対策の推進に関する調査研究」におい

主体構造の変形に追従できず，破壊・剥離落下するて「学校施設における天井等落下防止対策のためのものが多く見られた [1.6]．また，いくつかの体育館

手引き」の作成を行っている．平成 25 年 5 月時点で，では大規模な天井の脱落被害が発生しており，深尾

公立小中学校施設のうち，吊り天井を有する屋内運は，これら体育館の天井落下はクリップ折り曲げ部

動場当施設が 6,554 棟（全棟数 34,438 棟の 19 %）あの伸び，爪の破壊，ビスの頭抜けにより発生したこることが判明しており，手引きなどを活用して学校とを指摘するとともに，主体構造の上下方向の振動

体育館などの天井等の総点検・対策を推進している．

が大きかった可能性を示唆している [1.7]．

これらの対策は，地震後の被災調査から推定され1995 年兵庫県南部地震でも，甚大な構造躯体のた破壊メカニズムや各所で実施されている天井要素

被害の影で，多くの非構造部材の被害が確認されての実験の結果等を根拠としている．しかしながら，いる [1.8][1.9][1.10]．兵庫県南部地震では，天井ボー

天井要素のみを取り出した実験では脱落被害の再現

ドの損傷は在来工法天井に多く，脱落はシステム天が難しく，そもそも天井がどう壊れ，どのように脱井に多かったと報告されている．在来工法天井の被落するのかがはいまだ明らかにされていないのが現

害は，a）梁際および壁際における天井の衝突に伴う－1－

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

破損，b）柱形の欠き込み部における天井の変位のが，この地震被害を受け，関係各機関で天井の耐震拘束によるボードの損傷，c）大面積の天井から通路対策研究が進められるようになった．

等の小面積の天井に連続する場所における応力集中

この地震以降，各地で発生した地震により天井等

による天井の破損，落下，d）廻り縁の施されていなの脱落被害が発生している．2003 年十勝沖地震では，

いものや回り縁とのクリアランスが少ないことによ

空港ターミナルビルで天井材が落下した．中本らはり，天井が躯体の挙動に追従できないことによる天段差部分で剛性が急変したために局所的に荷重が作

井ボードの破損，e）天井付属物の外れが挙げられて用したことが落下の原因と推定している [1.12]．

いる．一方，システム天井では，壁，柱際およびブレー

2005 年宮城県沖地震では，大空間を有するスポー

スの取付を要する箇所の天井の破損脱落，T バーのツ等施設において天井落下が報告されている [1.13]．

変形，接合部の外れによるボードの破損落下，照明

この天井は，斜め振れ止めが不足しており，天井周器具，ルーバー，設備プレートなどの設備機器の破囲に設けられた 50 mm のクリアランス以上に天井損落下などが挙げられている．

が振動し，壁などに衝突して落下した．

2001 年に発生した安芸灘を震源とする芸予地震に2011 年に発生した東日本大震災では，広範囲の地

より，広島県や愛媛県では，音楽ホールや体育館な域における多数の建物で脱落被害が発生した．写真

どの天井や内装材が落下する被害が発生した [1.11]．

1.2.1 は東北地方太平洋沖地震とその後に発生した

地震発生時刻が施設利用者の少ない時間帯であった

余震により発生した天井脱落被害である [1.14]．前などの理由により，幸いにして重傷者は出なかった

述したように，東日本大震災では死者を含む人的被（a）水平な天井の被害（a）Damage of Flat Ceiling.

（b）山形架構の屋根面に平行な天井（b）Damage of Slope Ceiling parallel to Gable Roof.

（c）床面に落下した天井（クリップの外れ）（c）Damaged Ceiling Board with Light-weight Metal Frame.

（d）ハンガーの開き（d）Opening of Hangers.

写真 1.2.1 東北地方太平洋沖地震における天井脱落被害 [1.14]
Photo 1.2.1 Damage of Ceiling due to Tohoku Earthquake [1.14].

－2－

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほかは無く，ある日突然落下している．国土交通省では，害があったとされ，甚大な被害であった．
文部科学省によれば，東日本大震災における文教2013 年 7 月に発生した 2 件の被害を受け，建設後施設の被害を分析した結果，体育館・武道場等をに地震を受けた建物に対して天井面のゆがみや垂れ

含む屋内運動場等施設における天井等の震動被害

下がりがないかの点検の実施を促している [1.20]．

は，梁間のスパンが長い建物での被害が多いこと

以上のように，天井の脱落被害が大きな注目を集や，1981 年の新耐震基準に従って施工・耐震補強さめており，天井の脱落防止対策技術の開発が求められた建物であっても多くの被害を受けていること，れている．

RC 架構の上に鉄骨置き屋根を載せた「R タイプ」の学校体育館等の大規模空間を有する施設において構造での被害が多いことを明らかにしている [1.15]-

発生した主体構造の被害についても，ここでまとめ[1.19]．

る．写真 1.2.2 は主体構造の主な被害を示したもの

地震による被害の他に，地震によらずに天井脱落である [1.21]．東北地方太平洋沖地震における主体

した事例も多く報告されている．水泳場の天井落下

構造の被害としては，屋根ブレース，壁ブレースの被害としては，2005 年 11 月に埼玉県内のスポーツ

座屈・破断が報告されている．壁ブレースでは，いクラブの水泳場，2008 年 1 月に豊田市内の水泳場，ずれも全体座屈または接合部周りの座屈から接合部

2013 年 7 月に富士市内の水泳場と横須賀市内の体近傍での破断に至っており，接合部の保有耐力設計

育館での被害が報告されている．いずれも特に前兆が成されていない時代の建物に被害が集中してい（a）壁ブレースの座屈・破断（a）Buckling and Rupture of Vertical Braces.

（b）屋根ブレースの座屈（b）Buckling of Horizontal Braces.

（c）損傷した柱頭支承部（c）Damage at Column-Roof Connection.
写真 1.2.2 東北地方太平洋沖地震における主体構造の被害 [1.21]
Photo 1.2.2 Damage of Structural Members due to Tohoku Earthquake [1.21].

－3－

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

る．一方，屋根ブレース・屋根トラスの被害につい位であれば，天井は変形追従性能があるが，これをては，剛床仮定の成立しない空間構造特有の地震応超えると損傷すること，天井にブレースを設けるこ

答性状が色濃く反映されていると報告されているとで天井の動きが拘束されるものの，天井周辺の壁[1.22]．

とのずれが大きくなり，壁際の落下防止が重要とな

また，RC 架構に鉄骨置き屋根が載せられた構造

ること，パーティションの取り付けにより天井の動では，屋根と加工との接合部である支承部での被害きが拘束されることなどを明らかにしている．

が多く見られた．2 次設計または保有耐力確保のた

以上のように，1970 ～ 80 年代頃の研究により，めの支承部の検定または仕様規定が要求されてこな

ブレースの有効性やブレースで拘束した天井におけかったことも有り，1981 年の新耐震基準で設計さる，周囲の壁際の落下防止対策の重要性が指摘されれた建物でも多く見られる．

てきている．しかしながら，まだ建物の構造的被害

1.3 既往の研究低減のための技術開発に重きを置かれており，天井

天井の振動特性に関する最初期の研究としては，
渡部，寺村による天井下地の振動特性に関する分析などを含む非構造部材の耐震性に関しては二の次となることが多かった．

が挙げられる [1.23]．つり下げる部材の各種接合方

2001 年に発生した安芸灘を震源とする芸予地震の法の違いを適切な境界条件に置き換えて振動方程式

被害を受け，国土交通省では，既往の研究で明らかを解くことにより固有周期を算出し，求められた天とされた有効な耐震対策について，技術的助言 [1.33]

井の固有周期と建物周期との関係について考察をとしてまとめ，各都道府県に発出された．また，西行っている．

山らはより詳細な被害分析を行うとともに，天井1978 年伊豆大島近海地震に代表される，1970 年の振動特性把握のために振動実験を実施した [1.34]

代頃の地震による非構造部材の被害を契機として，[1.35][1.36]．西山らは，鉄骨フレームに天井を設置

非構造部材の地震被害について注目されるようになし，鉄骨フレームに取り付けた動的アクチュエータ

る．これらの被害を受け実施された天井を対象としにより，エルセントロ，八戸，神戸の各地震記録にた実験研究としては，原，中山，相沢および上坂，よる屋根面の応答を入力する加振を行い，天井の固姫木，中本のシステム天井を対象とした振動実験が有周期などの振動特性の把握と実験により明らかに挙げられる [1.24][1.25]．この実験では，鉄骨フレーなった応答倍率に基づくクリアランスの設定法に関

ムにラインタイプのシステム天井を設置し，鉄骨フする考察を行っている．この成果は日本建築セン

レームを振動台に接合し加振を行っている．この実

ターのガイドライン [1.37] に反映されている．

験では，加振振動数と振幅を変化させていきながら，

この芸予地震における被害と，これに対する国土加速度を大きくし，実際に天井が脱落するまで加振交通省からの技術的助言を契機として，天井の耐震している．この実験により，壁周囲の天井板を支え対策に関する研究が各研究機関，メーカーなどで盛る L バーは壁から切り離して設置することや，ブんに行われるようになった．

レースが有効であることを確認するとともに，施工

小林らは，在来工法天井およびシステム天井の一による誤差によって生じる T バー間隔のずれが天井部を取り出した試験体の静的加力実験により，天井板の脱落の有無に大きく影響していることを明らかを構成する鋼製下地材の耐力を定量的に評価し，天にした．

井の耐震性を検討している [1.38]．また，水平力伝

実大建物内に設置された吊り天井を含む非構造部

達のためのブレースの座屈耐力評価による天井の水材の耐震性能について研究した事例としては，広田平耐力式を提案し，それらの有効性についての検証

らの研究が挙げられる．この実験は，梅村らが実施を行っている．

した実大鉄骨造建物の多自由度仮動的実験 [1.26] に元結，佐藤は，ハンガー接合部の要素実験と数値おいて実施された非構造部材の耐震実験の一環で，解析を分析することにより天井の野縁方向の水平剛

広田らは 4 種のシステム天井と 1 種の在来工法天井性の評価法を検討している [1.39]．これによれば，を組み込み，天井の耐震性能の検証を行っている

野縁方向の剛性は，載荷方向によって異なっており，[1.27]-[1.32]．これらによると，1/125 程度の層間変

その傾向は吊りボルトの曲げ変形が小さいときほど－4－大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか顕著であること，その原因はハンガー接合部にあるケイ酸カルシウム板が脱落した場合，捨て張り天井

こと，クリップは野縁受けの変形を完全に拘束できが 2 m 以上の高さから脱落した場合が危険であるておらず，野縁受けの材長を 1.22 倍として評価すことを明らかにしている．ただし，自動車衝突時のる必要があること，野縁受けのねじれ剛性が吊り材

安全性評価に使用されている人体損傷指標によっての水平剛性に与える影響が大きいことを明らかにしは，安全との結果が得られる場合もあり，自動車衝ている．また，水平剛性の評価法を提案するととも突時の安全評価に用いられる指標では評価が難しいに，これの妥当性を天井ユニットの静的加力実験及可能性も指摘しており，さらなる研究が求められて

び自由振動実験により検証し，これが有効であるこいる．

とを示している．
表 1.4.1
文教施設の耐震対策に関するアンケート
Table 1.4.1 Questionnaire about Earthquake ResistantTechnique for Educational Facilities.

天井を構成する各種金具の耐力に関しても様々な検討がある．例えば元結らは，クリップと野縁，野縁受けを組み合わせた状態の載荷実験を行い，ク

学校施設の地震に対する防災・減災対策において，重視される事項について（複数回答，優先順位付き）

リップの鉛直方向，水平方向およびこれらの複合荷重を受けた場合のクリップの脱落挙動を検討してい1）校舎の耐震対策
Q1 2）窓ガラス・電灯・天井などの脱落対策
3）ロッカー等の什器・設備機器類の転倒・衝突対策
4）発災時の避難方法
5）その他る [1.40][1.41][1.42]．これによると，鉛直方向載荷では，背がけのクリップは腹掛けに比較して耐力が大きいこと，野縁受けの板厚がクリップの耐力に影響を受けるが野縁の板厚は影響が小さいことを明ら

地震を想定した防災・減災対策を進める上で関心のある事項（複数回答，優先順位付き）

かにしている．また，水平方向載荷では，クリップ

1）対策コスト
2）工期
Q2
3）管理者・教職員等への防災教育
4）対策の具体的内容や効果
5）対策の必要性に関する根拠
6）その他のかけ方で水平荷重への抵抗メカニズムが異なるた
めに水平方向の剛性や耐力が異なることを明らかにしている．
防災科学技術研究所でも，実大建物試験体の加振実験において，建物試験体内に在来工法天井を施工

耐震対策を優先して進めるべき場所（複数回答，優先順位付き）

して一緒に加振実験を行い，天井脱落を再現している [1.43]-[1.46]．この成果は笠井，元結らが中心とQ3 1）普通教室，2）特別教室，3）体育館，
4）体育館を除く屋内運動場等施設（武道場等），
5）講堂（小ホール），6）職員室，7）廊下，8）その他

なって取りまとめられている．また，実物大のオフィ
ス空間を模擬した加振実験において，システム天井

今後の防災研究に期待すること（複数回答，優先順位付き）

を対象として，天井－建築設備－家具什器の相互干渉を評価した実験も実施されている [1.47]-[1.50]．

Q4 1）建物構造の対策，2）非構造部材の対策，
3）設備機器類の対策，4）避難計画の策定方法
5）被災後の安全確認評価方法，6）その他

日米共同研究による実大免震建物の加振実験による免震構造の有効性検証実験においても，米国仕様「学校施設における天井等落下防止対策のための手引」，「屋内運動場等の天井等落下防止対策事例集」，「学校施設の非構造部材の耐震化ガイドブック」等の学校施設管理者向け資料について（複数回答）のシステム天井を設置し，その性能を検証している[1.51]．この実験では，強い鉛直動が吊り元に作用したために固定されていない天井パネルがフレームQ5から外れ脱落している．
以上は，天井の脱落に至るメカニズムの解明と耐力の評価を目指したものであるが，天井脱落が人体に与える影響について，川口らは自動車衝突時の安全性評価に使用される人体損傷指標を活用し，天井材の落下実験による衝撃荷重から，天井材の危険性評価手法を検討している [1.52]-[1.58]．これによれ
ば，実験の結果から得られた最大衝撃荷重によれば，

1）内容が理解でき，すぐに活用できる
2）内容はわかるが，活用が難しい
3）内容・事例が充実している
4）内容が理解できない
5）追加の情報が欲しい
6）その他

Q6

施設管理者・教職員等が対策を推進する際に，必要とされる事項，資料（自由記述）

Q7

子供たち・地域の皆様に向けた防災教育を実施するに当たり，必要とされる事項，資料（自由記述）－5－

第 391 号

防災科学技術研究所研究資料

1.4 文教施設管理者に対するアンケート調査

2015 年 2 月（1）アンケート調査の概要

東京都内にある区市町村の施設担当者（技術職をアンケート調査に協力頂いた方（以下，参加者と含む）の方々を対象とした『「学校施設の非構造部材いう）は，東京都内にある 62 区市町村のうち，『「学の耐震対策」に係る講習会』が東京都主催で平成 26

校施設の非構造部材の耐震対策」に係る講習会』に参

年 8 月 26 日に開催され，約 150 名の施設担当の方々加された方 125 人である．

が参加した．この講習会は，文教施設の耐震対策に

表 1.4.1 に文教施設の耐震対策に関するアンケー

関する情報提供を行うことにより，今後の各区市町

トの内容を示す．本アンケートは，本章の吊り天井

村における計画の一助となることを目的として開催の脱落被害再現実験と次章の耐震余裕度検証実験のされたものであり，防災科学技術研究所の研究員が結果を含む，文教施設の耐震対策に関する講演を終講師として参加した．この講習会では，耐震対策のえた後で記入いただいた．Q1 ～ Q4 の 4 つの設問でない既存の天井が大地震時に脱落する過程と，それは，複数の項目を優先順位付きで回答してもらってにより引き起こされる被害を紹介するとともに，天いる．

井を含む非構造部材の地震対策のポイントについて（2）アンケート調査結果

講義を行った．この講習会の後に，今後の文教施設

結果の分析に当たり，優先順位付きでの回答を求を対象とした防災研究の参考とするため，参加されめた設問については，順位毎にポイントを決め，そた方々を対象にアンケート調査を行った．本節ではのポイントの合計を求める形で整理した．具体的にこのアンケート結果について報告する．

は，Q1 では，第 1 位の順位を付けた回答には 5 ポ

図 1.4.1
Fig. 1.4.1

Q1 防災・減災対策で重視する事項
Q1 Priority of Disaster Mitigation Technique.

図 1.4.3
Fig. 1.4.3

Q3 耐震対策を進めるべき場所
Q3 Priority of Location.

－6－

図 1.4.2
Fig. 1.4.2

Q2 防災・減災対策において関心のある事項
Q2 Concern about Disaster Mitigation Technique.

図 1.4.4
Fig. 1.4.4

Q4 今後の防災研究において期待すること
Q4 Expectation for Development of Disaster
Mitigation Technique.

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

る結果となった．施設管理者も生徒の生命を守ることを最も重視しており，中には回答用紙に「地震発
生時，生徒のいる場所を最優先．その次に避難経路，
それを満たしたうえで，順次避難所になりえる箇所の耐震化．地震時の生命が一番大事．体育館の耐震化が間に合わず，危険が伴う場合は使用中止にする決断も時に必要．」と追加での記述があったことも興
味深い．
図 1.4.4 は，今後の防災研究において期待するこ
図 1.4.5
Fig. 1.4.5とに関する回答である．非構造部材の地震対策が，Q5 各種手引き等の活用に関する事項
Q5 Serviceability of Manuals for Disaster
Mitigation Technique

今一番求められていることであり，最も強い期待が寄せられていることが改めて明らかになった．
対策がほぼ完了している構造についても，まだ強イント，それ以下の 2 位，3 位，4 位にはそれぞれ 4，

い期待が寄せられており，特にコストについて意識

3，2 ポイントとした．Q2，Q3，Q4 に対しても同様

した対策工法の開発が望まれている．

にしている．ただし，回答の種類の数が設問毎に異図 1.4.5 は「学校施設における天井等落下防止対策なるため，1 位の順位を付けた回答に対するポインのための手引」，「屋内運動場等の天井等落下防止対トは，Q2 で 6，Q3 で 8，Q4 で 6 とし，2 位以下は

策事例集」，「学校施設の非構造部材の耐震化ガイド

1 ずつポイントが小さくなるようにしている．

ブック」等の学校施設管理者向け資料についての回図 1.4.1 は，学校施設の地震に対する防災・減災

答についてまとめたものである．これによれば，こ対策において，重視される事項についての回答をまれらのガイドブックについては，内容の理解は容易

とめたものである．ほとんどの回答者が校舎そのもであるものの，実際の活用が難しいとの回答が多くのの耐震対策が最も重要であると答えているが，こある．具体的な事例，詳細な対策の方法に関する情れとほぼ同じだけ注目されている事項として，窓ガ報がもっと欲しいとの指摘もあり，より実践的な情

ラス・電灯・天井などの脱落対策が挙げられる．非報が求められている．
Q6，Q7 では，施設管理者・教職員等が対策を推

構造部材の脱落防止対策に強い関心が集まっている
ことがわかる．

進する際に必要とされる事項・資料，子供たち・地図 1.4.2 は，防災・減災対策において関心のある域の方々に向けた防災教育を実施するに当たり必要ことについての回答をまとめたものである．対策にとされる事項・資料として，何が必要かを自由記述係るコストが最も関心が強い点については，特筆すとして，記入していただいた．以下のようなものがべき点ではないが，これとほぼ同じく関心の強い事挙げられる．

項として，対策の具体的な内容や効果が上げられる．
それなりのコストをかけることとなる耐震対策が本（施設管理者・教職員向け資料）• 目視で損傷度合がわかるための判断基準となる当に有効なのかという点は工期よりも強い関心がある．

写真など（クラックや錆，ナットのゆるみなど），

図 1.4.3 は耐震対策を進めるべき場所についての技術的な知識が無くても理解できるイラスト

回答をまとめたものである．9 割を超える回答者が• A4 一枚程度で回答に苦にならない程度のチェッ

普通教室と体育館が優先して耐震対策をすべき場所

クリスト• 危険な場所の把握，建物等の使用可否の確認方として挙げており，その優先順位も高く設定している．特別教室については，使用頻度が落ちるため，優先順位が下がるものの，7 割を超える回答者が対法（子供達・地域の方々向け資料）策が必要だと答えている．生徒が授業等で日常的に• 子供たちの被災時の頑張りは全ての大人に勇気過ごすこととなる場所の対策が最も重要視されていを与え，地域のつながりも密となる．子供たち－7－

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

も大人と同じ様に出来ることはある．という誇表 1.5.1
研究計画
Table 1.5.1 Research Plan.

りと自信につながる指導を．
（安全の考え方にも）• 吊り下がったものが，どのように動いて危険か

実験時期を紹介した防災 DVD などを作成し，防災訓練の平成 26 年

純鉄骨造

耐震対策されて補助教材にしてもらうなど．建物の動きをシミュ

1 月 27，28 日

柱：鉄骨造

いない天井

平成 26 年

屋根：鉄骨

H26 技 術 基 準 に

2 月 27，28 日

山形架構

準拠した天井レーションし，落下物がどこまで散ってしまう
かなど，安全に避難する方法を示した CG の資料など．

平成 28 年度

• 防災訓練・体験者の講演会，自衛隊，消防署と（予定）

協力して訓練させる．但し，あまり大きな地域

主体構造

柱：RC 造
屋根：鉄骨
置屋根構造

天井

H26 技 術 基 準 に準拠した天井大地震に対応する
高耐震天井としない！！
• 危機感を持てるような PR 資料• 「釜石の奇跡」のような，自分の命は自分で守る
教育方針• 「正常性バイアス」等を念頭に入れた，生きた防災対策• 具体的な事象での訓練の実施（3）まとめ
本節では，文教施設管理者を対象とした，施設の耐震対策およびこれらを対象とした防災研究に関す

図 1.5.1
Fig. 1.5.1

るアンケートを実施した結果について報告した．文研究スケジュール
Research Schedule.

教施設の耐震対策に関する講習会の参加者からの回答で有り，防災意識の高い方々からの回答であった

表 1.5.2

学校施設における屋内運動場等施設の構造種別
Table 1.5.2 Structural Types of School Gymnasium.

が，現場からの今後の防災研究に期待することについて意見を集めることができた．

構造形式

回答の分析から，非構造部材の脱落防止対策につS タイプ

いて，強い関心があることがわかった．また，現状

純鉄骨造の手引き等の資料は，十分平易で理解できるが，現1981 年～～ 1980 年

56

14.1%

32

14.7%

114

28.6%

105

48.4%

228

57.3%

80

36.9%

RS タイプ

場では活用が難しい点が指摘された．現場では，よ

1 層目：RC 造

り詳細で，具体的な事例が豊富にある資料が望まれ2 層目：鉄骨造ていることが明らかとなった．本報告書では，この屋根 ：鉄骨造R タイプ

結果も踏まえたまとめを行う．
1.5 研究計画

柱：RC 造

屋根：鉄骨造表 1.5.1 および図 1.5.1 に本プロジェクトの研究

合計計画を示す．平成 26 年 1 月に天井脱落被害再現実

398

217

験を，2 月に H26 技術基準に基づく脱落防止対策を施した天井の耐震余裕度検証実験を実施した．本実究センターが実施した学校施設における屋内運動場

験で使用する試験体の詳細は 2 章で述べるが，大規等施設に関する調査報告 [1.59] を整理すると，平均模空間に設置された天井脱落被害の再現を目的とし的な屋内運動場当施設の平面寸法は約 25 m × 30 mて，Ｅ－ディフェンス震動台（15 m × 20 m）を大きであったため，実験を実施する上での制約なども考く超える平面寸法が 18.6 m × 30 m の試験体を設計慮した結果，この寸法に最も近い 18.6 m × 30 m とした．文部科学省・国立教育政策研究所文教施設研いう平面寸法を選択した．この平面寸法は，これま－8－大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

で実施してきたＥ－ディフェンス振動実験の試験体の違いによる天井応答の違いと高耐震天井の有効性の中でも最大の平面寸法を有している．純鉄骨造体についての検討を行う予定である．

育館を最初の実験試験体として選定した理由は，鉄1.6 研究推進体制

骨構造は鉄筋コンクリート構造に比較して繰り返し

防災科学技術研究所では，学校施設における大空実験を行っても特性の変化が小さいことに加え，重間建築物の実験研究を推進するために分科会を組織

量が軽いために張り出した架台梁の振動が相対的にし，国内の有識者による助言を頂いている．分科会

小さく，試験体の応答に及ぼす影響が小さいと考え

では，本実験研究の基本方針，進捗状況や国内外のたことによる．

研究機関との連携，研究成果の利活用・普及，その他研究の推進に関わる事項に関して審議，検討を行試験体には屋根面と同じ勾配を有する吊り天井を2設置する．天井の水平投影面積は約 558 m（= 30 m

う．また，分科会の下部組織として実験検討ワーキ

× 18.6 m），頂部での天井面の高さは約 7.5 m であり，ングを設置し，試験体の設計，計測計画，加振計画

H26 技術基準によれば，この天井は特定天井である．

等の実験実施に当たり検討が必要な事項について議

今回の実験では，実験期間中に天井の張り替えを行論する．

い，2 種類の天井の実験を実施した．1 つは，国土

なお，本実験研究の立案と推進においては，文部交通省による技術的助言等が出された平成 13 年よ科学省地震・防災研究課防災科学技術推進室，施設

りも前の考え方で設計・施工された，地震等の外力

企画課防災推進室と連携を図り，助言，支援をいたによる脱落防止対策が施されていない既存の天井をだくとともに，国土交通省住宅局建築指導課からの模擬した天井（以下，未対策天井とする）であり，主有用な情報と助言をいただいている．

に落下被害メカニズムの解明に主眼を置いている．

1.7 参考文献

もう 1 つは，H26 技術基準の仕様ルートに基づいて[1.1]

山田哲，松本由香，伊山潤，五十子幸樹，吉設計された，脱落防止対策の施された天井（以下，敷祥一，池永昌容，島田侑子，小山毅，見波進，

耐震天井とする）であり，耐震天井の耐震性と耐震

浅田勇人：東北地方太平洋沖地震等で被災し余裕度の検証を行う．

た鉄骨造文教施設の調査 – 調査の概要 –，日一方，平成 28 年度の実験では，鉄筋コンクリー

本建築学会技術報告集，第 18 巻，第 40 号，pp. 935-940，2012．

ト柱の上に鉄骨山形架構を載せた鉄骨置屋根構造の[1.2]

体育館（R タイプ体育館）を模擬した試験体による実国土交通省：「建築物における天井脱落対策

験を計画している．表 1.5.2 は，文部科学省・国立

試 案 」に 関 す る ご 意 見 募 集 に つ い て， 国 土

教育政策研究所文教施設研究センターが実施した学交 通 省 報 道 発 表 資 料，http://www.mlit.go.jp/

校施設における屋内運動場等施設の構造種別についreport/press/house05_hh_000332.html，2012．

ての調査結果 [1.15] のうち，天井が施工されている[1.3]

施設についてまとめた表である．表 1.5.2 が示すと建築基準法施行令の一部を改正する政令，平成 25 年政令第 217 号．

おり，近年は R タイプが多い傾向にあり，他の構造[1.4]

平成 25 年国土交通省告示第 771 号，特定天

形式よりも R タイプ体育館の方が天井被害報告も多井および特定天井の体力上安全な構造方法をい [1.15][1.19]．そのため，平成 25 年度の実験で得定める件．

られた S タイプ体育館の実験データも活用し，張り[1.5]

一般社団法人 建築性能基準推進協会：建築出した梁の振動が試験体に悪影響を与えないよう R

物における天井脱落対策に係る技術基準の解タイプ体育館の設計を行い，構造形式の違いによる説，2013．

屋根面および天井面の応答の違いについても含め，[1.6]

日 本 建 築 学 会：1974 年 伊 豆 半 島 沖 地 震・
1978 年 伊 豆 大 島 近 海 地 震 災 害 調 査 報 告，

検証する予定である．

1980．

また，試験体内部に設置する天井は，H26 技術基[1.7]

準に基づく脱落防止対策が施された天井と，H26 技

深尾精一：1978 年伊豆大島近海地震による術基準で想定されている地震動以上の揺れにも対応

体育館の天井落下について，日本建築学会

する高耐震天井の 2 種類を計画している．構造形式

大会学術講演梗概集（北海道），pp. 541-542，－9－防災科学技術研究所研究資料

1978．

第 391 号

[1.18] 山田哲，江口亨，松本由香，清家剛，伊山潤，[1.8] （株）竹中工務店：「阪神大震災（兵庫県南部地熊谷亮平，島田侑子：東北地方太平洋沖地震震）」調査報告－第 3 報－，1995．

および余震による学校体育館の構造特性と非[1.9] （株）竹中工務店：「阪神大震災（兵庫県南部地

構造部材の震動被害，日本建築学会技術報告震）」調査報告－第 4 報－，1995．

集，Vol. 20，No. 46，p. 981-986，2014．

[1.10] 阪神・淡路大震災調査報告編集委員会：阪神・淡路大震災調査報告2015 年 2 月

建築編－ 5[1.19] 江口亨，清家剛，熊谷亮平，松本由香，伊山

非構造部

潤，山田哲，椛山健二，楠浩一：東北地方太

材料・施工，日本建築学会・地盤工学

平洋沖地震および余震による学校施設の校舎

会・土木学会・日本機械学会・日本地震学会，

における天井の震動被害 , 日本建築学会技術2000．

報 告 集，Vol. 21，No.47，p. 55-59，2015（ 掲材[1.11] 国土交通省国土技術政策総合研究所，独立行

載準備中）．

政法人建築研究所：2001 年 3 月 24 日芸予地

[1.20] 国土交通省：屋内プール等の大規模空間を持

震被害調査報告－体育館など大空間を構成す

つ建築物の吊り天井の脱落対策について（技る建築物の天井落下－，2001．

術的助言），国住指第 1852 号，2013．

[1.12] 中本康，北川則昭，中野雅敏：釧路空港ター[1.21] 国土交通省国土技術政策総合研究所，独立行

その政法人建築研究所：平成 23 年（2011 年）東北

１：天井材落下被害状況，日本建築学会学術

地方太平洋沖地震（東日本大震災）調査研究

講演梗概集（北海道），pp. 883-884，2004．

（速報），国総研資料第 636 号，建築研究資料

ミナルビル天井材落下に関する研究[1.13] 国土交通省：スポパーク松森における天井落下事故調査報告－大空間を有するスポーツ等

第 132 号，2012．
[1.22] 日本建築学会他：東日本大震災合同調査報告

施設の天井落下－，2005．

建築編３[1.14] 一般社団法人建築性能基準推進協会：地震被鉄骨造建築物

シェル・空間構

造，2014．

害を踏まえた非構造部材の基準の整備に資す[1.23] 渡部清治，寺村彰：天井下地の振動解析，日る検討，平成２３年度建築基準整備促進事業，

本建築学会関東支部 第 43 回（47 年度）学術研

国 土 交 通 省，http://www.mlit.go.jp/common/

究発表会，pp. 149-152，1972．

000208403.pdf，2012．

[1.24] 原喬，中山康志，相沢覚：システム天井の耐[1.15] 文部科学省：学校施設における非構造部材の震性の実験的検討，竹中技術研究所報，No.
137，pp. 1-13，1979．

耐震対策の推進に関する調査研究報告書－校舎等における非構造部材の耐震対策の推進に[1.25] 上坂旭，姫木茂之，中本孝徳：システム天井

ついて－，学校施設における非構造部材の耐の耐震解析，松下電工技報，No. 19，pp. 67-

震対策の推進に関する調査研究協力者会議，

75，1979．

2014．

[1.26] 梅村魁，加藤勉，渡部丹：日米共同大型耐[1.16] 山田哲，伊山潤，島田侑子，松本由香，長谷震実験研究（鉄骨造）１

鉄骨造実大６層建物

川隆，清家剛，中野達也，吉敷祥一：東北地の耐震実験（その１．全体計画），日本建築学

方太平洋沖地震および余震による学校体育館

会大会学術講演梗概集（北陸），pp.1173-1174，の構造被害，日本建築学会技術報告集，Vol.

1983．

20，No. 44，p. 133-138，2014．

[1.27] 伊藤弘，西田和生，山内泰之，坂本功，岡田恒：[1.17] 清家剛，江口亨，熊谷亮平，佐藤考一，名取発，

日米共同大型耐震実験研究（鉄骨造）４２

鉄

脇山善夫，井上朝雄，山田哲，島田侑子：東骨造実大６層建物による非構造部材の耐震実

北地方太平洋沖地震および余震による学校施験（その１．実験の概要），日本建築学会大会

設の校舎と体育館の非構造部材の震動被害，

学術講演梗概集（東海），pp.797-798，1985．

日本建築学会技術報告集，Vol. 20，No. 44，[1.28] 西田和生，伊藤弘，山内泰之，坂本功，岡田p.405-410，2014．

恒：日米共同大型耐震実験研究（鉄骨造）４３－ 10 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

pp. 367-372，2002．

鉄骨造実大６層建物による非構造部材の耐震実験（その２．実験結果の概要），日本建築[1.37] 日本建築センター：体育館等の天井の耐震設学会大会学術講演梗概集（東海），pp.799-800，
1985．

報告書－佐々木ほか

計ガイドライン，2005．
[1.38] 小林俊夫，由利隆行，荒井智一：鋼製天井下[1.29] 広田敬治，阿部恵悦，児房良和，伊藤弘，西地を用いた吊り天井の耐震性に関する研究，

田和生，坂本功：日米共同大型耐震実験研究

日本建築学会構造系論文集，第 73 巻，630 号，（鉄骨造）４５

pp. 1295-1302，2008．

鉄骨造実大６層建物による非構造部材の耐震実験（その４．システム天井[1.39] 元結正次郎，佐藤恭章：鋼製下地在来工法天の実験結果），日本建築学会大会学術講演梗

井における野縁方向水平剛性評価法，日本建概集（東海），pp.803-804，1985．

築学会構造系論文集，Vol. 79，No. 703，pp.

[1.30] 児房良和，佐藤宣夫，広田敬治，伊藤弘，西田和生，坂本功：日米共同大型耐震実験研究（鉄骨造）６２

1395-1403，2014．
[1.40] 中本康，元結正次郎，吉川昇，中川祐介：鋼鉄骨造実大６層建物による非製下地従来工法天井におけるクリップの力学

構造部材の耐震実験（その１３．システム天的特性に関する研究

井２），日本建築学会大会学術講演梗概集（北よび目的，日本建築学会大会学術講演梗概集海道），pp.323-324，1986．

（関東），pp. 843-844，2006．

その１：研究の背景お[1.31] 佐藤宣夫，広田敬治，児房良和，伊藤弘，西[1.41] Nguyen Thanh Sang，元結正次郎，中川祐介：

田和生，坂本功：日米共同大型耐震実験研究

鋼製下地従来工法天井におけるクリップの力（鉄骨造）６３

学的特性に関する研究

鉄骨造実大６層建物による非

その２：鉛直荷重を構造部材の耐震実験（その１４．システム天受ける場合，日本建築学会大会学術講演梗概井３），日本建築学会大会学術講演梗概集（北集（関東），pp. 845-846，2006．
[1.42] 中川祐介，元結正次郎：鋼製下地従来工法天海道），pp.325-326，1986．
[1.32] 広田敬治，児房良和，佐藤宣夫，伊藤弘，西井におけるクリップの力学的特性に関する研田和生，坂本功：日米共同大型耐震実験研究

究（鉄骨造）６４

る場合，日本建築学会大会学術講演梗概集（関鉄骨造実大６層建物による非東），pp. 847-848，2006．

構造部材の耐震実験（その１５．システム天井４），日本建築学会大会学術講演梗概集（北その３：水平荷重および複合荷重を受け[1.43] 越川智成，元結正次郎，水谷国男，佐藤恭章，

海道），pp.327-328，1986．

川西拓人，笠井和彦，引野剛：天井およびス[1.33] 国土交通省：芸予地震被害調査報告の送付

プリンクラーに関する大規模振動台実験（Ｅについて（技術的助言），国住指第３５７号，－ディフェンス鋼構造建物実験研究

2001．

７０），日本建築学会大会学術講演梗概集（北[1.34] 西山功，伊藤弘，西田和生，梁一承：在来工陸），pp. 829-830，2010．
[1.44] 清水雄一郎，元結正次郎，笠井和彦，水谷国

法天井およびシステム天井の動的加振実験
その１

その実験結果，日本建築学会大会学術講男，佐藤恭章，川西拓人，引野剛：鋼製下地

演梗概集（北陸），pp. 847-848，2002．

在来工法天井の剛性評価と応答予測に関する[1.35] 梁一承，西山功，伊藤弘，西田和生：在来工検討（Ｅ－ディフェンス鋼構造建物実験研究

法天井およびシステム天井の動的加振実験
その２

その７１），日本建築学会大会学術講演梗
概集（北陸），pp. 831-832，2010．

固有周期算定法の提案，日本建築学会大会学術講演梗概集（北陸），pp. 849-850，[1.45] 川西拓人，元結正次郎，佐藤恭章，水谷国男，2002．

笠井和彦，引野剛：安定状態における天井の[1.36] 西山功，伊藤弘，西田和生，梁一承：芸予地

動的性状に関する検討（Ｅ－ディフェンス鋼

震による体育館天井の落下被害の調査とその構造建物実験研究

対策，日本建築学会技術報告集，第 16 号，

会大会学術講演梗概集（北陸），pp. 833-834，－ 11 －

その７２），日本建築学

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

2010．

2015 年 2 月

築学会大会学術講演梗概集（東北），pp. 1081-[1.46] 佐藤恭章，元結正次郎，川西拓人，水谷国男，1082，2009．

笠井和彦，引野剛：損傷を受けた天井および[1.53] 片山慎一朗，川口健一，内田拓見，荻芳郎，スプリンクラーの動的性状に関する検討（Ｅ

大矢俊治：人体損傷指標を用いた天井材の安－ディフェンス鋼構造建物実験研究

全性評価に関する基礎的研究

その

その２

天井

７３），日本建築学会大会学術講演梗概集（北材落下実験，日本建築学会大会学術講演梗概陸），pp. 835-836，2010．

集（東北），pp. 1083-1084，2009．

[1.47] 吉澤睦博，長江拓也，福山國夫，井上貴仁，[1.54] 内田拓見，川口健一，荻芳郎，大矢俊治：人梶原浩一，斉藤大樹，北村春幸，福和伸夫，

体損傷指標を用いた天井材の安全性評価に

中島正愛：地震時の室内被害による建物機関する基礎的研究

能損失に関する実験的研究（その１）実験概

２，日本建築学会大会学術講演梗概集（北陸），要，日本建築学会大会学術講演梗概集（東海），pp. 881-882，2010．

pp. 1039-1040，2012．

その３

天井材落下実験[1.55] 森大，川口健一，荻芳郎，小澤雄樹，中楚洋[1.48] 小林俊夫，荻原健二，長江拓也，吉澤睦博：介，細見亮太：人体損傷指標を用いた天井材

地震時の室内被害による建物機能損失に関すの安全性評価に関する基礎的研究

る実験的研究（その３）システム天井，日本建

石膏ボード落下実験，日本建築学会大会学術築学会大会学術講演梗概集（東海），pp. 1043-

講演梗概集（北海道），pp. 1003-1004，2013．

1044，2012．

その４[1.56] 細見亮太，川口健一，中楚洋介，森大：人体[1.49] 平山昌宏，吉澤睦博：地震時の室内被害によ損傷指標を用いた天井材の安全性評価に関する建物機能損失に関する実験的研究（その４）る基礎的研究機械設備の応答，日本建築学会大会学術講演

実験の比較，日本建築学会大会学術講演梗概梗概集（東海），pp. 1045-1046，2012．

集（北海道），pp. 1005-1006，2013．

[1.50] 安立直也，吉澤睦博：地震時の室内被害によ[1.57] 中楚洋介，川口健一：人体損傷指標を用いた

その５

既往の人体損傷荷重る建物機能損失に関する実験的研究（その６）

天井材の安全性評価に関する基礎的研究

家具・間仕切壁試験体の応答，日本建築学会の６

大会学術講演梗概集（東海），pp. 1049-1050，の推定，日本建築学会大会学術講演梗概集（北2012．

海道），pp. 1007-1008，2013．

[1.51] S. Soroushian, K.L. Ryan, M. Maragakis,

そ伝達関数に基づく天井材落下衝撃荷重[1.58] 中楚洋介，川口健一：人体損傷指標を用いた

J. Wieser, T. Sasaki, E. Sato, T. Okazaki, L.

天井材の安全性評価に関する基礎的研究

Tedesco, A.E. Zaghi, G. Mosqueda and D.

その７

Alvarez: NEES/E-Defense Tests: Seismic

会大会学術講演梗概集（近畿），pp. 921-922，

Performance of Ceiling / Sprinkler Piping

2014．

最適伝達関数の同定，日本建築学

Nonstructural Systems in Base Isolated and[1.59] 文部科学省：学校施設の屋内運動場等の天井

Fixed Base Building, 15th World Conference on等に関する実態調査結果（速報）について，学

Earthquake Engineering, Paper ID 5101, 2012.

校施設における非構造部材の耐震対策の推進[1.52] 内田拓見，川口健一，片山慎一朗：人体損傷指標を用いた天井材の安全性評価に関する
基礎的研究

その１

人体損傷指標，日本建－ 12 －

に関する調査研究，第 2 回会議資料，資料 2，2012．

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

2. 実験計画

主な仕様を示す．この建物試験体は，小中学校で使用

2.1 実験概要

される鉄骨造体育館を想定して設計した．

1 章で述べたように，平成 25 年度の実験では，鉄建物試験体の平面寸法はＥ－ディフェンス震動台

骨造試験体を用いる．過去の地震被害を分析すると，（15 m × 20 m）を大きく超える 18.6 m × 30 m とした．

鉄筋コンクリート柱に鉄骨の置屋根構造（R タイプ）

1 章で述べたように，この寸法は平均的な屋内運動の体育館の被害が多いことが明らかとなっている．

場等施設の平面寸法を参考にして選択した．東北地

しかし，震動台を大きくはみ出した実大試験体は初方太平洋沖地震における被害の調査分析によれば，の試みであり，はみ出した片持ち部分の振動が実験

天井の全面脱落被害はスパンが 20 m 以上の体育館

結果に与える影響について不明な点も多く，この振で発生しており，スパンが大きいほど被害棟数も多動を抑えることができる基礎梁の設計に関する課題

い結果となっている [2.1]-[2.4]．今回の建物試験体の洗い出しを行うことも目的として，今回の実験では実験施設の大扉（幅 20 m）からの搬入が必要であは，鉄骨造体育館を模擬する試験体とした．今回のり，18.6 m のスパンと全面脱落が多数生じた寸法に実験により得られた知見は平成 28 年度に計画してはわずかに及ばない寸法としたものの，20 m に近いる実験での試験体設計にも反映させる予定であい寸法となっている．
建物試験体の屋根については，既存の体育館で採る．
建物試験体内部には，吊り天井を施工する．今回

用例の多い山形屋根とした．スパンと屋根の高さのの実験では，実験期間中に天井の張り替えを行うこ比であるライズスパン比と東日本大震災における被ととし，2 種類の天井を施工した．1 つは，地震に害との関連を分析した結果によると，ライズスパン

対する対策のない未対策天井，もう 1 つは，H26 技

比が 0.1 から 0.15 の間にある屋内運動場等施設の棟術基準に基づく脱落防止対策が施された耐震天井で数が多く，全面脱落被害も多いことがわかっているある．

[2.1]-[2.4]．そのため，スパンライズ比が 0.15 とな

未対策天井の加振実験では，既存の吊り天井の落下被害のメカニズムの解明に主眼を置いて設計を行るよう，屋根勾配を 10:3 とした．建物試験体の高さは最も高いところで 9.09 m である．

い，壁への衝突などに寄らない，純粋な振動による

表 2.2.1
建物試験体の主な仕様
Table 2.2.1 Design of Gymnasium Specimen.

脱落現象の再現を目指した．
これに対し対策天井の加振実験では，H26 技術基
準における特定天井として設計された吊り天井の耐メカニズムの解明を目的として実験を行った．

質量

震余裕度の検証と，設計想定以上の外力による損傷
2.2 体育館試験体の構造設計
写真 2.2.1 に建物試験体を，表 2.2.1 に建物試験体の

項目
構造，階数
上部建物
屋根錘
全構造部材
合計
最大高さ
平面寸法
設計

使用部材

写真 2.2.1 実大体育館試験体
Photo 2.2.1 Full-scale Gymnasium Specimen.

－ 13 －

仕様
鉄骨造 平屋建て
71 （屋根錘は除く）
t
30 t
230 t
9.090 m30.0 m × 18.6 m（6 スパン× 6 スパン）
許容応力度設計（C0 = 0.2）
地震時保有水平耐力による照査を実施

柱
H400 × 200 × 8 × 13（SS400）（妻面は除く）H250 × 125 × 6 × 9（SS400）
妻面の柱H300 × 150 × 6.5 × 9（SS400）
大梁
H400 × 200 × 8 × 13（SS400）
小梁
H248 × 124 × 5 × 8（SS400）
鉛直
M20，M27（SNR400B）
ブレース
T.B. 付き（パイプ式）
水平
M16（SNR400B）
ブレース
T.B. 付き（パイプ式）

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

表 2.2.2
構造部材の機械的性質
Table 2.2.2 Material Properties of Structural Members.
部位（鋼種）

降伏点
引張強さ（N/mm2） （N/mm2）

表 2.2.3
地震時保有水平耐力の照査
Table 2.2.3 Ductility Design of Specimen.

伸び（%）

柱（SS400）

299

443

33

大梁（SS400）

330

444

31

M27

313

482

31

ブレース材
M20
（SNR400B）
M16

314

480

27

291

446

24

2015 年 2 月

方向

保有
耐力
Qu

Qu/Qun

階

Ds 値

1

0.45

835 kN376 kN631 kN

1.68

2

0.45

1014 kN

456 kN776 kN

1.68

1

0.40

835 kN334 kN809 kN

2.42

2

0.40

1014 kN

406 kN983 kN

2.42

桁行
梁間

構造設計では，標準層せん断力係数 C0 = 0.2 に対し

必要
保有
耐力
Qun

基準
保有
耐力
Qud

参照した機械的性質を表 2.2.2 に示す．

て許容応力度設計を行った．妻面以外の柱および大梁

許容応力度法による 1 次設計の後に，地震時保有

は H400 × 200 × 8 × 13，小梁は H248 × 124 × 5 ×

水平耐力に基づく地震時安全性の照査を実施した．

8，妻面の柱は H250 × 125 × 6 × 9，H300 × 150 × 6.5

表 2.2.3 にその結果を示すが，地震時保有水平耐力

× 9 である．これらに使用する鋼材種は SS400 材としは，梁間方向には必要耐力の 2.42 倍，桁行方向にた．また，垂直ブレースは，妻面は径 20 mm，それ以は 1.68 倍あり，十分な耐力があることがわかる．

外は径 27 mm のターンバックルブレースを，屋根面のこの建物試験体の内部に後述する吊り天井を設置

水平ブレースは径 16 mm のターンバックルブレースとして加振実験を実施した．吊り天井の動きが外部かした．これらの鋼材種は SNR400B である．一般的にら確認しやすいよう，屋根，外壁材は省略した．た

体育館の設計では，柱および梁の断面寸法は，長期だし，屋根材の質量の分については，振動特性に与荷重で決まることが多く，本試験体も同様である．

える影響が大きいことから，これと等価な質量を持

基礎梁については，震動台から張り出した部分の振つ鋼板（1 m × 1 m × 64 mm）を大梁の上に 60 枚（以動を抑えられるだけの十分な大きさの梁として，H900

下，これを屋根錘とする）設置し，建物試験体の応× 300 × 16 × 28（一部テーパー部有り）を使用した．

答が実際の体育館の挙動を再現できるよう調整してまた，弱軸およびねじれによる振動を抑えられるよういる．
建物試験体の質量については，上部建物は 71 t，

十分な量の補剛材を設け，弱軸およびねじれの剛性を

屋根錘は 30 t であり，建物試験体の全質量は 230 t で高めている．
主要な構造部材のミルシートおよび材料試験結果をある．

－ 14 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

2.3 未対策天井の設計

報告書－佐々木ほか

表 2.3.1
未対策天井の仕様
Table 2.3.1 Design of Non-seismic Ceiling.

本節では，実大体育館試験体の内部に設置する天項目

仕様

設計水平震度なし

水平投影面積19.0 × 30.0 m（570 m2）

見付面積625 m2

表 2.3.1 は未対策天井の仕様である．また，写真

天井単位
面積質量

13.1 kg/m2

2.3.1，図 2.3.1 に建物試験体内に施工した未対策天天井重量80.3 kN

井を示す．未対策天井は，前述したように過去の地

クリアランス

なし

震被害で観測された脱落被害の再現によりその被害

吊り長さ1,500 mmメカニズム解明することを目的として設計する．勾吊り間隔1147 × 1,000 mm

配は屋根勾配と同じとする．既存の天井では，棟直吊りボルト

W3/8 吊りボルト

下の天井面を水平にしたり，屋根勾配よりも緩やか

ハンガー

フリーハンガー（JIS 規格相当品）

シングル野縁JIS19 形 @364 mm

井のうち，地震に対する対策のない既存の天井を模擬した天井（以下，未対策天井とする）の設計について述べる．
2.3.1 未対策天井の仕様な勾配を持つ勾配天井にしたりするケースも多い
が，あえて同じ勾配とした．これは，H26 技術基準

ダブル野縁

JIS19 形 @1,820 mmの仕様ルートでは，吊り長さは一定にすることが求野縁受け

JIS19 形 @1,000 mm

められ，後述する H26 技術基準に基づく脱落防止対クリップ

JIS19 形用ワンタッチクリップ策が施された天井試験体もこれに従って設計するこ

斜め部材

なし

仕上げ材

せっこうボード 9.5 mm + ロックウー
ル吸音板 9 mm
ボードビスφ 3.5 mm 中央部：
@200 mm（周辺部：@150 mm）とから，メカニズムの違いなどの比較検討が容易になるよう，同じ勾配とした．
仕上げ材は 9.5 mm 厚せっこうボードと 9 mm 厚
ロックウール吸音板を組み合わせとする．天井の水
平投影面積は 570 m2，見付面積は 625 m2 である．
2

敷き詰めて天井を仕上げた．柱の周辺については，

また，天井単位面積質量は 13.1 kg/m であり，見付

柱の面に沿って長方形に仕上げ材を切り取って仕上

面積と天井単位面積質量から，天井重量を求めるとげた．

80.3 kN となる．

使用する下地材は，斜め部材やクリアランスがな

天井周囲にはクリアランスはなく，建物試験体側

い，既存の施設で一般的に使用されてきた天井と同面に取り付けられた梁 H200 × 200 × 8 × 12 が内壁様に，JIS 規格 19 形天井下地材とした．写真 2.3.2であると見なし，これに対して仕上げ材を隙間無くは使用した下地材である．

吊りボルト

ダブル
野縁
ダブル
クリップ

ハンガー

野縁受け
シングル野縁シングルクリップ（a）建物試験体内部に設置した天井（a）Ceiling Constructed in Gymnasium Specimen.
写真 2.3.1 未対策天井
Photo 2.3.1 Non-seismic Ceiling.

－ 15 －（b）天井試験体の模型（b）Model of Specimen.

防災科学技術研究所研究資料

2015 年 2 月;;"OOOO

OO;

第 391 号;ȀȖȫ᣼ጂ࢟"OO
Ƿȳǰȫ᣼ጂ࢟"OO᣼ጂӖƚ࢟"OO

ǯȪǢȩȳǹ໯Ơ

OOƤƬƜƏȜȸȉOOȭȃǯǦȸȫԈ᪦ெ（a）断面図（a）Cross Section.

6@5000
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6@3100;;;

7@1146;

5@1820;ྞ䜚䝪䝹䝖఩⨨㗰〇ୗᆅ䛫䛳䛣䛖䝪䞊䝗

䝻䝑䜽䜴䞊䝹྾㡢ᯈ（b）平面図（b）Plan View.
図 2.3.1
Fig. 2.3.1

未対策天井
Non-seismic Ceiling.

野縁と野縁受けを接合するクリップは，板厚，材

× 20）とし，これに吊りボルト用の穴を空けたアン

質が JIS 規格に従っており，施工が容易なワンタッ

グル材を工場溶接にて接合し，W3/8 吊りボルトでチクリップとした．クリップは背掛けと腹掛けを交天井を吊り下げる構造とした（図 2.3.2 参照）．吊り

互に並べるようにして取り付けた．

元の仕様としては既存の天井では，専用の金具でハンガーは板厚および材質が JIS 規格と同等であ引っかける構造であったりするなど簡易な構造としり，かつ勾配天井用に加工されたフリーハンガーとていることが多いが，本試験体ではこれらより頑丈した．

な構造となる．これは屋根を省略したことにより，天井の吊り元となる母屋材は C 形鋼（C-100 × 50

吊り元の挙動の再現性に難があることから，この部－ 16 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか（a）野縁受けとフリーハンガー（JIS 規格相当品）（a）Ceiling Joist Receiver and Ceiling Hunger (JIS Equivalent).

（b）ダブル野縁とダブルクリップ（JIS 規格品）
（b）Wide Ceiling Joist and Wide Ceiling Joist Clip
(JIS Conformed).

（c）シングル野縁とシングルクリップ（JIS 規格）（c）Narrow Ceiling Joist and Narrow Ceiling Joist Clip
(JIS Conformed).

写真 2.3.2 未対策天井に使用した部材
Photo 2.3.2 Members of Non-seismic Ceiling.
母 屋 材 ( C - 1 0 0 x 50 x 2 0 )例と考えたものである．吊りボルト間隔は，梁間方向は 1,147 mm（屋根勾配沿いに 1,200 mm），桁行方
向は 1,000 mm とした．
2.3.2 各部材同士の緊結強度
図 2.3.3 に未対策天井に使用した接合金物の強度

W3 / 8 吊 り ボ ル ト

試験結果を示す．前述したように，未対策天井はク
リアランスがなく，水平方向の慣性力については，壁で抵抗する機構となる．この場合の天井の耐力評
図 2.3.2
Fig. 2.3.2

吊り元Connection of Hanging Bolts.

価法については，検討が始まっているところではあるが，不明なところも多い．ここでは，鉛直方向の分での損傷を避けるようにしたためである．吊り長耐力について，検証を行う．

さは 1.5 m とし，小中学校の体育館で設置される天図 2.3.3 によれば，ハンガーの最大荷重は 2,797 N

井の中でも長い吊り長さを採用した．技術基準の仕であり，許容耐力は 930 N となっている．一方，ハ様ルートでは 3 m の吊り長さまでが適用範囲となっ

ンガー 1 本が支える天井重量は，ハンガー 1 本当たているが，斜め部材の設置の難易度なども考慮したりの負担面積から求めると 147.2 N である．ハンガー場合，1.5 m 程度の吊り長さが施工可能な最も長いは十分な耐力があり，損傷しないとみられる．

－ 17 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

シングルクリップの腹掛けの場合の最大荷重は

なお，野縁受けに作用する曲げ荷重について検討

338 N であり，許容耐力は 110 N となっている．一方，すると，野縁受けの座屈許容応力度は，吊りボルト

クリップ 1 つ当たりの負担面積からすると，1 つの間隔 1,146 mm の場合，29.4 N/mm2 であるのに対し，シングルクリップが負担している天井重量は 46.8 N

自重により生じる曲げ応力は 25.4 N/mm2 と，ほとである．よって，天井面に垂直な方向の加速度が 1.4

んど余力が無い．野縁受けが変形すると，ハンガーG に達するとクリップの負担している荷重が許容荷やクリップへの耐力にも影響を与えることから，未重を，6.2 G に達すると最大耐力を超えることにな

対策天井は，野縁受けが変形した後，ハンガーやクる．

リップが破損するメカニズムが考えられる．

3000

No. 1
No. 2
No. 3

2500
CC-19

Force (N)

2000

加力方向

1500
1000
500
0
0

ハンガー

（a）試験状況

Allowable Strength 930N
510Displacement (mm)（b）試験結果

15

CS-19クリップ

CC-19

Force (N)

加力方向

CS-19

800
No. 1
700
No. 2
600
No. 3
500
400
300
200 Allowable Strength 220N
100
0
0
5
10
15
Displacement (mm)Force (N)（1）フリーハンガー（JIS）（1）Free Hanger (JIS).
800
700
600
500
400
300
200
100
0
0

No. 1
No. 2
No. 3

Allowable Strength 110N
5
10Displacement (mm)（b）背掛け（2）シングルクリップ（JIS）（2）Narrow Clip (JIS).
1000

Force (N)CW-19クリップ

1000

No. 1
No. 2
No. 3

800
加力方向

（c）腹掛け

600
400
200

No. 1
No. 2
No. 3

800
Force (N)（a）試験状況

15

Allowable Strength 260N

600
400
200

Allowable Strength 260N

CC-19

0
0

CW-19

5
10
Displacement (mm)

15

0
0

5
10
Displacement (mm)（b）背掛け（3）ダブルクリップ（JIS）（3）Wide Clip (JIS).

（a）試験状況

図 2.3.3
Fig. 2.3.3

接合部の引張試験結果
Tensile Test of Metal Parts for Connection of Ceiling.

－ 18 －（c）腹掛け15

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

2.4 H26 技術基準に従って設計した天井（1.1G 耐震

表 2.4.1
天井単位面積質量
Table 2.4.1 Unit Mass of Ceiling.

天井）の設計項

本節では，建物試験体の内部に設置する天井のう
ち，H26 技術基準に基づく脱落防止対策が施された
2 種類の天井の 1 つについて述べる．
2.4.1

報告書－佐々木ほか

目

質量

せっこうボード

6.2 kg/m2

ロックウール吸音板

4.5 kg/m2

下1.1G 耐震天井の設計条件

地

3.1 kg/m2

材

設計する天井は，建物試験体内部の半面に設置する．この天井の設計に当たり，設計水平震度は 1.1とした．以下，この天井を 1.1 G 耐震天井とする．
この 1 前後の設計水平震度は，これまでの天井の地
震対策において検討に用いられてきた地震力であり，今後の設計においても検討対象となる可能性は高い．また，H26 技術基準では設計水平震度は最大値 2.2 と定められており，これの 1/2 となるものである．なお，H26 技術基準によれば 2 階建物 1 階部（a）Ｙ４通り断面図（a）Cross Section at Y4.

分の設計水平震度は 0.98 と今回の地震力に近い値
である．

（b）Ｙ７通り断面図（b）Cross Section at Y7.

X4

1.1 G 耐震天井の設計では，H26 技術基準の仕様
60 ( ｸ ﾘ ｱ ﾗ ﾝ ｽ )計では，簡易な設計手順が用いられることが想定される．そのため，仕様ルートに基づいた設計が妥当であると判断した．
H26 技術基準の仕様ルートでは，天井の吊り長400

ルートに従う．実際の体育館に用いられる天井の設

耐風 圧 ク リッ プ
ビス 付 耐 震ハ ン ガ ー

Y7

野 縁 受 け (JI S19 型 )@1 00 0

ダ ブ ル 野 縁 @ 910(JI S19 型 )さが一様である条件にのみ適用できる．このため，
1.1 G 耐震天井の吊り長さが一定となるよう，屋根シ ン グ ル 野 縁 @3 03(JI S19 型 )耐震 ク リ ップの勾配と同じ傾きを有する勾配天井とした．
仕上げ材は，未対策天井と同様に，9.5 mm 厚の（c）柱周りの取合い（X4,Y7）（c）Around Column at X4Y7.

せっこうボードと 9 mm 厚のロックウール吸音板との組み合せとする．天井単位面積質量は，表 2.4.1に示す通り天井下地材等の質量も含め，13.8 kg/m

図 2.4.1
Fig. 2.4.1

2である．なお，天井下地等の質量は，野縁，野縁受

1.1G 耐震天井のクリアランス
Clearance of Seismically Designed Ceilingwith Seismic Coefficient of 1.1.

け，クリップの質量であり，吊りボルト，ハンガー，
斜め部材は含まれていない．なお，設計では，H26

2.4.2

1.1G 耐震天井の設計

技術基準の解説にある設計例を参考に，安全側の設

図 2.4.2 に 1.1G 耐震天井を示す．表 2.4.2 は 1.1G

定とするために小数点以下を切り上げ，単位面積質

耐震天井の仕様である． 1.1G 耐震天井の天井単位

22

面積質量は 6 kg/m2 を超えている．そのため，H26

以下であり，H26 技術基準の仕様ルートの適用範囲

技術基準に従い，吊りボルトが 1 本 /m2 以上となるである．

よう，吊りボルトの設置間隔を梁間方向 860 mm ×量を 14 kg/m とした．天井単位面積質量は 20 kg/m

なお，天井周囲のクリアランスは，図 2.4.1 に示

桁行方向 1,000 mm とした．単位面積当たりで計算すように，柱周辺，フェイルセーフ機能の吊り材（2.6すると，1.16 本 /m2 である．未対策天井と同様，1.1G

参照）周りで少なくとも 60 mm が確保出来るように

耐震天井の吊り元は母屋材 C-100 × 50 × 20 とし，した．

工場溶接で固定された L アングル材にナットで吊りボルトを締め付けて固定した．

－ 19 －

第 391 号

防災科学技術研究所研究資料

2015 年 2 月

軒先側
Y7

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3100

□

■

■

■

●

><

□

×

○
■

■

■

●
■

□

><

3100

□

○
■

■

□
○

□

><

□

□
○

●
□

×

×

□
○
□

×

Y4

頂部側
5000

5000

X1

X2

5000

5000

X3

5000

X4

5000

X5

X6

X7

（a）平面図（a）Plan View.

103
斜W3/8 吊 り ボ ル ト

め部

斜め部 材上 部固 定金具材Lb

吊 り 長 さ =1 500

長

斜 め 部 材 [ -40× 20× t1.6
=1
84
0

耐風
クリ 圧
ップ

耐震

クリ

900

母 屋 材 C-10 0× 5 0× 20 @900
斜 め 部 材 受 け H- 100× 100× 6× 8

ップ

860
耐風
クリ 圧
ップ

耐震

クリ

シ ン グ ル 野 縁 J IS19形 @303

ップ
耐風
クリ 圧
ップ

ダ ブ ル 野 縁 JIS 19形 @ 910

耐震

石 こ う ボ ー ド t 9.5＋ ロ ッ ク ウ ー ル 吸 音 板 t9

3100
Y4

3100

クリ

ップ

耐風
クリ 圧
ップ

3100

Y5

Y6

Y7

（b）断面図（b）Cross Section.
図 2.4.2
Fig. 2.4.2

1.1G 耐震天井
Seismically Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1.
斜め部材上部取付金具

斜め部材
野縁
野縁受け

耐震クリップ（a）建物試験体内部に設置した天井（a）Ceiling Constructed in Gymnasium Specimen.

耐震フリーハンガー（b）天井試験体の模型（b）Model of Specimen.

写真 2.4.1 1.1G 耐震天井
Photo 2.4.1 Seismically Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1.

－ 20 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

表 2.4.2
1.1G 耐震天井の仕様
Table 2.4.2 Design of Seismically Ceiling with Seismic
Coefficient of 1.1.
項目

仕様

設計水平震度

1.1

40
70
47

2

水平投影面積9.0 × 29.7 m（251 m ）

見付面積

279m2

天井単位面積質量213.8 kg/m（設計では14 kg/m2）

天井重量38.4 kN

クリアランス

60 mm 以上

吊り長さ1,500 mm

吊り間隔

860 × 1,000 mm

吊りボルト

W3/8 吊りボルト

ハンガー

耐震フリーハンガー

シングル野縁JIS19 形 @303 mm

ダブル野縁

JIS19 形 @910 mm

野縁受け

JIS19 形 @1,000 mm

クリップ

耐風圧クリップ
耐震クリップ（斜め部材設置箇所周辺のみ）

斜め部材[-40 × 20 × 1.6
梁間方向，桁行方向ともに 27 組

仕上げ材

せっこうボード 9.5 mm + ロック
ウール吸音板 9 mm
ボードビスφ 3.5 mm 中央部：
@200mm（周辺部：@150mm）

11 3. 590（a）斜め部材上部取付金具（a）Connection Metal Part at
Brace Top.

（b）耐震フリーハンガー（b）Aseismic Free Hanger.

50 (2 5)50 (2 5)
45 .5
36
54 .5
59

（c）耐震クリップ（c）Aseismic Clip.

野縁，野縁受けは JIS 19 形を使用し，斜め部材に（d）耐風圧クリップ（d）Windproof Clip.

8

ついても H26 技術基準に示される材料（[ － 40 × 20

35

× t1.6）を使用することで，汎用性の高い部材構成

12 0に配慮している．各部材は図 2.4.3 に示す金具で接合した．接合した状態は写真 2.4.2 に示す．ハンガー

85には，勾配天井に対応した，耐震フリーハンガーを17 .5使用した．クリップについても，H26 技術基準の解説にある試験を実施し，その性能が明らかとなっている耐風圧クリップと耐震クリップを使用した．
脱落防止対策のない天井では，地震時にハンガー

48 .5 (2 3. 5)（e）野縁受けジョイント（e）Ceiling Joist Receiver
Joint.

やクリップの「開き」に起因する天井の脱落が発生しやすく，脱落防止対策はこれらの強度が重要となる．
2 種類のクリップの使い分けは，斜め部材設置箇
所周囲の大きい水平力が作用する部分には耐震ク
リップを，それ以外の箇所には耐風圧クリップを配置した．斜め部材設置箇所周囲に，野縁と野縁受けにビス固定が可能な耐震クリップを設置すること
で，加振時にかかる水平力を斜め部材に確実に伝達できる構造となる．

－ 21 －

図 2.4.3
Fig. 2.4.3（f） 野縁ジョイント（f） Ceiling Joist Joint.

各接合部に使用する金具
Metal Parts for Connection of Members.

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

斜め

部材

受け

( H- 1

00x

100

x6x

8)

斜め 部 材 上 部 固定 金 具

斜め 部 材 上 部 取付 金 具
W3 / 8 吊 り ボ ル ト（a）斜め部材上部

斜め部材受け（b）斜め部材下部
図 2.4.4
Fig. 2.4.4

斜め部材上端部と斜め部材受け
Connection at Brace Top and Support
Beam of Ceiling Brace.

斜め部材の固定方法については，従来工法では，斜め部材上部も母屋材から吊り下げた吊りボルト上部に接合していたが，母屋材 C-100 × 50 × 20 では，
加振時に斜め部材に作用する荷重に耐え切れないた（c）耐震クリップ

め，本実験では斜め部材受け H-100 × 100 × 6 × 8を別途用意し，斜め部材上部を接合することとした．
図 2.4.4 に斜め部材の上部接合部を示す．斜め部材
受けは，後述する斜め部材の損傷荷重 Pb が弱軸方向に作用した場合でも，鋼材の許容応力度以下になるよう設計している．具体的には次式を満たす断面を持つ部材を用いている．

σ=（d）耐風圧クリップおよび耐震フリーハンガー
写真 2.4.2 1.1G 耐震天井の接合部
Photo 2.4.2 Connection in Seismically Designed
Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1.

Ms
P L
= b s ≤σa4Z s
Zs

（2.4.1）

ここで，Ms は単純支持されている斜め部材受け
中央に斜め部材の損傷荷重 Pb が作用した場合の斜め部材受け中央に作用するモーメント，Zs は弱軸方向の断面係数，Ls は斜め部材受けの長さ，σa は許容応力度である．

－ 22 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

建物試験体内には損傷状態を観察するための報告書－佐々木ほか

Y5

キャットウォークが X3 通りおよび X5 通りの大梁下に設けられている．このキャットウォークと天井との関係は図 2.4.5 の通りである．天井下地材とである．また，キャットウォークの通路幅が 1.5 m

端
ク下
ォー
ウ
ト
ャッ
▼キ 下 地上 端 端
下井▼天 仕 上げ 材
井
▼天

1200

キャットウォーク下面との間の隙間は 150 mm 程度あり，キャットウォークの中央部に吊りボルトが干渉することになるため，当該箇所には写真 2.4.3のように孔を設け，吊りボルト周囲に少なくとも100 mm 程度のクリアランスが出来るようにした．
2.4.3 斜め部材の設置量
斜め部材の設置量は，H26 技術基準に従い，次式

5
149.
5
4
14 .

図 2.4.5
Fig. 2.4.5

キャットウォークと天井の関係
Ceiling and Catwalk.

によって求めた．

n=

kW
3
γ Lb
3αB

（2.4.1）

ここで，k は設計水平震度（=1.1），W は天井重量，
α は斜め部材の断面形状および寸法に応じた係数でありここでは 4.361，B は斜め部材の水平投影長さ，γ は斜め部材の細長比に応じた割り増し係数であり，

写真 2.4.3 キャットウォークに設けた孔Photo 2.4.3 Hole in Catwalk around Hanging Bolts.

ここでは 1，Lb は斜め部材の長さである．斜め部材の各寸法は図 2.4.6 に示すとおりである．
式（2.4.1）で設置数量を求めると 22 組と算出されるが，設置位置のバランスを考慮し，梁間方向，桁行方向ともに 27 組の斜め部材を設置することとした．斜め部材 1 組当たりの負担面積は 10.34 m2 である．斜め部材の設置位置は図 2.4.2 に示したとおりである．斜め部材 1 組の負担する水平方向の荷重を負担面積から求めると，設計水平震度 1.1 の場合，
1,564 N である．よって，梁間方向の斜め部材 1 本にかかる材軸方向の荷重は 1,427 N となる．なお，
本天井の固有周期は，0.19 sec と想定される．
2.4.4 各部材同士の緊結強度

図 2.4.6
Fig. 2.4.6

斜め部材の各寸法
Length of Ceiling Brace.
斜め部材受け1.1G 耐震天井の終局状態までの安全率を比較検討すべく，加振時にかかる荷重に対する各接合金具の要素試験結果および設計余裕度を表 2.4.3 にまとめる．また，図 2.4.7 および図 2.4.8 は，各金具の耐力を求めるために実施した斜め部材上部固定金具および耐震クリップの試験結果である．
表 2.4.3 に示す耐力のうち，斜め部材を除いた各金具の損傷荷重 Pd は，H26 技術基準に従い求めたものである．損傷荷重 Pd は，試験対象とする金具に「滑り及び外れ並びに損傷が生ずるときの荷重（損－ 23 －

写真 2.4.4 斜め部材上端部と斜め部材受け
Photo 2.4.4 Connection at Brace Top and Support Beamof Ceiling Brace.

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

表 2.4.3
金具の耐力と安全率
Table 2.4.3 Strength of Connection and Safety Factor.
金具名称①金具単体にかかる荷重（N）

方向

②許容耐力
Pa（N）

安全率
②÷①

③損傷荷重
Pd（N）

安全率
③÷①

斜め部材
[-40 × 20 × 1.6 L=1840

1565

材軸方向

1938

1.2

2813

1.8

耐震 S クリップ

783
（261）

水平方向
※野縁受け方向
斜め部材
材軸方向

641

0.8
（2.4）

962

1.2
（3.6）

4185

2.6

6278

4.0

776

2.4

2328

7.4

斜め部材上部
取付金具
斜め部材下部
ビス固定

1565
313

水平方向

（a）試験状況

123（b）一方向加力試験（c）繰り返し試験

𝐷𝑎
一方向加力試験における損傷荷重および変位
引張方向
圧縮方向
変位(mm)
荷重(N)
変位(mm)
4.90 17254.92 1
2.02 12.35 25179.92 2
2.68 2
3.82 36400.47 3
3.72 3𝑑+3.69 𝑃𝑑+

図 2.4.7
Fig. 2.4.7

6278.44 𝑑 −制（d）一方向加力試験
試験結果

荷重(N)
8331.108521.1110158.37

2.81 𝑃𝑑−

9003.53

斜め部材上部固定金具 試験結果
Test Result of Metal Part of Connection at Brace Top.

傷時の荷重）」と定められている荷重であり，一般的

H26 技術基準に従い，次式によって求めた．

な降伏荷重の評価方法を参考に，以下のようにして求める．

Pb = 1.5

1）1 方向加力試験により得られた荷重－変位曲線

2 E
Ab2.17 λ b2（2.4.3）

ここで，E はヤング係数（= 205 × 105 N/cm2），λb はに基づき，初期剛性 K の直線 I を引く．
2）K/3 の傾きをもつ直線を，荷重－変位曲線に接細長比（= 295.35），Ab は断面積（=1.209 cm2）である．

するように平行移動したものを直線 II とする．

梁間方向の斜め部材のうち棟側の斜め部材が最も長3）直線 I と直線 II の交点における荷重を損傷時のくなるため，当該の座屈荷重で照査した．
また，許容耐力 Pa は次式で求める．

荷重 Pd とみなす．
ただし，初期剛性を保持したまま最大荷重付近に達し，すぐに剛性が K/3 以下に低下する場合は，この剛性変化点における荷重を損傷荷重 Pd としている．
斜め部材の損傷荷重は，許容座屈耐力 Pb として－ 24 －Pa =Pda

ここで，a は 1.5 としている．

（2.4.2）

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

100mm（a）試験状況

12
3𝑑+（c）繰り返し試験（b）一方向加力試験

𝐷𝑎
一方向加力試験における損傷荷重および変位
正方向
負方向
変位(mm)
荷重(N)
変位(mm)
1.57 1
836.95 11
正方向2.07 21036.20 2
2と同じ
1.31 31015.52 3
31.65 𝑃𝑑+

図 2.4.8
Fig. 2.4.8

962.89 𝑑 −制（d）一方向加力試験 試験結果

荷重(N)
正方向
と同じ

1.65 𝑃𝑑−

962.89耐震クリップ（野縁受け方向） 試験結果
Test Result of Aseismic Clip in Direction of Ceiling Joist Receiver.

なお，H26 技術基準では，各金具に対して正負繰低下していることがわかる．耐震クリップは斜め部

り返し加力試験も実施し，1 方向加力試験により求材 1 組当たり 6 列取り付けていることから，これがまった荷重－変位曲線と，正負繰り返し加力試験にすべて機能するとした場合，安全率は 2.4 と，斜めより求まった荷重－変位曲線が概ね同等であること

部材の安全率よりも大きくなる．そのため，耐震クを確認することも求められており，本実験に使用しリップの変形が生じるとともに，斜め部材の座屈がた金具もこれに準じて試験を実施してその性能を確生じ，斜め部材が機能しなくなることにより天井の認している．

揺れを抑えられなくなり，天井が大きく振動，最終

表 2.4.3 によれば，耐震シングルクリップの安全率が 1.2 と最も小さいことから，耐震クリップのす

的に脱落するというメカニズムが推定される．
2.4.5 まとめべり，変形から損傷が始まると推定される．ただし，天井の主部材を汎用性の高い部材で構成し，H26

耐震クリップについては，H26 技術基準の設計例に

技術基準に基づく脱落防止対策を施した 1.1G 耐震

従い，耐震クリップ 2 個で荷重負担するものとして天井の設計を行った．これにより，今後施工される算出しているが，実際には図 2.4.2（b）に示したよう天井の一般仕様に近いモデルでの加振実験が実現でにより多くの耐震クリップを配置しており，さらにき，天井の設計水準内での挙動と，設計余力さらに余裕度があると考えられる．図 2.4.9 に天井のユニッは損傷過程まで確認・検証できるものとなる．表 2.4.4

ト試験の結果を示すが，耐震クリップに損傷が生じに 1.1G 耐震天井の設計についてまとめる．

ることなく，斜め部材の座屈によって天井の耐力が－ 25 －

第 391 号

防災科学技術研究所研究資料（a）試験状況（b）一方向加力試験

損傷時の荷重での変位
正方向
1

𝑑+

2015 年 2 月

変位(mm)
13.89
13.89

荷重(N)
1

𝑃𝑑+

𝐷𝑎

（c）繰り返し試験

負方向

変位(mm)
19.73

12354.28 𝑑 −

9.73

𝑃𝑑−

2354.28（d）一方向加力試験 試験結果（e）試験体の損傷状況
図 2.4.9
Fig. 2.4.9

ユニット試験 試験結果
Test Result of Ceiling Unit.

－ 26 －

荷重(N)1931.811931.81大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

表 2.4.4
H26 技術基準における仕様ルートの規定と設計
Table 2.4.4 Seismic Design Specification of Ceiling and Design of Seismically Designed Ceiling with Seismic
Coefficient of 1.1.
㡯┠㻝㻚ኳ஭䛾㉁㔞

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防災科学技術研究所研究資料

2.5 H26 技術基準に従って設計した天井（2.2G 耐震

第 391 号2015 年 2 月

おり，斜め部材耐力算定用の吊り長さは 1,750 mm，
水平投影距離は 1,250 mm である．

天井）
本節では 1.1G 耐震天井に引き続き，H26 技術基
準に基づく脱落防止対策が施されたもう 1 つの天井について述べる．
2.5.1

2.2G 耐震天井の設計概要

設計する天井は，実大体育館試験体内部の，1.1G
耐震天井とは反対側（北側）の半面に設置する．この天井の設計では，設計水平震度を 2.2 とした．以下，
この天井を 2.2G 耐震天井とする．図 2.5.1 に 2.2G
耐震天井の試験体を示す．斜め部材毎に与えた通し番号を伏図に示す．また，写真 2.5.1 に天井試験体
模型を示す．設計水平震度 2.2 は，H26 技術基準で定められている設計地震力の最大値である．2.2G 耐

写真 2.5.2 2.2G 耐震天井
Photo 2.5.2 Seismically Designed Ceiling with Seismic
Coefficient of 2.2.

震天井についても，1.1G 耐震天井と同様に H26 技
術基準の仕様ルートに基づいて設計を行う．
ଁѶ࿫੕ଦц

ただし，2.2G 耐震天井に使用する部材は，後述するように，JIS 規格材よりも断面の大きな部材を使用する為，仕様ルートの適用範囲を外れる部分については，計算ルート（水平震度法）を準用し，構造耐力上安全であることを確かめている．
1.1G 耐震天井と同様に，屋根面と天井面が平行となる勾配約 3/10 の片流れの天井を対象とした（写真
2.5.2 参照）．2.2G 耐震天井の仕様を表 2.5.1 に示す．
吊り長さは 1,500 mm である．天井の吊り元の仕様
も，写真 2.5.3 に示すとおり，1.1G 耐震天井と同様に，
母屋材 C-100 × 50 × 20 に工場溶接にて接合したア
ングル材に W3/8 吊りボルトをナットで固定した．
斜め部材上部が取り付けられる吊りボルトについては，斜め部材受け H-100 × 100 × 6 × 8 に追加設置した．斜め部材の照査については，勾配方向の棟側と軒側で長さが異なるため，長い側の斜め部材について座屈耐力の照査を行った．図 2.5.1 に示すと
฀ѿӏӞһ
ଁѶ࿫੕

写真 2.5.3 吊り元および斜め部材受け
Photo 2.5.3 Roof-Ceiling Connection and Support
Beam of Ceiling Brace.
表 2.5.1
2.2G 耐震天井の仕様
Table 2.5.1 Design of Seismically Ceiling with Seismic
Coefficient of 2.2.
項目

仕様

設計水平震度

2.2

水平投影面積9m × 29.7m（251 m2）

見付面積
天井単位質量
天井重量
クリアランス
吊り長さ279 m2
16 kg/ m2
39.4 kN
60 mm 以上
1500 mm

吊り間隔

860 × 1000 mm

吊りボルト
ハンガー

W3/8 吊りボルト
耐震フリーハンガー

野縁
ҢӝҶӊ

野縁受け

ӂӦҟ̷

クリップ
斜め部材

ჿ‫ܖ‬
ჿ‫ܖ‬ଦц

写真 2.5.1 天井試験体模型
Photo 2.5.1 Model of Specimen.

天井仕上げ材－ 28 －野縁 -50 × 25 × 0.8[-40 × 20 × 1.6@1000 mm

耐風圧クリップ
補強ピース＋ビス止め（斜め部材周囲のみ）
C-50 × 25 × 10 × 1.6
梁間方向，桁行方向ともに 30 組
せっこうボード 9.5 mm + ロックウール吸音板 9 mm
ボードビスφ 3.5 mm 中央部：@200 mm（周辺部：@150mm）

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

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（a）伏図
（a）Plan

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






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（b）断面図（桁行方向）（b）Section (Ridge Direction)
<

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3×@3100<<ଁѶ࿫੕ଦц

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1730mm㻌రန๩ۭ࢖ᅲ
1250mm฀ѿේъ
1500mmଁѶ࿫੕ 㻌

（c）断面図（梁間方向）（c）Section (Span Direction)
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













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（d）伏図（斜め部材詳細）A 部（d）Plan (Detail of Ceiling Brace)
図 2.5.1
Fig. 2.5.1

2.2G 耐震天井試験体
Seismically Designed Ceiling with Seismic Coefficient of 2.2.

－ 29 －;防災科学技術研究所研究資料

2.5.2

第 391 号2015 年 2 月

部材仕様と納まり

使用部材の一覧を図 2.5.2 に示す．吊りボルトには，建築用天井鋼製下地材として常用されている
W3/8 吊りボルトを使用し，ハンガーおよびクリッ
プには，耐風圧天井などに使用され，勾配天井に対応できるビス付の耐震フリーハンガー，耐風圧クW3/8 ฀ѿӏӞһശగӈӝ̷ӂӦҟ̷ჿ‫ܖ‬ଦц
[-40×20×1.6

ჿ‫ܖ‬ଦц
ҫӚҗӦһശ࿮‫پ‬ҢӝҶӊ 㻌ശ࿮‫پ‬ҢӝҶӊ
္ࢬӇ̷Ҭ㻌

ჿ‫ܖ‬
50×25×0.8

ჿ‫ܖ‬ҫӚҗӦһ㻌

リップを用いた．野縁受けジョイントは，JIS 規格
材（t = 1.0 mm）よりも厚い t = 1.6 mm 品とし，野縁受けのウェブ部を挟み込む形状の物を用いた．野縁
ジョイントは，JIS 規格材と同形状だが，野縁の板
厚が JIS 規格材よりも厚い t = 0.8 mm となっており，
これに合わせたジョイントを用いた．
表 2.5.2 に使用部材の断面性能一覧を示す．設計
水平震度 2.2 という大きな設計外力に耐えられ，かつ実現場での天井裏の制約なども考慮し，座屈耐力の高い斜め部材 C-50 × 25 × 10 × 1.6 を用いて組数を減らすよう配慮した．なお，C-50 × 25 × 10 × 1.6
は一般には流通していない部材であり，本プロジェ

ଁѶ࿫੕
C-50×20×10×1.6

クトに合わせ設計・製造した．また，斜め部材からの水平力で，野縁受け，野縁が変形しないようこれらの部材も JIS 規格材よりも断面の大きい部材，野縁 受 け [-40 × 20 × 1.6 お よ び 野 縁 -50 × 25 × 0.8を使用した．
設計当初は，仕様ルートの算定に従い天井面の許ଁѶ࿫੕݁࿫㻌ଙ࿌࣮ࣟ㻌ଁѶ࿫੕௒࿫ଙ࿌࣮ࣟ㻌

容耐力を斜め部材の座屈耐力から決まる値とする事

図 2.5.2
Fig. 2.5.2を目標としていた．しかし，一般に流通している斜め部材上部取り付け金具については，斜め部材の座使用部材
Metal Parts Connections in Ceiling.

屈耐力を上回る耐力を有する金具の用意が困難で
表 2.5.2
使用部材断面性能一覧
Table 2.5.2 Section Properties of Members.

あった．そのため，ここでは、H26 技術基準の計算
例 1-2[2.1] を参考に，「各部材や接合部材の許容耐力を基に算定した天井の許容耐力」と「斜め部材の座屈耐力から決まる天井の許容耐力」のうち，小さい

項目

形状

断面二次
断面係数
モーメント
2
4
4
(mm ) Ix(mm ) Iy(mm ) Zx(mm3) Zy(mm3)

断面積

吊りボルト

W3/8

49.1

191.8

191.8

-

-

方を用いる事とした．より高強度な部材により斜め

野縁受け[-40 × 20 × 1.6

119.6

28949.04643.01447.0325.6

部材を減らすよう設計を試みた場合には，金具の耐

ダブル野縁

ダブル野縁 50 × 25 × t-0.8

86.4

6709.135170.0

392.3

1406.8

力が斜め部材の座屈耐力を下回ることもあり得る．

斜め部材

C-50 × 25 × 10 × 1.6

175.2

15310.0 66520. 0

974.8

4384.0

追加野縁受け[-40 × 20 × 1.6

119.6

28949.0

1447.0325.6

今回の実験により，その場合の設計の妥当性の検証と，金具の耐力が小さい場合の損傷メカニズムの変化を確認することができる．

－ 30 －

4643.0大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

図 2.5.3，図 2.5.4 に使用した金具の施工詳細図を示す．斜め部材近傍のクリップは補強ピース＋ビス㹗 㸱 㹼 㹗㸲 

報告書－佐々木ほか


 




 





止めにより水平力を伝達できるように補強した．ハしている．更に，野縁方向の斜め部材の下部取付部



ンガーは，勾配に合わせて設置した後に，ビス固定㔝⦕ཷࡅ>

る．この追加野縁受けの設置には，その付近のハンガーに，斜め部材下部取付金具を取り付け，これに[-40 × 20 × 1.6 を固定することとした．斜め部材上



は，追加の野縁受けを設置し，これにビスで固定す㔝⦕





部には，施工性を考慮した開閉式の閉鎖型金具を使用した．斜め部材下部は，野縁受け又は追加野縁受
けに直接ビス止めして固定した．写真 2.5.4 はこれ

ซ౛らの金具の設置状況である．図 2.5.5 に斜め部材上部取り付け金具の取り付け状況を示す．

⪏㢼ᅽࢡࣜࢵࣉ㸩⿵ᙉࣆ࣮ࢫ

⪏㢼ᅽࢡࣜࢵࣉ

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図 2.5.4
Fig. 2.5.4

天井仕上げは他の天井と同じ仕様とした．ただし，施工詳細図②
Construction Detail Part2.

天井下地材にはより高強度な部材を配置したため，天井面構成部材の単位面積当たりの質量は 16 kg である．天井周囲のクリアランスは，図 2.5.6 に示すとおり，1.1G 耐震天井と同様 60 mm 以上とした．

⪏㢼ᅽࢡࣜࢵࣉ

0࣎ࣝࢺ⪏㢼ᅽࢡࣜࢵࣉ

0࣎ࣝࢺ

㔝⦕ཷࡅ

㔝⦕ཷࡅ
⿵ᙉࣆ࣮ࢫ

（a）クリップ（b）ハンガー（c）斜め部材上部（d）斜め部材下部㔝⦕ࣅࢫ
ᮏᅛᐃ㔝⦕ࣈ࣮ࣞࢫୗ 㒊ྲྀ ௜㔠ල㏣ ຍ㔝 ⦕ཷࡅ
>㔝⦕ཷࡅࣅࢫ  
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ᮏ࡛ᅛᐃ

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写真 2.5.4 各金具の取り付け状況
Photo 2.5.4 Connections in Ceiling.
㧗ຊ࣎ࣝࢺ㸦0㸧࣭ࢼࢵࢺ㸦0㸧࣭࣡ࢵࢩ࣮ࣕ
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ࣅࢫ
ᮏᅛᐃ

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ᩳࡵ㒊ᮦ⪏㢼ᅽࢡࣜࢵࣉ
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ᩳࡵ㒊ᮦୖ㒊ྲྀ௜㔠ල㔝⦕ཷࡅࢪࣙ࢖ࣥࢺ

㔝⦕ࢪࣙ࢖ࣥࢺ
ࣅࢫᅛᐃ࡞ࡋ

㔝⦕

㔝⦕ཷࡅ
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㏣ຍ㔝⦕ཷࡅ>

図 2.5.3
Fig. 2.5.3

図 2.5.5
Fig. 2.5.5

施工詳細図①
Construction Detail Part1.

－ 31 －

斜め部材受けと天井下地材の関係
Ceiling Brace and Support Beam for Ceiling.

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

1.1G 耐震天井と同様に，損傷状況を観察するため

のキャットウォークが X3 および X5 通りに設置されている．キャットウォークと天井下地材（吊りボ
ルト及び斜め部材等）とが干渉しないように，クリ




 

アランスを設けている．
また，X6,Y3 通り，X6,Y4 通りの 2 箇所に高天井（a）Y1 通り断面図（a）Cross Section in Y1

照明を設置している．開口部では野縁が切断されるため，開口の両脇の野縁に追加野縁受けを設置して補強した．設置状況を写真 2.5.5 に示す．

PP㸦 㺖㺶㺏㺵㺻㺛㸧㔝⦕ཷࡅ>

㔝⦕

（a）天井下地側（b）Y4 通り断面図（b）Cross Section in Y4㏣ຍ㔝⦕ཷࡅ
>

（c）柱廻りの取合い（Y1 通り）（c）Around Column (Y1)（b） 天井仕上げ材側

写真 2.5.5 照明機器の納まり
Photo 2.5.5 Connections of High Ceiling Lighting.

図 2.5.6
Fig. 2.5.6

クリアランスClearance

図 2.5.7 に示す各寸法を用いて算出した斜め部材
2.5.3の座屈耐力から決まる水平耐力（2 本分）は 5,508 N

各部材の設計

斜め部材の座屈耐力から決まる斜め部材１組の水となる．
図 2.5.8 にユニット試験結果を図 2.5.9 に斜め部材

平耐力（2 本分）は，1.1G 耐震天井と同様，H26 技術基準に従い，次式によって求めた．

上部取付金具の要素試験結果を示す．なお，これら• 許容圧縮応力度：の試験結果及び添付 DVD に集録された金具の試験結果の一部は，実験で使用された部材と異なるが，

 2× E
fc = 1.5×
2.17× λ2p（2.5.1）

実際の部材よりも強度の低い金具等の試験結果であり，設計ではより安全側の評価になるとしてこれらの値を使用した．図 2.5.8 および図 2.5.9 には，試験• 水平耐力（2 本分）：
Qb = fc× Ab × cos Ɵ× 2

（2.5.2.）によって求めた各部材の損傷荷重と許容耐力を示している．設計水平震度 2.2 という大きな外力に対し，極力部材を減らしてコストを抑えることができるよう，1.1G 耐震天井に使用した金具の耐力評価とは異1730mm54°

なる考え方で損傷荷重を評価した．
具体的には，一方向加力試験によりある任意の荷重 P に達するときの変位 D から基準変位 Da=D/1.5
を求め，0.5Da，1.0Da，1.5Da の 3 種類の変位を 3 回

1250mm

繰り返す繰り返し加力試験を行い，これによって得られた荷重－変位曲線が一方向加力試験の結果とほぼ同等と見なせるときの，荷重 P が最大となる値を

図 2.5.7
Fig. 2.5.7

斜め部材の各寸法
Length of Ceiling Brace.

損傷荷重 Pd と定義している．なお，繰り返し加力試験において，変位 1.5Da の時に得られる荷重 Pc が，一方向加力試験により得られる損傷荷重 Pd の 80 %－ 32 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

以上の値を示した時に双方の結果が同等であると見

図 2.5.11 参照）により得られた許容耐力（水平）はなしている．このようにして評価された損傷荷重は，3,242 N である．ユニット試験の加力中の状況を写繰り返し加力で顕著な耐力低下が生じない最大の荷真 2.5.6 に，各試験の終局状況を表 2.5.3 に示す．

重を表すこととなるが，このような評価による損傷
荷重が設計に活用できるかの検証は不足しており，注意が必要である．
ユニット試験では，天井面を構成する野縁，野縁
受け，クリップ，ハンガーは 2.2G 耐震天井と同じ部材を使用し，H26 技術基準の解説にある方法で試験を行ったものであり，この耐力は，天井面を構成する下地材が変形に至る耐力を示している．なお，
斜め部材には C-60 × 30 × 10 × 1.6 をした．ユニッ
ト試験によれば，天井の水平耐力は 4,200 N である．

（a）試験状況10000

また，斜め部材上部取付金具の要素試験（図 2.5.10，

8000ଙ࿌࣮ࣟсဦज!
Ⲵ㔜䠄N䠅ᦆയⲴ㔜 6300N䡒

6000
チᐜⲴ㔜 4200N䡒

4000
2000

ჿ‫ܖ‬ଦцсଔߴဦज!
（a）斜め部材上部

0（b）斜め部材下部

4000

Ⲵ㔜䠄N䠅

0
-2000
-4200N䡒

-15

-10

-5

図 2.5.8
Fig. 2.5.8

6000
4000

3000

ᘬᙇ䐠

2000

ᘬᙇ䐡

1000

㻝㻡

0

図 2.5.9
Fig. 2.5.9

0
-2000

ᅽ⦰䐟

-4000

ᅽ⦰䐠

-6000

ᅽ⦰䐡

-8000
㻜

ኚ఩䠄mm䠅（b）一方向加力試験（正方向）

Ⲵ㔜䠄N䠅

Ⲵ㔜䠄N䠅

ᘬᙇ䐟

㻝㻜

チᐜⲴ㔜㻦㻟㻤㻜㻜㻺

4000

㻡

㻝㻜

㻝㻡

ኚ఩䠄mm䠅（c）一方向加力試験（負方向）

斜め部材上部取付金具 試験結果
Test Result of Metal Part of Connection at Brace Top.

－ 33 －

㻟㻤㻜㻜㻺

2000

ᦆയⲴ㔜㻦㻡㻣㻜㻜㻺

5000

2000

㻡

15

8000

6000

3000

㻜

10

ユニット試験結果（野縁方向）
Test Result of Ceiling Unit.

7000

1000

5

（c）繰り返し加力試験

8000ᦆയⲴ㔜㻦㻡㻣㻜㻜㻺0ኚ఩䠄mm䠅

8000
7000

2000

-8000

9000

4000

30

4200N䡒

-6000

10000

チᐜⲴ㔜㻦㻟㻤㻜㻜㻺

25

-4000

9000

5000

20

6000

10000

6000

15

（b）一方向加力試験

項目
終局状況
ユニット試験
野縁受けの強軸の曲げ変形が若干生じながら（野縁受け方向） 圧縮側の斜め部材上部取付金具の変形の後引張側の斜め部材上部取付金具のズレ
斜め部材上部取付 吊りボルトが曲がりながら，金具の（羽子板ボ
金具（引張）ルト）受け部の伸びが進展
斜め部材上部取付 吊りボルトを廻りに回転し，斜め部材接合部
金具（圧縮）のボルト取付け部が変形
クリップ
補強ピースの変形（野縁方向）
クリップ
野縁の強軸方向の変形（野縁受け方向）

Ⲵ㔜䠄N䠅

10

8000

表 2.5.3
パーツの終局状況
Table 2.5.3 Ultimate State in Ceiling Members.

（a）試験状況5ኚ఩䠄mm䠅

写真 2.5.6 ユニット試験の損傷荷重時の状況
Photo 2.5.6 Damage State during Lateral Loading Testof Ceiling Unit.

00㻙㻟㻤㻜㻜㻺㻙㻡 㻙㻠 㻙㻟 㻙㻞 㻙㻝

㻜

㻝

㻞

㻟

㻠

ኚ఩䠄mm䠅

（d）繰り返し加力試験㻡防災科学技術研究所研究資料
10000

10000

9000

9000

8000

8000

7000

7000

6000
4000

ᦆയⲴ㔜㻦㻠㻡㻜㻜㻺4000

チᐜⲴ㔜㻦㻟㻜㻜㻜㻺

3000

ṇ᪉ྥ䐟

㻝㻜

㻞㻜

㻟㻜

ᦆയⲴ㔜㻦㻠㻡㻜㻜㻺4000

チᐜⲴ㔜㻦㻟㻜㻜㻜㻺

3000

㈇᪉ྥ䐟

0

㻠㻜

㈇᪉ྥ䐡
㻜

㻝㻜

ኚ఩䠄mm䠅

㻞㻜

㻟㻜

0
-2000
㻙㻟㻜㻜㻜㻺

-4000

㈇᪉ྥ䐠

1000

ṇ᪉ྥ䐡
㻜

5000

2000

ṇ᪉ྥ䐠

1000

㻟㻜㻜㻜㻺

2000
Ⲵ㔜䠄N䠅

Ⲵ㔜䠄N䠅

Ⲵ㔜䠄N䠅

5000

2000

（a）試験状況2015 年 2 月

6000

6000

0

第 391 号

-6000
㻠㻜㻙㻡 㻙㻠 㻙㻟 㻙㻞 㻙㻝（b）一方向加力試験（正方向）

㻜

㻝

㻞

㻟

㻠

ኚ఩䠄mm䠅

ኚ఩䠄mm䠅（c）一方向加力試験（負方向）（d）繰り返し加力試験

図 2.5.10 クリップ試験結果（野縁方向）
Fig. 2.5.10 Test Result of Metal Part of Ceiling Joist Clip (Direction of Ceiling Joist).
4000

7000

3000

6000

2000

3000

ᦆയ᫬Ⲵ㔜㻦㻟㻜㻜㻜㻺2000

チᐜⲴ㔜㻦㻞㻜㻜㻜㻺
䐟
䐠
䐡

1000
0

㻞㻜㻜㻜㻺

1000

4000

㻜

㻝㻜

㻞㻜

Ⲵ㔜䠄N䠅

Ⲵ㔜䠄N䠅

5000

0

-1000
-2000
㻙㻞㻜㻜㻜㻺

-3000

㻟㻜

-4000

㻙㻝㻜

㻙㻡

ኚ఩䠄mm䠅

（a）試験状況（b）一方向加力試験

㻜ኚ఩䠄mm䠅㻡㻝㻜（c）繰り返し加力試験

図 2.5.11 クリップ試験結果（野縁受け方向）Fig. 2.5.11 Test Result of Metal Part of Ceiling Joist Clip (Direction of Ceiling Joist Receiver).

材を設置した．X3 ～ X5 通り，X5 ～ X7 通りも同

<

շ

㻌

ո չ

様に配置している．斜め部材 1 組当たりの負担面積

պは約 9 m2 となる．斜め部材 1 組の負担する水平力<յ

は応答加速度 2.2G とすると 3,107 N であり，梁間方ն

向の斜め部材 1 本にかかる軸方向の荷重は 2,844 N

<

となる．
ձ

㻌

ղ ճ

表 2.5.4 には，要素試験により得られた金具の損մ

傷荷重と，これから求まる安全率も合わせて示して

<
;

;

;

いる．斜め部材上部取付金具の安全率が 1.34 と最も;

図 2.5.12 斜め部材配置
Fig. 2.5.12 Location of Braces.

小さいことから，設計想定以上の地震力を受けた場

以上のように，斜め部材の座屈耐力に基づく耐力，推定される．また，ユニット試験より得られた許容ユニット試験によって得られた水平耐力，および角耐力から求まる安全率はそれぞれ 4,200 N，1.35 で度の影響を受けやすい斜め部材上部取付金具の要素あり，斜め部材上部取付金具の安全率と大きな差が試験より得られた許容耐力を比較した結果，2.2G 耐無いことから，野縁受けの弱軸の曲げ変形等が進展

震天井の許容耐力は斜め部材上部取付金具の要素試しながら，上部取付金具の損傷が生じることが推定

験より得られた許容耐力により求まる 3,242 N とな

される．

る．

2.5.4

合に，斜め部材上部取付金具が先行して損傷するとまとめ

このときの斜め部材の必要組数は 26.7 組となる

天井裏設備の回避，施工手間の減少など実施工をが，設置位置のバランスを考慮し合計 30 組の斜め想定し，JIS 規格品以上の高強度部材で構成し，斜部材を配置した．斜め部材の配置は，図 2.5.12 に示め部材 1 カ所当たりの耐力を向上させた天井の設計

す通りである．Y1 ～ Y4 通り，X1 ～ X3 通りの範について示した．表 2.5.5 に 2.2G 耐震天井の設計に

囲で梁間方向，桁行方向とも 10 組（V 字）の斜め部

ついてまとめる．

－ 34 －

㻡大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

表 2.5.4
各部材にかかる荷重
Table 2.5.4 Force in Ceiling Members.
部材名称①部材にかかる荷重（N）

方向

②許容荷重

安全率
②/①

③損傷荷重

安全率
③/①

斜め部材
C-50☓25☓10☓1.6

2844

軸方向

4700

1.65

6800

2.39

耐風圧Wクリップ（補強ピース＋ビス止め）

776.8

水平方向

2000

2.57

3000

3.86

斜め部材上部取付金具

2844

軸方向

3800

1.34

5700

2.00

天井ユニット

3107

水平方向

4200

1.35

6300

2.03

表 2.5.5
H26 技術基準における仕様ルートの規定と設計
Table 2.5.5 Seismic Design Specification of Ceiling and Design of Seismically Designed Ceiling with Seismic
Coefficient of 2.2.
項目
1.天井の質量技術基準における規定（仕様ルート）

設計

天井面構成部材等の単位面積質量

単位面積質量：16ｋｇ/㎡

天井材は相互に緊結されていること（ボルト結合、ネジ結合）

天井材は、ボルトまたはねじ結合により相互に緊結

荷重又は外力により容易に滑り・外れ・損傷を生じない

天井ユニット試験および接合部の要素試験により確認

3.支持構造部十分な剛性及び強度を有するもとのとし、建築物の構造耐力上主要な部分に取り付けること

梁に緊結

4.吊り材

JIS材同等以上の性能を有する

3/8”吊りボルト

ボルト結合等により構造耐力上主要な部分に緊結すること

吊り材：Lアングル（t=6mm）を介しナット固定
斜め部材：上部は専用金具を介し吊り材に取り付ける
下部は野縁受け等にビス固定

荷重又は外力により容易に滑り・外れ・損傷を生じない

天井ユニット試験および接合部の要素試験により確認

天井面構成部材を鉛直に保持できるものとする

フリーハンガーを使用

天井面の面積に対して1本/㎡以上であること

1.16本（梁間方向860mm☓桁行方向1000mm）

鉛直方向に釣り合いよく配置していること

鉛直方向に釣り合いよく配置

2.天井各部材の接合部材

5.吊り材及び斜め部材の取り付け方法6.吊り材の配置方法

7.天井面の段差等

天井面の段差、その他地震時に有害な応力の集中が生ずる恐れのある部分を
段差無し
設けないこと3ｍ以下であること

吊り長さ1.5ｍ

概ね均一であること

屋根勾配角＝天井勾配角とする（3寸勾配）

8.吊り長さ9.斜め部材の配置

10.段差等とのクリアランス

斜め部材は、JIS3302-2010、JIS3302-20103321-2010同等以上の品質を有するJIS G3302-2010に規定する材質とする（SGCCまたはSGHC）

告示式により算定した組数以上を配置していること

水平震度：2.2
必要組数：27組 →30組

梁間方向および桁行方向に釣り合いよく配置していること

梁間方向および桁行方向に釣り合いよく配置

天井面鋼製部材と壁、柱その他の建築物の部分との間に6ｃｍ以上の隙間が設
クリアランス6ｃｍ
けられていること－ 35 －

防災科学技術研究所研究資料

2.6 フェイルセーフ機能の設計

第 391 号2015 年 2 月

ここで，f0 は展開ロープの初期たわみ，f は天井を本試験体に導入したフェイルセーフ機能は，図受け止めたことにより生じる展開ロープのたわみ，

2.6.1 に示すように，脱落した天井を天井面の下に

H は天井面から展開ロープまでの距離，W は天井全格子状に配置したワイヤロープ（以下，展開ロープ

体の重量である．

とする）およびその上に取り付けたネットで受け止これに対し，展開ロープが吸収するエネルギー Er

める構造とした．吊り天井が全面脱落した場合を想は展開ロープのひずみエネルギーから次式で求めら定し，天井面より 400 mm 下方に展開ロープとネッ

れる．

トを配置し，屋根頂部の小梁からつり下げた吊り材

1
1

E r = N w ⋅  T∆l − T0 ∆l 0 22と，柱から接続した展開ロープの柔軟な伸びによって，天井板が落下した際の落下エネルギーを吸収で（2.6.2）

きるよう設計している．なお，落下物は自由度があ

ここで，Nw は展開ロープの本数，T，Δl は天井を受ればあるほど衝撃力，衝撃エネルギーを蓄えてしまけ止めたときの展開ロープの張力とそのときのローうことから，最小限の落下距離とすることが望まし

プの伸び，T0 は初期張力，Δl0 は初期たわみによるいが，実験を行う上で展開ロープが天井面に接触し，ロープの伸びである．

破壊メカニズムに影響を与えてしまうことのないよ

天井を受け止めた際に生じるたわみ f はエネル

うにするため，天井面と展開ロープとの間隔は 400

ギーの釣り合いなどから求めることはできるが，非mm とした．

線形の方程式を繰り返し計算で解く必要があり，容展開ロープには径 10 mm の 7 × 7 G/O ワイヤロー

易には求められない．しかし，図 2.6.2 に落下エネ

プを使用し，これを 800 mm 間隔で設置した．このルギー Ec と展開ロープのひずみエネルギー Er の関

ワイヤロープの破断荷重は 64.4 kN である．吊り材

係を示すが，両者は展開ロープのたわみ量の増加にには φ22 mm の丸鋼を使用した．吊り材に使用した

伴い単調に増加し，たわみ量が天井を受け止めた際

2

材料は S25C で，短期許容引張応力 0.22 kN/mm かに生じるたわみ f と一致したときに両者は一致する．

ら吊り材の許容引張荷重を求めると 83.6 kN となる．

また，たわみ量が天井を受け止めた際に生じるたわ

なお，天井板が落下する際、片側のネット構造を

み f を超えると，展開ロープの歪エネルギー Er は落構成する展開ロープには等分布荷重がかかるものと下エネルギー Ec よりも大きくなる．そこで，展開ロー

仮定し，展開ロープの伸びにより天井の落下エネル

プにかかる張力が許容張力を超えない適当なたわみ

ギーを吸収すると考え，天井の落下エネルギーと展量を許容たわみ f' とし，そのときの落下エネルギー

開ロープのひずみエネルギーの釣り合いから適切な

Ec' とひずみエネルギー Er' を求め，これが Er' > Ec'

展開ロープの種類，設置間隔を設定した．

となるよう展開ロープの種類と設置間隔の設計を行

片側のネット構造の上の天井が落下することにより生じるエネルギー Ec は次式で求められる．
2
W
Ec =  ( f 0 + f ) + H 32

えば，天井を受け止めた際に展開ロープに生じる張力は許容張力以下となり，全面脱落した天井を受け止めることが可能であると言える．

（2.6.1）50
Potential Energy of Ceiling
Strain Energy of Wires

Energy (kJ)

40
30
20
10
0

図 2.6.1
Fig. 2.6.1

ワイヤロープ・ネットによる落下防止措置
Failsafe System by Combination of Wires and
Nets.

0

100

図 2.6.2
Fig. 2.6.2－ 36 －

200
300
400
Deflection (mm)f500

エネルギーの釣り合い
Balance of Energy.

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

一方，吊り材や吊り材と展開ロープ

報告書－佐々木ほか

表 2.6.1
フェイルセーフ機能の設計
Table 2.6.1 Design of Failsafe System.

を固定するブラケット等の設計では，
展開ロープの破断荷重に相当する荷重

項目が作用した状態でも許容引張荷重以下

天井の落下エネルギー Ec'仕様
31.2kJ

ロープ仕様になるよう設計した．なお，吊り材の設計では，両方のネット構造の展開
ロープの破断荷重の合力が作用すると展開ロープ仮定して照査した．
落下した天井をきちんと受け止められるかは，吊り材や展開ロープの固定方法にかかっているが，いずれも強固な部材に取り付けることとした．具体的には，吊り材については，頂部の小梁よりつり下げ，展開ロープの端部については，H200 × 200 を柱間にピン
接合し，これに固定することとした．

吊り材

展開ロープの上には，天井脱落に伴い発生する破損したクリップ等も受け止められるよう建築現場で一般的に使用される目合い 30 mm の養生ネット

断面積
弾性係数
破断荷重
許容張力
固定距離
設置本数
初期たわみ f0
許容たわみ f'
初期たわみによる伸び Δl0
許容たわみが生じたときの伸び Δl
初期張力 T0
許容たわみが生じたときの張力 T
ひずみエネルギー Er'
使用材料
直径
断面積
許容引張荷重設置間隔
その他（ガセットプレート等）の材料を設置した．

φ10 mm 7 × 7 G/O
48.7 mm2
137 kN/mm2
64.4 kN
32.2 kN
9.3 m
37 本（800 mm 間隔）
0.02 m0.45 m
0.4 mm
58.5 mm
0.2 kN
30.6 kN
33.2 kJ
S25C
φ22 mm
380 mm2
83.6 kN
800 mm
SS400

䷵

䷶

䷷
䷸
䷷ᒎ㛤兑兠儻僎⧄⥔儱儧儬඲ᬒ凚⪏㟈ኳ஭凛䷵ྞ僰ᮦ凚⪏㟈ኳ஭凛

H-200䤸200
䷸ᒎ㛤兑兠儻僎儣兠兗儴儧儓兏䷶ᒎ㛤兑兠儻僎ྞ僰ᮦ僎儺免儕儧儬凚ᕥ凬ᮍᑐ⟇ኳ஭傎ྑ凬⪏㟈ኳ஭凛
写真 2.6.1 建物試験体内部に設置したフェイルセーフ機能
Photo 2.6.1 Failsafe System in Gymnusium Specimen.

－ 37 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

表 2.6.1 は，大規模空間に設置された吊り天井の井が脱落にまで至るメカニズムへの影響を懸念し，加振実験に用いる試験体に対し，上述した方法で設

建物試験体の中央部付近，X3 ～ X5 通り間の脱落防計したフェイルセーフ機能についてまとめた表であ

止措置は省略している．1.1G 耐震天井，2.2G 耐震る．また，写真 2.6.1 に実際に建物試験体内部に設

天井を対象とした耐震余裕度検証実験では，天井全置したフェイルセーフ機能を示す．なお，未対策天面に対して脱落防止措置を設置した．図 2.6.3 は設井を対象とした脱落被害再現実験では，損傷した天置した脱落防止措置である．

（a）未対策天井（a）Non-seismic Ceiling.

（b）1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井（b）Seismically Desinged Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1 and 2.2.
図 2.6.3
Fig. 2.6.3

設置した落下防止措置
Failesafe System.

－ 38 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

2.7 加振計画

報告書－佐々木ほか

下方向に UD 成分とした．K-NET 仙台波と JMA 神加振実験では 2011 年東北地方太平洋沖地震にお戸波の梁間方向に入力した NS 成分の時刻歴波形をいて防災科学技術研究所の強震観測網（K-NET）の仙図 2.8.1 に，減衰定数を 5 % として得られる加速度台観測点で観測された加速度記録（K-NET 仙台波）

応答スペクトルを図 2.8.2 に示す．実験では，加速および 1995 年兵庫県南部地震において神戸海洋気

度振幅を適切なレベルに縮小（もしくは拡大）して入象台で観測された加速度記録（JMA 神戸波）を用い力した．事前解析によると，屋根面での最大水平加る．入力方向は，K-NET 仙台波，JMA 神戸波いず

速度が 1.1G 程度となるのは仙台波 25 % 加振，2.2G

れも梁間方向に NS 成分，桁行方向に EW 成分，上程度となるのは仙台波 50 % 加振である．未対策天（a）梁間方向（NS 成分）（a）Span Direction (NS Component).

（a）梁間方向（NS 成分）（a）Span Direction (NS Component).

（b）桁行方向（EW 成分）（b）Ridge Direction (EW Component).

（b）桁行方向（EW 成分）（b）Ridge Direction (EW Component).

（c）鉛直方向（UD 成分）（c）Vertical Direction (EW Component).

（c）鉛直方向（NS 成分）（c）Vertical Direction (EW Component).

（1）K-NET 仙台波（1）K-NET Sendai Record.

（2）JMA 神戸波（2）JMA Kobe Record.
図 2.7.1
Fig. 2.7.1

入力地震動
Input Ground Motions.



6D J











7 VHF（a）K-NET 仙台波（a）K-NET Sendai Record.
図 2.7.2
Fig. 2.7.2

16
(:
8'
࿌♧

16
(:
8'
࿌♧

ᴟ⛥

ᴟ⛥

 



7 VHF（b）JMA 神戸波（b）JMA Kobe Record.

加速度応答スペクトル（5 % 減衰）
Acceration Response Spectrum (5 % Damping Ratio).

－ 39 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

井の実験では仙台波 5 %，25 % 加振の後，50 % 加

表 2.7.1 に本実験における加振計画を示す．ここ

振を 2 回実施した．耐震天井の実験では，仙台波をでは，K-NET 仙台波と JMA 神戸波のみ示すが，実5 %，25 %，50 %，80 %，100 % の順で入力した後，際の実験ではその前後にランダム波による加振を実神 戸 波 を 100 %，150 % で 加 振 し た． 但 し 仙 台 波施している．表 2.7.1 によると，K-NET 仙台波 25 %100 % は，加振機の性能限界のため，20 Hz の LPF

加振，50 % 加振での屋根面における梁間方向の目でフィルター処理して入力している．

標応答加速度は，3 次元フレーム解析による事前検なお，各加震の前後には，試験体の振動特性把握

討ではそれぞれ 7.3 m/s2，15.7 m/s2 である．屋根振のためのランダム波による加振を行っている．入力

動によって生じる天井面の応答は，屋根面に比べあ方向は梁間，桁行，鉛直方向の 3 方向同時で有り，る程度増幅することが見込まれるため，K-NET 仙

入力波は 0.1 ～ 35 Hz の成分が含まれたランダム波

台波 25 % 加振は 1.1G 耐震天井の，K-NET 仙台波

で，最大加速度が 0.6 m/s2 程度となるよう調整した

50 % 加振は 2.2G 耐震天井の設計レベルに相当する波形である．

入力と考えられる．

表 2.7.1
加振計画
Table 2.7.1 Excitation Plan.
実験日

天井
試験体

2014/1/27
未対策2014/1/28

2014/2/27

天井

1.1G 耐
震天井

加振波

レベル

震動台

目標屋根面

加速度

震度

（梁間方向）

加速度（梁間方向）

K-NET 仙台波

5%0.76 m/s2

震度 4

1.5 m/s2

JMA 神戸波

5%0.30 m/s2

震度 4

1.2 m/s225%

3.79 m/s2

震度 5 強7.3 m/s250%

7.59 m/s2

震度 6 弱15.7 m/s250%

7.59 m/s2

震度 6 弱15.7 m/s2

5%0.76 m/s2

震度 4

1.5 m/s225%

3.79 m/s2

震度 5 強7.3 m/s250%

7.59 m/s2

震度 6 弱15.7 m/s280%

12.14 m/s

2

震度 6 強36.9 m/s2

100%

13.41 m/s2

震度 6 強48.3 m/s2

100%

8.05 m/s2

震度 6 強22.9 m/s2

150%

12.08 m/s2

震度 7

33.1 m/s2

K-NET 仙台波

K-NET 仙台波

2.2G 耐2014/2/28

入力

震天井
JMA 神戸波－ 40 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

2.8 計測計画

報告書－佐々木ほか

なるよう設置した．

図 2.8.1 ～図 2.8.23 は本実験において実施した試

また，図 2.8.24 ～図 2.8.27 は，試験体内外を撮影

験体応答の計測計画を示す．本実験での主な計測項

するカメラの計測計画である．天井裏の脱落に至る目は，（1）震動台，基礎架台，屋根面，天井面でのまでの状況や天井の応答を記録出来るように天井裏

加速度，（2）ワイヤー式変位計による屋根頂部の変や床面にカメラを設置するとともに，建物試験体外位量，（3）レーザー変位計による柱頂部での変位量，部から試験体の応答を確認できるように外部にもカ（4）柱，大梁，鉛直ブレース，水平ブレースのひず

メラを設置した．このカメラ計測にあわせ，15 cm

み量，（5）ワイヤー式変位計による鉛直ブレースのと，10 cm のターゲットマークを天井面に貼り付け

変位量，（6）ばね式変位計による柱脚部の回転量，（7）

た．このターゲットマークは，カメラの映像から変天井面端部における建物試験体に対する相対変位位を計算できないかを試みたものであるが，今回の量，（8）フェイルセーフ機能のターンバックルに取天井が大規模であり，この程度の大きさのターゲッ

り付けたひずみゲージによるワイヤーの作用荷重でトでは大きさが足りなかったことに加え，カメラそある．各センサーの方向であるが，図中の北方向がのものが大きく振動してしまったため，変位の算出

梁間方向（X）の正側，これに対して直交方向の西方は困難であった．ただし，天井の動きを見るための向が桁行方向（Y）の正側，鉛直方向は上向きが正と目印としては非常に有用であった．

図 2.8.1
Fig. 2.8.1

図 2.8.2
Fig. 2.8.2

震動台加速度
Table Acceleration.

図 2.8.3
Fig. 2.8.3

柱脚部加速度Acceleration at Column Base.

柱・梁加速度Acceleration of Beams and Columns.

－ 41 －

防災科学技術研究所研究資料

図 2.8.4
Fig. 2.8.4

第 391 号2015 年 2 月

屋根面加速度Roof Acceleration.

（⇒位置拡大図）

図 2.8.5
Fig. 2.8.5

柱脚部回転変位計測
Rotation at Column Base.

図 2.8.6
Fig. 2.8.6

ブレース変形計測
Displacement of Braces.

－ 42 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

図 2.8.7
Fig. 2.8.7

図 2.8.8

天井面応答加速度（未対策天井）
Ceiling Acceleration (Non-seismic Ceiling).

図 2.8.9
Fig. 2.8.9

報告書－佐々木ほか

天井面応答加速度（1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井）
Fig. 2.8.8 Ceiling Acceleration (Seismically Designed
Ceilings with Seismic Coefficient of 1.1 and 2.2).

層間変位，天井頂部変位計測（未対策天井）
Displacement at Roof Top and Ceiling Top (Non-seismic Ceiling).

－ 43 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

図 2.8.10 屋根頂部変位，天井頂部変位計測（1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井）
Fig. 2.8.10 Displacement at Roof Top and Ceiling Top(Seismically Designed Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1 and 2.2).

図 2.8.11 柱頭変位計測
Fig. 2.8.11 Displacement at Column Top.

図 2.8.12 治具応答加速度計測
Fig. 2.8.12 Acceleration of Steel Frame for Mesurement.

－ 44 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

図 2.8.13 天井面応答変位（未対策天井）
Fig. 2.8.13 Ceiling Dispalcement (Non-seismic Ceiling).

報告書－佐々木ほか

図 2.8.14

天井面応答変位（1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井）
Fig. 2.8.14 Ceiling Dispalcement (Seismically Designed
Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1 and 2.2).

図 2.8.15 吊り元応答加速度
Fig. 2.8.15 Acceration at Top of Ceiling Bolts.

図 2.8.16 斜め部材受け応答加速度
Fig. 2.8.16 Accelaration of Support Beam for Ceiling Braces.

図 2.8.17 柱のひずみ
Fig. 2.8.17 Strain of Columns.

図 2.8.18 鉛直ブレースのひずみ
Fig. 2.8.18 Strain of Vertical Braces.

－ 45 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

図 2.8.20 水平ブレースのひずみ
Fig. 2.8.20 Strain of Horizontal Braces.

図 2.8.19 屋根梁のひずみ
Fig. 2.8.19 Strain of Roof Beams.

図 2.8.21 吊りボルトひずみ（未対策天井）
Fig. 2.8.21 Strain of Hanging Bolts (Non-seismic Ceiling).

図 2.8.22

吊りボルトおよび斜め部材ひずみ（1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井）
Fig. 2.8.22 Strain of Hanging Bolts and Braces (Seismically
Designed Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1
and 2.2).

図 2.8.23 フェイルセーフ用ワイヤのひずみ
Fig. 2.8.23 Strain of Wires for Failsafe System.

図 2.8.24 天井裏カメラ計測
Fig. 2.8.24 Camera Plan in Space between Ceiling andRoof.

－ 46 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

図 2.8.26 床上カメラ計測
Fig. 2.8.26 Camera Plan on Floor.

図 2.8.25 計測治具上カメラ計測
Fig. 2.8.25 Camera Plan on Steel Frame for
Measurement.

図 2.8.27 試験体外周カメラ計測
Fig. 2.8.27 Camera Plan from Outside Specimen.

写真 2.8.1 ターゲットマーク
Photo 2.8.1 Target Marks for Videos.

－ 47 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

2.9 参考文献[2.1]

山田哲，伊山潤，島田侑子，松本由香，長谷川隆，清家剛，中野達也，吉敷祥一：東北地
方太平洋沖地震および余震による学校体育館の構造被害，日本建築学会技術報告集，Vol.
20，No. 44，p. 133-138，2014．

[2.2]

清家剛，江口亨，熊谷亮平，佐藤考一，名取発，
脇山善夫，井上朝雄，山田哲，島田侑子：東北地方太平洋沖地震および余震による学校施設の校舎と体育館の非構造部材の震動被害，
日本建築学会技術報告集，Vol. 20，No. 44，
p.405-410，2014．

[2.3]

山田哲，江口亨，松本由香，清家剛，伊山潤，
熊谷亮平，島田侑子：東北地方太平洋沖地震
および余震による学校体育館の構造特性と非構造部材の震動被害，日本建築学会技術報告集，Vol. 20，No. 46，p. 981-986，2014．

[2.4]

江口亨，清家剛，熊谷亮平，松本由香，伊山潤，山田哲，椛山健二，楠浩一：東北地方太平洋沖地震および余震による学校施設の校舎
における天井の震動被害 , 日本建築学会技術報 告 集，Vol. 21，No.47，p. 55-59，2015（ 掲載準備中）．

[2.5]

一般社団法人 建築性能基準推進協会：建築物における天井脱落対策に係る技術基準の解説，2013．

－ 48 －

2015 年 2 月

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

3. 構造躯体の応答

報告書－佐々木ほか

いと言える．

E －ディフェンスを用いた大規模空間吊り天井の図 3.2 は，伝達関数から求められた各方向 1 次モー加振実験における構造躯体の応答について述べる．

ドのモード変形図である．なお，図 3.2 では，天井3.1 試験体の固有周期と減衰定数も含めてモード形状を示している．

未対策天井試験体の地震動入力前に実施した 3 軸

梁間方向の固有モードでは，妻面の応答は壁ブ

同時入力によるランダム加振により得られた応答加レースにより剛性が大きいため，応答が小さく，中速度の震動台上での入力加速度に対する伝達関数か央の X4 通りの構面の応答が最も大きくなる．

ら試験体の固有周期と固有モードを同定する．屋根表 3.1

実験前の各方向の 1 次固有周期と減衰定数の推測値
Table 3.1 Estimation of Natural Period and Damping
Ratio before Experiment.

面頂部中央（X4,Y4 通り）での加速度応答の入力地震動に対する伝達関数を図 3.1 に示す．固有周期，減衰定数，固有モードは 1 自由度系の伝達関数の理論（a）未対策天井（a）Non-seismic Ceiling.
固有周期（秒）
減衰定数（%）
0.399
1.82
梁間方向
0.368
2.40
桁行方向
0.336
2.28
上下方向

式を最小二乗法によるフィッティングにより求めた．各方向の 1 次固有周期および減衰定数を表 3.1に示す．1 次固有周期は，梁間方向で 0.399 ～ 0.415
秒，桁行方向で 0.358 ～ 0.368 秒，上下方向で 0.332～ 0.336 秒程度と推定される．また減衰定数は 1.82（b）1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井（b）Seismically Designed Ceiling with Seismic
Coefficient of 1.1 and 2.2.
固有周期（秒）
減衰定数（%）
0.415
2.18
梁間方向
0.358
2.21
桁行方向
0.332
2.06
上下方向

～ 2.40 % となった．未対策天井の実験前と，1.1G
耐震天井，2.2G 耐震天井の実験前で，固有周期はほぼ同じである．後述するように，未対策天井の実験で，屋根ブレースの一部が降伏したが，未対策天井の実験後に，屋根ブレース，壁ブレースは締め直し
たため，その結果，振動特性は大きく変化していな

0510Frequency (Hz)（a）梁間方向（a）Span Direction.
40
35
30
25
20
15
10
5
0
0

15

40
35
30
25
20
15
10
5
0

Transfer Function (Magnitude)

MesuredEstimated

Transfer Function (Magnitude)

Transfer Function (Magnitude)

40
35
30
25
20
15
10
5
0

MesuredEstimated

0510Frequency (Hz)（b）桁行方向（b）Ridge Direction.

15

MesuredEstimated

510Frequency (Hz)（c）鉛直方向（c）Vertical Direction.

15

図 3.1 ランダム波加振による屋根頂部加速度応答の震動台入力に対する伝達関数（未対策天井実験前）
Fig. 3.1 Transfer Function of Response Acceleration to Table Acceleration during Whitenoise Excitation before
Non-seismic Ceiling.

－ 49 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号（a）梁間方向（a）Span Direction.

2015 年 2 月（b）桁行方向（b）Ridge Direction.

（c）鉛直方向（c）Vertical Direction.
図 3.2 各方向 1 次固有モードのモード変形図（カラー図面は添付 D を参照）
Fig. 3.2 Mode Shape in 1st Mode (Color Fig.s Available in Appendix D）.

一方，桁行方向の固有モードは，大梁が弱軸方向に大きくたわむモードが出てくる．中央の Y4 通り

3.2 構造躯体の全体挙動
3.2.1 全体変形角が大きくはらんでいる点は，梁間方向と似たモード

耐震天井試験体の仙台波 100 % 加振に対する梁形状となっているが，荷重の伝達機構が異なるため，間，桁行方向の全体変形角の時刻歴応答を図 3.3 に注意が必要である．

示す．ここで，全体変形角とは屋根面頂部中央に

鉛直方向の固有モードでは，中央部が大きく震動設置したワイヤー変位計の伸縮量から求まる水平し，柱部はほとんど振動しないモードになっている．

変位をその測定点の高さ 9.09 m で割った値である．

一方，天井のモード形状は，水平方向のモードに

K-NET 仙台波による加振に対する全体変形角の一ついては，ほぼ一様の動きをしている．天井面の面

覧を表 3.2 に示す．

剛性は大きく，吊りボルトの剛性は小さいことから，

表 3.2
全体変形角（%）の最大値
Table 3.2 Maximum Global Drift Angle（%）.
入力地震動
全体変形角
種別
梁間方向 桁行方向
加振レベル
K-NET 仙台波 25%
0.27%
0.17%
未対策
K-NET 仙台波 50%（1） 0.68%
0.42%
天井K-NET 仙台波 50%（2） 0.65%（※） 0.52%（※）
K-NET 仙台波 25%
0.28%
0.18%
K-NET 仙台波 50%
0.65%
0.41%
耐震
K-NET 仙台波 80%
1.14%
1.03%
K-NET 仙台波 100%
1.81%
2.09%
天井
JMA 神戸波 100%
1.45%
3.20%
JMA 神戸波 150%
2.05%（※） 4.47%（※）

天井面のモード形状がほぼ一様になったものと考えられる．ただし，天井のモード形状のうち，鉛直方
向 1 次モードについては，屋根面の振動と一致している．
なお，梁間方向 1 次モードの天井のモード変形は
Y1，Y7 通りの妻面の動きとほぼ一致し，桁行方向
1 次モードの天井のモード変形は X1，X7 通りの動きとほぼ一致した．

（※）加速度データを 2 回直接積分して算出された値－ 50 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

上記の手順で 2 回直接積分して得られた変位を図
3.4，図 3.5 で比較する．これらの図では最大変形時
近傍を拡大して示している．上記の HPF の値を用いれば，ワイヤー変位計と加速度計による変位は概ね良い対応を示している．

（a）梁間方向（a）Span Direction.

（b）桁行方向（b）Ridge Direction.

（a）梁間方向（a）Span Direction.

図 3.3

全体変形角の時刻歴応答（耐震天井試験体，
K-NET 仙台波 100 % 加振）Fig. 3.3 Time-history Response of Global Drift Angle(Seismically Designed Ceiling, K-NET Sendai
100 % Excitation).
（b）桁行方向（b）Ridge Direction.

未対策天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振の 2
回目ならびに耐震天井試験体の JMA 神戸波 150 %
加振は計測点近傍の天井落下によりワイヤーが破断するなどしていたため屋根面頂部中央部に設置した加速度計による加速度データを 2 回直接積分することで変位を得た．以下にその手順の詳細を示す．
1. 加速度の計測データの平均値を計算し，そのド

図 3.4

ワイヤー変位計と加速度計による全体変形角の時刻歴の比較（未対策天井，K-NET 仙台波 50%
加振の 1 回目）
Fig. 3.4 Comparison of Time-history Response of Global
Drift Angle obtained by Wire-transducer andAccelerometer (Non-seismic Ceiling, K-NET
Sendai 50% 1st-Excitation).

リフト量を全計測データから減ずることで，平均値を 0.0 とする．
2. 上記の加速度データを直接積分して速度データを算出する．
3. 未 対 策 天 井 試 験 体 の K-NET 仙 台 波 50 % 加 振の 2 回目では，梁間，桁行方向の速度データに（a）梁間方向（a）Span Direction.

対して 1.5 Hz のハイパスフィルター（High Pass
Filter, HPF）をかける．耐震天井試験体の JMA
神戸波 150 % 加振では，梁間方向の速度データに 対 し て 1.0 Hz の HPF， 桁 行 方 向 で は 0.5 Hzの HPF をかける．
4. 上記の速度データを直接積分して変位を算出す（b）桁行方向（b）Ridge Direction.

る．
上記 3 の HPF の適正値は，前後の加振において
ワイヤー変位計と加速度計から得られる計測データ
を比較，検討することで得られた．未対策天井試験
体の K-NET 仙台波 50 % 加振の 1 回目と耐震天井試
験体の JMA 神戸波 100 % 加振について，ワイヤー
変形計による変位データと加速度計による加速度を－ 51 －

図 3.5

ワイヤー変位計と加速度計による全体変形角の時刻歴の比較（耐震天井，JMA 神戸波 100% 加振）Fig. 3.5 Comparison of Time-history Response of Global
Drift Angle obtained by Wire-transducer andAccelerometer (Non-seismic Ceiling, JMA Kobe
100% Excitation).

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

耐震天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振に対す

図 3.9 に示すように，柱材，壁ブレースともに弾性る梁間方向の全体変形角の最大値は 0.65 %，桁行方状態に留まっており線形応答を示している．また，

向では 0.41 % となり，梁間方向の方が大きい．一

未対策天井試験体と耐震天井試験体で，同じレベル

方，K-NET 仙台波 100 % 加振に対しては，梁間方の加振に対する応答は殆ど同一となっている．耐震

向で 1.81%，桁行方向では 2.09 % であり，桁行方向

天井試験体の K-NET 仙台波 80 % 加振では，図 3.10の方が大きい．これは，加振レベルが大きくなるにに示すように，柱材とブレース材が塑性化を開始し，従い，壁ブレースの塑性化が進行し，壁ブレースの非線形応答を示している．特に桁行方向のブレース

水平力負担率の大きい桁行方向の層剛性が低下した

材ではスリップ性状が見られる．また，梁間方向でためと推測される．JMA 神戸波 100 % 加振に対して，

は山形ラーメン架構の柱材が多くの水平力を負担す

梁間方向の全体変形角は 1.45 %，桁行方向では 3.20

るのに対し，桁行方向では壁ブレースの水平力負担% となり，桁行方向の変形が大きい．JMA 神戸波

率が大きいことがわかる．さらに，K-NET 仙台波

150 % 加振に対しては，梁間方向で 2.05 %，桁行方

100 % 加振では，柱材，ブレース材の塑性化が進行

向で 4.47 % となった．

しており，桁行方向のブレース材では著しいスリッ

3.2.2 全体変形角－層せん断力の関係

プ性状が見られる．耐震天井試験体の JMA 神戸波

3.3 節で後述するようにひずみゲージによる計測

100 %，150 % 加振に対しては，特に桁行方向の柱値から算出した 1 階の全ての柱材のせん断力と，全材，壁ブレースの塑性変形が著しく進行している．

ての壁ブレースの軸力の水平成分の総和をとること

また，桁行方向のブレース材にはスリップ性状が見で層せん断力を算出する．ここで，鋼材の応力－ひられる．

ずみ関係は完全弾塑性でモデル化した．未対策天井

事前解析による建物試験体の層間変形角 1/50 に試験体の K-NET 仙台波 25 %，50 % 加振 1 回目のおける梁間方向，桁行方向の終局耐力はそれぞれ

全体変形角と層せん断力の関係を図 3.6，図 3.7，耐1,500 kN，850 kN 程度であり，耐震天井試験体の震天井試験体の K-NET 仙台波 25 %，50 %，80 %，K-NET 仙台波 100 % 加振の図 3.11，ならびに JMA

100 % 加振時を図 3.8 ～図 3.11，JMA 神戸波 100 %，神戸波 100 % 加振の図 3.12 に示されるように，実150 % 加振時を図 3.12，図 3.13 に示す．未対策天験においても全体変形角 2 % で概ねそれらの値が得

井試験体ならびに耐震天井試験体の K-NET 仙台波られている．

25 % 加振，K-NET 仙台波 50 % 加振では，図 3.6 ～－ 52 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ

報告書－佐々木ほか

 ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ

（a）梁間方向（a）Span Direction.

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ      ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ

（b）桁行方向（b）Ridge Direction.
図 3.6 層せん断力－全体変形角の関係（未対策天井，K-NET 仙台波 25 % 加振）Fig. 3.6 Relations of Story Shear Force and Global Drift Angle（Non-seismic Ceiling, K-NET Sendai 25 % Excitation).

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（a）梁間方向（a）Span Direction.

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（b）桁行方向（b）Ridge Direction.
図 3.7 層せん断力－全体変形角の関係（未対策天井，K-NET 仙台波 50 % 加振 1 回目）
Fig. 3.7 Relations of Story Shear Force and Global Drift Angle（Non-seismic Ceiling, K-NET Sendai 50 % 1st-Excitation).

－ 53 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（a）梁間方向（a）Span Direction.

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（b）桁行方向（b）Ridge Direction.
図 3.8 層せん断力－全体変形角の関係（耐震天井，K-NET 仙台波 25 % 加振）Fig. 3.8 Relations of Story Shear Force and Global Drift Angle (Seismically Designed Ceiling, K-NET Sendai 25 % Excitation).

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（a）梁間方向（a）Span Direction.

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（b）桁行方向（b）Ridge Direction.
図 3.9 層せん断力－全体変形角の関係（耐震天井，K-NET 仙台波 50 % 加振）.
Fig. 3.9 Relations of Story Shear Force and Global Drift Angle (Seismically Designed Ceiling, K-NET Sendai 50 % Excitation).

－ 54 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか  ࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（a）梁間方向（a）Span Direction.

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（b）桁行方向（b）Ridge Direction.
図 3.10 層せん断力－全体変形角の関係（耐震天井，K-NET 仙台波 80 % 加振）Fig. 3.10 Relations of Story Shear Force and Global Drift Angle (Seismically Designed Ceiling, K-NET Sendai 80 % Excitation).

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（a）梁間方向（a）Span Direction.

࠙ᰕᮦࠚ         ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ        ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（b）桁行方向（b）Ridge Direction.
図 3.11 層せん断力－全体変形角の関係（耐震天井，K-NET 仙台波 100 % 加振）Fig. 3.11 Relations of Story Shear Force and Global Drift Angle (Seismically Designed Ceiling, K-NET Sendai 100 % Excitation).

－ 55 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

  ࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（a）梁間方向（a）Span Direction.

࠙ᰕᮦࠚ           ࠙ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ       ࠙඲య㸸ᰕᮦ+ࣈ࣮ࣞࢫᮦࠚ
（b）桁行方向（b）Ridge Direction.
図 3.12 層せん断力－全体変形角の関係（耐震天井，JMA 神戸波 100 % 加振）Fig. 3.12 Relations of Story Shear Force and Global Drift Angle (Seismic Ceiling, JMA Kobe 100 % Excitation).

͕ද੕͖! ! ! ! ! ! ! ! ! ! ! ͕Ӊӟ̷Ҭ੕͖! ! ! ! ! ! ! ͕಻ള̢ද੕+Ӊӟ̷Ҭ੕͖（a）梁間方向（a）Span Direction.

͕ද੕͖! ! ! ! ! ! ! ! ! ͕Ӊӟ̷Ҭ੕͖! ! ! ! ! ! ! ! ͕಻ള̢ද੕+Ӊӟ̷Ҭ੕͖（b）桁行方向（b）Ridge Direction.
図 3.13 層せん断力－全体変形角の関係（耐震天井，JMA 神戸波 150 % 加振）Fig. 3.13 Relations of Story Shear Force and Global Drift Angle (Seismic Ceiling, JMA Kobe 150 % Excitation).

－ 56 －

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3.3 各部材の塑性化の進行状況
3.3.1

山形ラーメン架構の曲げモーメント

柱と屋根大梁の断面でのひずみ計測値により山形ラーメン架構の曲げモーメント分布を推測する．耐震天井試験体の K-NET 仙台波 50 %，80 %，100 %（a）K-NET 仙台波 50% 加振（a）K-NET Sendai 50% Excitation.

加振時の，柱材が弾性状態を保つと仮定して算出した柱脚部曲げモーメント Mb が最大となる時点の X4
通りの山形ラーメン架構の曲げモーメント分布を図3.14 に示す．同図中に Mb の値を括弧内に示している．山形ラーメン架構の柱材，大梁の断面は H400
× 200 × 8 × 13 であり，その降伏曲げモーメント（b）K-NET 仙台波 80% 加振（b）K-NET Sendai 80% Excitation.

My は 350 kN･m， 全 塑 性 曲 げ 耐 力 Mp は 392 kN･mである．
3.3.2 柱脚部の塑性化
K-NET 仙台波 50 %，80 %，100 % 加振時における X4-Y1 通り柱脚部曲げモーメント Mb の時刻歴を
図 3.15 に示す．同様に神戸波 100 %，150 % 加振について図 3.16 に示す．同図中に柱材の Mp を点線で示す．K-NET 仙台波 50 % 加振では弾性状態に留まっているが，K-NET 仙台波 80 % 加振で Mp 近傍まで増加し，さらに K-NET 仙台波 100 % 加振では柱脚（c）K-NET 仙台波 100% 加振（c）K-NET Sendai 100% Excitation.
図 3.15 柱脚部曲げモーメントの時刻歴（X4-Y1 通り）
Fig. 3.15 Time-history Response of Column-base Moment(X4-Y1 Column).

部モーメントは数回 Mp に達している．JMA 神戸波
100 %，150 % 加振についても柱脚部は数回 Mp に達している．但し，加振終了後，目視により確認したが柱脚部に目立った損傷は見られなかった．

（a）JMA 神戸波 100% 加振（a）JMA Kobe 100%.

（a）K-NET 仙台波 50% 加振 （b）K-NET 仙台波 80% 加振（a）K - N E T S e n d a i 5 0 % （b）K - N E T S e n d a i 8 0 %Excitation.
Excitation.

（b）JMA 神戸波 150% 加振（b）JMA Kobe 150%.
図 3.16 柱脚部曲げモーメントの時刻歴（X4-Y1 通り）
Fig. 3.16 Time-history Response of Column-base Moment(X4-Y1 Column).

3.3.3 壁ブレース材の挙動（a）応力―ひずみ関係のモデル化
ターンバックル形式の壁ブレースに貼付したひず
みゲージの値より応力を推測し，その応力に面積を（c）K-NET 仙台波 100% 加振（c）K-NET Sendai 100% Excitation.
図 3.14 山形ラーメン架構の曲げモーメント分布
Fig. 3.14 Moment Distribution of Pitched Rigid Frame.

掛けて壁ブレースの軸力を算出する．ここで鋼材の応力―ひずみ関係を図 3.17 に示すように完全弾塑
性でモデル化し下式により応力 σ を算出する．
－ 57 －

防災科学技術研究所研究資料

弾性域①： σ = E ⋅ ε e = E ⋅ ( ε t − ε p )第 391 号2015 年 2 月（b）壁ブレースの軸力―伸縮量関係

塑性域②： σ = σ y , 塑性域③： σ = −σ yここで，εt は全ひずみ，εe は弾性ひずみ，εp は塑軸力を算出する．一方，梁間方向，桁行方向のそれ性ひずみ（除荷した時の残留ひずみ），E は弾性係

ぞれ 1 個の壁ブレースの伸縮量をワイヤー変位計で数である．弾性域①では εp を更新せずに塑性域②，計測した．K-NET 仙台波 80 %，100 % 加振に対する，③では εp を更新する．一例として，仙台波 80 %，

桁行方向 Y1 構面の X2 － X3 通りの 1 層壁ブレース

100 % 加 振 に 対 す る 桁 行 方 向 Y1 構 面 の X2 － X3の伸縮量と軸力の関係を図 3.19 に示す．K-NET 仙通り間の 1 層壁ブレースの応力－ひずみ関係を図

台波 80 %，100 % 加振ともに，引張方向では軸力が3.18 に示す．壁ブレースは引張方向で降伏している

降伏軸力に達している．一方，圧縮方向には軸力をのに対し，圧縮方向には座屈により軸力が小さい．

殆ど負担していない．

上記で求めた壁ブレースの応力に断面積を乗じてK-NET 仙台波 100 % 加振時では，K-NET 仙台波 80% 加振よりも若干，塑性ひずみが進行している．

σy
σ
O
،
؎

σ(‫ܥ‬ᆜ*
‫؍‬
،
E

،

εp
-σ εt

εe

ε(ᇯѴ*
（a）K-NET 仙台波 80% 加振（a）K-NET Sendai 80% Excitation.

y

図 3.17 モデル化の方法
Fig. 3.17 Method of Modeling.

（b）K-NET 仙台波 100% 加振（b）K-NET Sendai 100% Excitation.

（a）K-NET 仙台波 80% 加振（a）K-NET Sendai 80% Excitation.
図 3.19壁ブレースの軸力と伸縮量の関係（Y1 構面の X2 － X3 通り間）
Fig. 3.19 Relations of Axial Force and Axial Deformationof Vertical Brace (Y1 Frame, X2-X3).

（c）壁ブレースの塑性化の進展
各加振における，ひずみを計測した梁間方向，桁行方向の壁ブレース各 10 個のうち降伏ひずみに達（b）K-NET 仙台波 100% 加振（b）K-NET Sendai 100% Excitation.
図 3.18

壁ブレースの応力－ひずみ関係（Y1 構面のX2 － X3 通り間）
Fig. 3.18 Relations of Stress and Strain of Vertical Brace(Y1 Frame, X2-X3).

したブレースの個数の割合を図 3.20 に示す．壁ブ
レースの作用軸力 ƩP の降伏軸力 ƩPy に対する割合の平均値を図 3.21 に示す．ここで作用軸力 ƩP，降伏軸力 ƩPy は以下の式で算出した．

－ 58 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験
n

n

=
P ∑
=
P ∑( A ×σ )∑i=i 1 =i 1∑P = n × A ×σy

報告書－佐々木ほか

i

（1）

y

ここで，n はひずみを計測した壁ブレースの個数であり，梁間，桁行方向ともに 10 である．A は壁ブレースの断面積，σy は降伏応力，σi は図 3.17 に示す完全弾塑性モデルにより得られた作用応力である．
K-NET 仙台波 25 % 加振，50 % 加振では全ての壁ブレースが弾性域にあり，K-NET 仙台波 25 % 加振では梁間，桁行方向ともに降伏軸力の 0.3 倍程度，

写真 3.1

K-NET 仙台波 80% 加振後の壁ブレースの
座屈変形
Photo 3.1 Buckling of Vertical Brace after K-NET
Sendai 80% Excitation.

K-NET 仙台波 50 % 加振では 0.6 ～ 0.8 倍程度の軸力が作用した．K-NET 仙台波 80 % 加振では，降伏した壁ブレースの個数の割合は，梁間方向で 0.8，
桁 行 方 向 で 0.5 で あ っ た．K-NET 仙 台 波 100 % 加

3.3.4 屋根ブレース材の挙動

振では梁間方向で降伏したブレースの個数の割合（a）未対策天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振には 0.3 に減少したが，桁行方向の全ての壁ブレース

おけるひずみが降伏した．JMA 神戸波 100 % 加振と JMA 神戸波

未対策天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振の 1

150 % 加振に対しては，桁行方向の全てのブレース

回目における，X2,Y2 通り―X3,Y3 通り，ならびにが降伏したが，梁間方向の全てのブレースは弾性域

X2,Y3 通り―X3,Y4 通りの屋根面屋根ブレースのひに留まった．耐震天井試験体での仙台波 80 % 加振

ずみ計測値の時刻歴を図 3.22 に示す．建物試験体の後の壁ブレースの座屈変形の様子を写真 3.1 に示す．

設計では，外周部の屋根面屋根ブレースが内側のブレースよりも早期に塑性化することが想定されていたが，図 3.22 に示すように，内側にある X2 － X4通り間，Y2 － Y4 通り間近傍の屋根面屋根ブレースのひずみが瞬間的に降伏ひずみを著しく超えて増加した．これら近傍の屋根ブレースのみにも同じ時刻あたりで同様の大きなひずみが生じている．

図 3.20 降伏した壁ブレースの個数の推移
Fig. 3.20 Transition of Numbers of Vertical Brace Yielded.

（a）X2,Y2 通り―X3,Y3 通りの屋根ブレース（a）X2, Y2 – X3, Y3 Horizontal Brace.

（b）X2,Y3 通り―X3,Y4 通りの屋根ブレース（b）X2, Y3 – X3, Y4 Horizontal Brace.
図 3.22
図 3.21 壁ブレースの作用軸力比の推移
Fig. 3.21 Transition of Axial Force Ratio in Vertical Brace.

屋根面屋根ブレースの応力―ひずみ関係（未対策天井，K-NET 仙台波 50% 加振の 1 回目）
Fig. 3.22 Time-history Response of Strain of Horizontal Brace(Non-seismic Ceiling, K-NET Sendai 50% 1 st Excitation.

－ 59 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

未対策天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振の 1

JMA 神戸波 150 % 加振では，全ての屋根面屋根ブ

回目と 2 回目について屋根ブレースの降伏した順序レースが降伏した．全加振後の屋根面屋根ブレースを図 3.23 に示す．青字が 1 回目の加振状況，2 回目の座屈変形を写真 3.2 に示す．

を赤字で示す．弾性に留まったものは Elastic と表記している．1 回目の加振では X2 通りと X4 通り，
Y2 通りと Y4 通りに囲まれた内側の屋根ブレースが降伏した．

図 3.24 降伏した屋根ブレースの個数の推移
Fig. 3.24 Transition of Numbers of Horizontal Brace Yielded.

図 3.23屋根面屋根ブレースの塑性化開始時（未対策天井試験体，K-NET 仙台波 50% 加振（1），（2））
Fig. 3.23 Stating Times at Yielding of Horizontal Brace(Non-seismic Ceiling, K-NET Sendai 50% 1st, 2ndExcitations).

図 3.25 屋根ブレースの作用軸力比の推移
Fig. 3.25 Transition of Axial Force Ratio in Horizontal Brace.

（b）屋根面屋根ブレースの塑性化の進展
屋根面屋根ブレース 36 個のうち降伏ひずみに達したブレースの個数の割合を図 3.24 に示す．屋根ブレースの作用軸力 ƩP の降伏軸力 ƩPy に対する割合の平均値を図 3.25 に示す．ここで作用軸力 ƩP，降伏軸力 ƩPy は式（1）で算出した．ここで，n はひずみを計測した屋根面屋根ブレースの個数であり 36である．未対策天井試験体について，K-NET 仙台

写真 3.2 全加振後の屋根ブレースの座屈変形
Photo 3.2 Buckling of Horizontal Brace after All Excitations.

波 25 % 加振時では全ての屋根面屋根ブレースが弾性域に留まり，降伏軸力の 0.25 倍程度の軸力が作用した．K-NET 仙台波 50 % 加振 1 回目で屋根面屋
根ブレース 36 個のうち 11 % が降伏し，K-NET 仙台波 25 % 加振 2 回目では 17 % が降伏した．一方，
耐震天井試験体では，K-NET 仙台波 50 % 加振時までは全ての屋根面屋根ブレースが弾性域に留まり，
K-NET 仙台波 50 % 加振で降伏軸力の 0.6 倍程度の軸力が屋根面屋根ブレースに作用した．K-NET 仙台波 80 % について，屋根面屋根ブレースの降伏した順序を図 3.26 に示す．外周部四辺一列の屋根ブ
レースは全て降伏しており，内側の屋根ブレースの多くは弾性に留まっている．JMA 神戸波 100 % 加振，

図 3.26

屋根面屋根ブレースの塑性化開始時（耐震天井試
験体，K-NET 仙台波 80% 加振）Fig. 3.26 Stating Times at Yielding of Horizontal Brace(Seismically Designed Ceiling, K-NET Sendai 80%
Excitation).

－ 60 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

3.4 屋根面における最大加速度応答

11.7G，平均値は 8.4G，最小値は 3.8G，上下方向で（a）フィルターなしの屋根面加速度応答

は最大値が 9.5G，平均値は 6.0G，最小値は 1.4G と未対策天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振 1 回目に対する屋根面 X4-Y5 通りにおける梁間，桁行，なっている．すなわち，屋根面最大加速度応答には測定点によって大きなばらつきがある．

上下方向の加速度応答の時刻歴を図 3.27 に示す．ここで，屋根面 X4-Y5 通りを選択したのは，仙台波
50 % 加振 2 回目の加振によりその近傍の天井が落下したためである．加振計画では 2.2G 程度の最大加速度応答を想定していたが，梁間方向で 3.6G，桁行方向で 9.6G，上下方向で 6.2G の最大加速度応答が得られている．すなわち，想定を大きく超える最大加速度を示している．これは屋根面に設置した錘の鋼板が母屋材等に接触し衝撃を与えたためと考えられる．
（a）梁間方向（a）Span Direction（a）梁間方向（a）Span Direction（b）桁行方向（b）Ridge Direction（b）桁行方向（b）Ridge Direction（c）上下方向（c）Vertical Direction
図 3.27

屋根面加速度応答の計測データ（未対策天井，K-NET 仙台波 50% 加振の 1 回目）
Fig. 3.27 Measured Data of Roof Acceleration Response(Non-seismic Ceiling, K-NET Sendai 50% 1st-Excitation).

各加振に対する屋根面の全 36 計測点における最大加速度応答の最大値，平均値，最小値を図 3.28 に示す．未対策天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振の 1 回目に対して，梁間方向の最大値は 9.7G，平均値は 5.0G，最小値が 1.9G，桁行方向では最大値が－ 61 －（c）上下方向（c）Vertical Direction
図 3.28

各加振における屋根面最大加速度応答の最大値，平均値，最小値
Fig. 3.28 Maximum, Average, Minimum Values ofMaximum Roof Acceleration Response for
Each Excitation.

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月（b）ローパスフィルター（LPF）をかけた屋根面加速度応答
衝突などによる高周波成分のノイズを取り除くた
めに，屋根面加速度データにローパスフィルター（Low Pass Filter, LPF）をかける．天井面で計測された加速度応答データに対しても検証した結果，不要（a）梁間方向（a）Span Direction

なノイズを取り除き，主要な加速度応答を取り除かない LPF の値として 100 Hz が最適であると判断した．
未対策天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振の 1回目における，100 Hz の LPF をかけた場合の屋根
面 X4-Y5 通りでの加速度応答の時刻歴を図 3.29 に示す．図 3.27 と比較すると，最大加速度応答が大き（b）桁行方向（b）Ridge Direction

く減少していることがわかる．フィルターをかけな
い屋根面加速度応答データと 100 Hz の LPF をかけた屋根面加速度応答についてピーク時近傍を拡大して比較した結果を図 3.30 に示す．100 Hz の LPF をかけても体育館構造全体の挙動による加速度応答を取り除いていないことがわかる．

（c）上下方向（c）Vertical Direction
図 3.30フィルター有無による屋根面加速度の比較（未対策天井，K-NET 仙台波 50% 加振の 1 回目）
Fig. 3.30 Comparison of Roof Acceleration Data not-filteredand filtered by 100Xz-LPF (Non-seismic Ceiling,
K-NET Sendai 50% 1st-Excitation).

（a）梁間方向（a）Span Direction

各加振に対する屋根面の全 36 計測点における，100 Hz の LPF をかけた最大加速度応答の最大値，平均値，最小値を図 3.31 に示し，各加振の平均値の一覧を表 3.3 に示す．100 Hz の LPF をかけた全 36（b）桁行方向（b）Ridge Direction

計測点における最大加速度応答の平均値では，未対策天井試験体の K-NET 仙台波 25 % 加振に対して梁間方向で 1.4G，桁行方向で 2.0G，上下方向で 1.4G
である．また，未対策天井試験体の K-NET 仙台波
50 % 加振の 1 回目では，梁間方向で 2.7G，桁行方向で 3.3G，上下方向で 2.5G となった．これらは概ね加振計画で想定した最大加速度程度となってい（c）上下方向（c）Vertical Direction
図 3.29る．また，図 3.31 に示すように，耐震天井試験体

100Hz － LPF をかけた屋根面加速度応答（未対策天井，K-NET 仙台波 50% 加振の 1 回目）
Fig. 3.29 Roof Acceleration filtered by 100Xz-LPF(Non-seismic Ceiling, K-NET Sendai 50% 1st-Excitation).

で K-NET 仙台波 80 % を超えた加振レベルでは，屋根面最大加速度応答が頭打ちとなっている．

－ 62 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

各計測点での 100 Hz の LPF をかけた屋根面最大加（c）屋根面最大加速度の分布
未耐震天井試験体の K-NET 仙台波 50 % 加振の 1

速度の分布を図 3.35 に示す．屋根面最大加速度は，回目，耐震天井試験体の K-NET 仙台波 80 % 加振，

特に梁間方向と上下方向の加速度は側面である Y1，

100 % 加振における全計測点での 100 Hz の LPF を

Y7 通りで小さく，頂部である Y4 通りに近づくに従かけた屋根面最大加速度の分布を図 3.32 ～図 3.34

い，大きくなる傾向がある．

に示す．ならびに，各加振時における，X4 通りの
表 3.3
各加振での 100Hz-LPF をかけた屋根面最大加速度応答の平均値（G）
Table 3.3 Average (G) of Maximum Roof Acceleration Response filtered by 100XzLPF for Each Excitation.
天井
試験体
未対策
天井

加振レベル

梁間

桁行

上下

K-NET 仙台波 25%

1.4

2.0

1.4

K-NET 仙台波 50%（1）

2.7

3.3

2.5

K-NET 仙台波 50%（2）

2.8

3.5

2.7

K-NET 仙台波 25%

1.2

1.4

1.0

K-NET 仙台波 50%

2.4

3.0

2.3

耐震

K-NET 仙台波 80%

4.0

4.2

3.4

天井

K-NET 仙台波 100%

4.2

4.2

3.2

JMA 神戸波 100%

3.7

4.2

3.0

JMA 神戸波 150%

4.0

4.4

3.2

（b）桁行方向（b）Ridge Direction（a）梁間方向（a）Span Direction（c）上下方向（c）Vertical Direction
図 3.31 各加振での 100Hz-LPF をかけた屋根面最大加速度応答の最大値，平均値，最小値
Fig. 3.31 Maximum, Average, Minimum of Maximum Roof Acceleration Response filtered by 100Xz-LPF
for Each Excitation.

－ 63 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月（a）梁間方向（a）Span Direction（a）梁間方向（a）Span Direction（b）桁行方向（b）Ridge Direction（b）桁行方向（b）Ridge Direction（c）上下方向（c）Vertical Direction（c）上下方向（c）Vertical Direction

図 3.32屋 根 面 最 大 加 速 度 の 分 布（ 未 対 策 天 井，
K-NET 仙台波 50% 加振 1 回目）
Fig. 3.32 Distribution of Maximum Roof Acceleration(Non-seismic Ceiling, K-NET Sendai 50% 1stExcitation).

－ 64 －

図 3.33

仙台波 80% 加振における屋根面最大加速度の分布（耐震天井，K-NET 仙台波 80% 加振）Fig. 3.33 Distribution of Maximum Roof Acceleration(Seismically Designed Ceiling, K-NET Sendai
80% Excitation).

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか（a）梁間方向（a）Span Direction（a）梁間方向（a）Span Direction（b）桁行方向（b）Ridge Direction（b）桁行方向（b）Ridge Direction（c）上下方向（c）Vertical Direction（c）上下方向（c）Vertical Direction
図 3.35

図 3.34

X4 通りにおける屋根面最大加速度の分布（100Hz-LPF）
Fig. 3.35 Distribution of Maximum Roof Acceleration
filter by 100Hz-LPF in X4.

屋根面最大加速度の分布（耐震天井，K-NET
仙台波 100% 加振）Fig. 3.34 Distribution of Maximum Roof Acceleration(Seismically Designed Ceiling, K-NET Sendai
100% Excitation.

－ 65 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

4.1.1 K-NET 仙台波 25 % 加振

4. 吊り天井脱落被害の再現

K-NET 仙台波 25 % 加振では 1 箇所のハンガーが4.1 未対策天井の損傷状況
加振ケースと損傷状況の概要を表 4.1 に，各加振滑動する状況を加振時の記録映像で確認できるほケースでの天井が脱落した近傍の X4-Y5 通りにおか，ハンガー・クリップなどの天井面構成部材の接ける，天井面および屋根面の応答加速度 3 成分の最合部に僅かな滑りが確認され，このクリップのずれ

大値を表 4.2 に示す．着目点は図 4.1 に示す X4-Y5

により，野縁受けに蛇行が見られた．加振後の天井

通り近傍の天井面に設置した加速度センサ（CA22）

頂部の状況を写真 4.1 に，野縁受けの蛇行を写真 4.2とその同位置上方の屋根面に設置した加速度センサに示す．なお，写真 4.1 にはその後の加振による損（RA19）とし，前章の屋根面応答加速度の分析と同傷も示す．写真 4.1（a）が K-NET 仙台波 25 % 加振に様に天井の検証に用いる天井面応答加速度は 100 Hz

よる損傷である．

の LPF でフィルタ処理を行ったものを用いている．
表 4.1
加振ケースと損傷状況一覧
Table 4.1 Experimental Case and Damage Progress.
加振ケース

損傷状況

仙台波 25%

ハンガ・クリップのずれ

仙台波 50%（1 回目） ハンガ・クリップが外れ，天井面がたわむ
仙台波 50%（2 回目）（a）K-NET 仙台波 25% 加振後（a）After K-NET Sendai 25% Excitation.

たわんだ天井面が大きく振動し，脱落（b） K-NET 仙台波 50%（1 回目）加振後（b）After K-NET Sendai 50% 1st Excitation.

図 4.1 天井面・屋根面応答加速度の着目点
Fig. 4.1 Location of Accelerometer on Ceiling and Roof.
（c） K-NET 仙台波 50%（2 回目）加振後（c）After K-NET Sendai 50% 2nd Excitation.
写真 4.1 各加振後の天井頂部の状況
Photo 4.1 Damage after Experiment.
表 4.2
加振ケースと着目点における屋根面および天井面応答加速度の最大値一覧
Table 4.2 Maximum Response Acceleration on Ceiling and Roof.
加振ケース

計測震度

K-NET 仙台波 25%

振動台入力加速度（G）

屋根面応答加速度の最大値（G） 天井面応答加速度の最大値（G）

梁間方向 桁行方向 上下方向 梁間方向 桁行方向 上下方向 梁間方向 桁行方向 上下方向

5+（5.1）

0.35

0.20

0.09

0.76

2.33

1.27

1.15

0.66

0.74

K-NET 仙台波 50%（1 回目） 6-（5.7）

0.77

0.44

0.21

1.60

4.23

2.71

6.22

2.17

5.33

K-NET 仙台波 50%（2 回目） 6-（5.7）

0.77

0.46

0.21

1.73

4.50

2.50

8.15

3.83

7.26

－ 66 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

たわんだ天井面が上下方向に長時間繰り返し振動し続け，近傍のクリップも連鎖的に外れて損傷範囲が拡大した．結果的にこの加振では天井は脱落には至らなかったが，接合部が多数損傷し，脱落する危険性の高い状態となった．加振後の天井頂部の状況を
写真 4.1（b）に，天井の損傷のイメージを図 4.3 に示
す．
写真 4.2

クリップのすべりによる野縁受けの蛇行（K-NET 仙台波 25% 加振後）
Photo 4.2 Meandering of Furring Bracket due to Slip of Clips.

4.1.2 K-NET 仙台波 50 %（1 回目）加振K-NET 仙台波 50 %（1 回目）加振において天井が大きく損傷した．図 4.2 に天井面加速度と天井の損

7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
-1000
-2000
-3000

݅ഐ๕( gal )CA22X ( ᱱ㛫᪉ྥ )

7

3

1

6

2

14

10

17

૎ࠔ( s )

20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35

傷過程を，損傷が生じた時刻の詳細を表 4.3 に示す．
この加振では最初の激しい振動により，天井頂部の多数のハンガーが大きく滑り，繰り返し滑動した．
これらのハンガーにはこの時点で既に開きが生じていたものと考えられ，吊り材として天井材の重量を負担することができない状態となった．なお，頂部より 2 列目のハンガーには施工上必要なビス留めが為されていたため，ハンガーの滑りは確認できず，損傷は主に頂部のハンガーに集中している．その後
揺れが小さくなり，続けて再び激しい振動を受け，
南面 Y5 通り中央付近の天井が大きく上下に振幅し，天井面が波打つように挙動した．この現象により，
Y4-Y5 通り間の中央付近で多数のクリップが外れ，外れたクリップが支持していた天井面は大きく下方にたわんでしまった．たわんだ部分と周囲の天井面
は天井ボードにより繋がっていたため，かろうじて脱落には至らなかったが，外れたクリップが負担し（b）20s ~ 35s
7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
-1000
-2000
-3000

݅ഐ๕( gal )CA22X ( ᱱ㛫᪉ྥ )

1

19
20

22

21

23

2

2 2

29

31

33

૎ࠔ( s )
70

71

72

73

74

75

76

77

78

79

80

ていた天井材の重量を近傍のクリップが負担することとなった．継続時間の長い地震動であったために，
8000㸫CA22X ( ᱱ㛫᪉ྥ )݅ഐ๕( gal )6000ࣁ࣮ࣥ࢞ᦆയ
ࢡࣜࢵࣉᦆയ

4000

૎ࠔ( s )

2000
0
-2000
ࣁ࣮ࣥ࢞ࡢ⁥ࡾ࣭እࢀ

-4000
0

20

40

ࢡࣜࢵࣉእࢀ

60

80

100

120

140

（a）天井面加速度（a）Response Acceleration on Ceiling.

（c）70s ~ 80s

図 4.2 K-NET 仙台波 50% 1 回目加振における天井面加速度と損傷観察結果（CA22 付近：南面の天井の損傷との比較）
Fig. 4.2 Response Acceleration of Ceiling and Damage Progress during K-NET Sendai 50% 1st Excitation.

－ 67 －

防災科学技術研究所研究資料

表 4.3
損傷の時刻 K-NET 仙台波 50%（1 回目）加振Table 4.3 Time of Damage during K-NET Sendai 50% 1st Excitation.
番号

損傷時刻（s）

損傷状況

第 391 号2015 年 2 月

4.1.3 K-NET 仙台波 50 %（2 回目）加振損傷を受けた天井に対して，余震を想定し再度
K-NET 仙台波 50 % による 2 回目の加振を行った．

1

22.2887

ハンガー滑り2

23.2220

ハンガー滑り天井面加速度と天井の損傷過程を図 4.4 に，損傷が3

23.5887

ハンガー外れ生じた時刻の詳細を表 4.4 に示す．最初の激しい揺528.1220

ハンガー外れ

6

28.4887

れにて，既にたわんでいた天井面が大きく振動し，ハンガー外れ

7

28.9887

ハンガー外れ

10

31.2220

ハンガー外れ25000

14

32.3887

ハンガー外れ

20000

17

34.0887

ハンガー外れ

15000

18

73.0887

天井板の波打ち10000

1973.7887

クリップ外れ5000

20

73.9220

クリップ外れ0

南面（Y4-Y7）の天井頂部が脱落した．

21

75.1220

クリップ外れ-5000

22

76.2553

クリップ外れ-1000023

77.2553

野縁受け波打ち

24

776553

クリップ外れ

25

77.6553

クリップ外れ

26

78.3553

クリップ外れ、野縁受け変形

2778.3553

クリップ外れ

28

78.6220

クリップ外れ

29

78.8220

クリップ外れ30

79.3553

クリップ外れ

31

79.3887

クリップ外れ

32

79.7553

クリップ外れ

33

79.9220

クリップ外れ

35

88.0553

クリップ外れ

36

88.7220

クリップ外れ

37

98.4220

クリップ外れ38

120.0220

クリップ外れ（片持ち状態になる）

CA22X ( ᱱ㛫᪉ྥ )ኳ஭⬺ⴠ݅ഐ๕( gal )૎ࠔ( s )
14

18

ኳ஭⬺ⴠ

0

20

40

ኳ஭⬺ⴠ

60

80

100

120

140

（a）天井面加速度（a）Response Acceleration on Ceiling.

（b）30s 前後の天井の脱落範囲（b）Area of Damaged Ceiling around 30s.

ำ‫ڬ‬ლѠёҁѱ

ഝஉщёำ‫ڬ‬੒Ѡ୑ᆖ҄࿝൴ыѽхњољпьᇊ਱ฦѝഝஉыѽ（c）70s 以降の天井の脱落範囲（c）Area of Damaged Ceiling after 70s.
図 4.4ःဨщ௾ຊ҄ଣуѽ

図 4.3 天井面の損傷イメージ
Fig. 4.3 Damage Mechanism of Non-seismic Ceiling.

K-NET 仙台波 50% 2 回目加振における天井面加速度と損傷観察結果（CA22 付近：南面の天井の損傷との比較）Fig. 4.4 Response Acceleration of Ceiling and Damage
Progress during K-NET Sendai 50% 2nd Excitation.

－ 68 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

表 4.4
Table 4.4
番号

報告書－佐々木ほか

損傷の時刻 K-NET 仙台波 50%（2 回目）加振Time of Damage during K-NET Sendai 50% 2nd
Excitation.
損傷時刻（s）

損傷状況

1

24.9203

天井面に亀裂225.2220

天井脱落，クリップ外れ

325.2537

ハンガー外れ

5

27.3203

ハンガー外れ

6

27.3203野縁受けジョイント外れ

729.6537

天井面撓み

10

29.6870

ハンガー外れ

14

29.7537

天井脱落

17

72.0870

野縁受けジョイント外れ

18

75.2537

天井脱落クリップ外れ

1975.7537

天井脱落

20

78.2537

天井脱落

21

80.8870

天井脱落

写真 4.3

天井が脱落した試験体の全景
K-NET 仙台波 50% 2 回目加振後Photo 4.3 Damage of Ceiling after K-NET Sendai 50%
2nd Excitation.

その後揺れは小さくなるものの，先の天井脱落にされたフリーハンガーであった．これらの要素試験起因して，残存する天井端部のクリップの一部にもによる鉛直方向の最大荷重（以下，耐力とする）は，損傷が生じており，天井端部が大きく揺れてしまう

ハンガーが 2,797 N，クリップは最も低い値となる状態となった．続けて再び激しく振動した際，クリッシングルクリップの腹掛けで 338 N である（2 章参プが損傷していた天井端部から引きずられるように照）．

天井が脱落し，更に天井中央から端部に向けて連鎖

一方，図 4.6 に吊りボルトに貼られた歪みゲージ

的かつ広範囲に渡り天井が脱落した．加振後の天井から求めた軸力を示す．計測位置については 2 章を

頂部の状況を写真 4.1（c）に示す．

参照されたい．これによれば，南面天井に設置されなお，一連の加振で天井が脱落しなかった北面のた吊りボルト CS003 が最も大きく，1,243 N であり，天井についても，加振後の目視による損傷観察によ

ハンガーには耐力の半分程度の鉛直荷重が作用した

り，クリップの外れやハンガーの開き，野縁受けのことになり，鉛直下向きの地震力ではハンガーは破蛇行，波打ちなどが確認されている．この加振では損しないこととなる．一方，近傍のクリップについ

北面の天井は脱落に至らなかったが，接合部の損傷て，1 個当たりの負担面積 0.3 m2 から，負担していなど南面の天井と類似する損傷も見られることかた地震力を求めると 328 N となる．クリップの耐力

ら，北面の天井にも，南面の天井と同様の脱落被害にはわずかに足りないものの，2 章で示したとおり，が発生する可能性があったと言える．

野縁受けが座屈する荷重は小さいため，野縁受けが4.1.4 接合部の損傷

変形していた可能性は高く，この野縁受けの変形に

写真 4.3 に加振後の損傷状況を示す．このようなよりクリップの耐力が低下し破損したと考えられ

勾配天井の頂部付近を中心とした天井脱落被害は，る．以上のように，各金具に作用した荷重は，損傷

過去の地震被害において報告されている大規模空間に至るほどの大きな荷重が作用しており，実際に再に設置された吊り天井の脱落被害状況に類似してお現された被害状況に矛盾しない．

り，実験結果は吊り天井の脱落被害をうまく再現でなお，吊りボルトに設置した歪みゲージによってきたものと考える．天井脱落が生じた要因は，既往得られた軸力は，天井面応答加速度，天井単位質量，の研究でも論じられている通り，クリップやハン負担面積の積から求まる鉛直方向地震力に比べややガーなどの接合部であった．図 4.5 に天井接合部の大きくなっているが，これは頂部のハンガーが損傷

損傷状況を示す．2 章で述べたように，本試験体にして外れ，棟側の天井の鉛直地震力を支持できなく用いられていたのは，JIS 規格に準拠するシングル・

なり，より軒側に位置する吊りボルトが棟側の天井

ダブルクリップと，JIS 規格相当品を勾配用に改良

重量をも負担していたためと考えられる．

－ 69 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月（a）クリップの損傷状況（a）Damage of Clip.

（b）クリップの損傷イメージ（b）Damage Pattern of Clip.

（c）ハンガーの損傷状況（c）Damage of Hanger.
図 4.6

吊りボルトに生じた軸力（K-NET 仙台波 50% 1 回目 加振）Fig. 4.6 Axial Force of Bolts during K-NET Sendai 50% 1st
Excitation.

北面の天井の吊りボルトの軸力も，南面の吊りボルトに作用している軸力と同様に大きい．ここでも北面の天井が脱落していた可能性があったものと考えられる．
また，図 4.6 では，一部加振前から軸力が作用している状態のものや，残留軸力が生じたものがある．
これは K-NET 仙台波 25 % 加振や，50 % 加振により振動を受け，吊りボルト下部に設置したハンガーに滑りやズレが生じた結果，加振前に負担していた（d）ハンガーの損傷イメージ（d）Damage Pattern of Hanger.
図 4.5
天井材接合部の損傷状況
Fig. 4.5 Damage of Ceiling Connection.

天井材の重量から荷重が抜けたためと考えられる．
写真 4.4 に実験終了後の未対策天井の損傷状況をまとめる．いずれの被害状況も，1 章で示した過去の被害状況によく似ている．

－ 70 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

天井裏から見た頂部の損傷

床まで脱落した天井材

せっこうボードの目地を境に脱落した

ロックウール吸音板の脱落

クリップの外れ野縁受けジョイントの外れ

壁際野縁の端部が座屈している

柱周りの仕上げ材の損傷

写真 4.4 実験後の未対策天井の損傷状況
Photo 4.4 Damage of Non-seismic Ceiling after Experiment.

－ 71 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

4.2 未対策天井の応答

井面の応答に多大な影響を与えることがわかり，天4.2.1 天井面の応答加速度井の設計を行う上では注意が必要である．

図 4.7 に本節で着目する加速度センサの位置を示

また，今回脱落被害が生じなかった北面の天井にす．また，天井が大きく損傷した仙台波 50 % 1 回

ついても，南面の天井が脱落するまではほぼ同様の

目加振時の CA22 で計測された南面の天井面応答加応答を示している．

速度を図 4.8 に，CA19 で計測された北面の天井面
応答加速度を図 4.9 に示す．
南面の天井面に設置した加速度センサ CA22 に着
目すると，K-NET 仙台波 50 % 1 回目加振における各方向の天井面応答加速度の最大値は梁間方向で6.22G，桁行方向で 2.17G，上下方向で 5.33G であった．これに対し，CA22 の直上に位置する屋根面の応答加速度の最大値は梁間方向で 1.60G，桁行方向で 4.23G，上下方向で 2.71G であった．天井面の，屋根面に対する応答倍率は梁間方向と上下方向では着目すると屋根面と比較して約 2 倍であった．震動台への入力と比較すると約 25 倍の応答倍率となり，改めて地震時には建築物，特に吊り元の応答が，天図 4.7 天井面・屋根面応答加速度の着目点
Fig. 4.7 Location of Accelerometer on Ceiling and Roof.

（a）梁間方向（a）Transverse Direction.

（a）梁間方向（a）Transverse Direction.

（b）桁行方向（b）Longitudinal Direction.

（b）桁行方向（b）Longitudinal Direction.

（c）上下方向（c）Vertical Direction.

（c）上下方向（c）Vertical Direction.
図 4.9

図 4.8

仙台波 50% 1 回目 加振における北面天井面応答加速度（CA-19）
Fig. 4.9 Response Acceleration of North Ceiling during
K-NET Sendai 50% 1st Excitation.

仙台波 50% 1 回目 加振における南面天井面応答加速度（CA-22）
Fig. 4.8 Response Acceleration of South Ceiling during
K-NET Sendai 50% 1st Excitation (CA22).

－ 72 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

4.2.2 天井面最大加速度の分布とばらつき
各加振に対する天井面に設置した加速度計全 36
計測点における天井面応答加速度の最大値の分布を
図 4.10 ～ 4.12 に示す．また，これらの天井面応答
加速度の最大値から，最大値，平均値，最小値を求めると図 4.13 のようになる．
図 4.13 が示す通り，K-NET 仙台波 50 % 1 回目加振では，梁間方向の最大値が 9.24G，平均値が 6.22G，
最小値が 4.78G，桁行方向では最大値が 6.51G，平均値が 2.76G，最小値が 1.74G，上下方向では最大値が 11.06G，平均値が 4.03G，最小値が 2.93G となり，（a）梁間方向（a）Transverse Direction.

前章の屋根面と同様に天井面も計測箇所により大きくばらつきがあることがわかる．いずれも K-NET
仙台波 50 % 1 回目加振に比較して，K-NET 仙台波
50 % 2 回目加振の加速度の方が大きいが，これはK-NET 仙台波 50 % 1 回目加振にて天井が損傷し，天井面がより大きく振動したためと考えられる．
図 4.10 ～ 4.13 に示す天井の各点における応答加速度についても確認すると，天井面の最大加速度は，
K-NET 仙台波 25 % 加振では X1，X7 通りの外周部
で大きくなっている．一方，2 回の K-NET 仙台波
50 % 加振では，外周部に加えて頂部も大きくなっていることがわかる．K-NET 仙台波 50 % 1 回目加（b）桁行方向（b）Longitudinal Direction.

振にて，頂部付近の天井が損傷し，脱落したことが影響していると考えられる．

（c）上下方向（c）Vertical Direction.
図 4.10 天井最大加速度の分布（K-NET 仙台波 25% 加振）Fig. 4.10 Maximum Response Acceleration of Ceiling(K-NET Sendai 25% Excitation).

－ 73 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月（a）梁間方向（a）Transverse Direction.

（a）梁間方向（a）Transverse Direction.

（b）桁行方向（b）Longitudinal Direction.

（b）桁行方向（b）Longitudinal Direction.

（c）上下方向（c）Vertical Direction.

（c）上下方向（c）Vertical Direction.
図 4.12

図 4.11

天井最大加速度の分布（K-NET 仙台波 50% 2 回目加振）Fig. 4.12 Maximum Response Acceleration of Ceiling(K-NET Sendai 50% 2nd Excitation).

天井最大加速度の分布（K-NET 仙台波 50% 1 回目加振）Fig. 4.11 Maximum Response Acceleration of Ceiling(K-NET Sendai 50% 1st Excitation).

－ 74 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

14000

max
mean

12000

ኳ஭㠃᭱኱ຍ㏿ᗘ䠄gal䠅

min
10000
8000
6000
4000
2000
0
௝ྎἼ 25%

௝ྎἼ 50%䠄1ᅇ┠䠅 ௝ྎἼ 50%䠄2ᅇ┠䠅（a）梁間方向（a）Transverse Direction.
14000

max
mean

12000
ኳ஭㠃᭱኱ຍ㏿ᗘ䠄gal䠅

min
10000
8000
6000
4000
2000
0
௝ྎἼ 25%

௝ྎἼ 50%䠄1ᅇ┠䠅 ௝ྎἼ 50%䠄2ᅇ┠䠅（b）桁行方向（b）Longitudinal Direction.
14000

max
mean

12000
ኳ஭㠃᭱኱ຍ㏿ᗘ䠄gal䠅

min
10000
8000
6000
4000
2000
0
௝ྎἼ 25%

௝ྎἼ 50%䠄1ᅇ┠䠅 ௝ྎἼ 50%䠄2ᅇ┠䠅（c）上下方向（c）Vertical Direction.
図 4.13 天井最大加速度のばらつき
Fig. 4.13 Variation of Response Acceleration of Ceiling.

－ 75 －

報告書－佐々木ほか

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

5. 天井脱落防止対策の有効性検証
5.1 H26 技術基準に従って設計した天井（1.1G 耐震天井）の応答5.1.1 天井面の応答および損傷状況
加振ケースと屋根面および天井面の応答加速度の最大値と天井面変位の最大値の関係を表 5.1.1 に示す．なお，応答加速度については，未対策天井と同（a）梁間方向（a）Span Direction

様に RA19，CA22 に注目した．詳細な位置は 2 章
および 4 章を参照されたい．
天井全体の天井面応答加速度の最大値を集め，これらの平均値，最大値，最小値を求めると，図 5.1.1のようになる．各測定点で応答加速度の最大値にば
らつきが発生しているが，未対策天井ほど大きな差は無い．なお，ここでは個々の応答は示していない（b）桁行方向（b）Ridge Direction

が，軒先端部（X1-Y7），（X7-Y7）での天井面の応答加速度の方が，それ以外の点に比較して，大きい．
K-NET 仙台波 50 % 加振における天井面最大応答
加速度は梁間方向で 1.99G となり，設計水平震度 1.1に相当する加速度を超えたが，一部ハンガーに若干のずれが見られたものの，これ以外の目視で確認できる損傷はなかった．天井の耐震性能に大きな問題は生じていない．設計水準以上の地震力に対しても安全性が確保されていることが確認できた．
図 5.1.2 に K-NET 仙台波 80 % 加振における天井の応答加速度を，図 5.1.3 に K-NET 仙台波 80 % 加（c）上下方向（c）Vertical Direction
図 5.1.1 天井面応答加速度のばらつき
Fig. 5.1.1 Variation of Response Acceleration of Ceiling.
3000
2000

変位を示す．K-NET 仙台波 80% 加振では，天井面

1000

最大応答加速度が梁間方向で 2.82G となり，設計想定の 2.5 倍に相当する加速度が生じた．その結果，

ຍ㏿ᗘ䠄gal)

振における天井面端部 X1-Y7 通りの天井面の応答

25%
K-NET仙台波

50%
K-NET仙台波

80%
K-NET仙台波

100%
JMA神戸波100%
JMA神戸波

150%

桁行
方向

上下
方向

梁間
方向

桁行
方向

上下
方向

梁間
方向

桁行
方向

0.74

0.67

0.52

0.74

0.60

0.90

10.62

7.45

1.57

2.83

1.17

1.99

1.39

2.09

28.19

17.49

2.77

4.70

2.96

2.82

1.66

3.35

60.51

41.16

2.85

5.20

2.79

3.28

2.31

3.49

－

－

2.99

5.04

3.63

5.36

2.54

6.60

－

－

3.17

5.68

2.86

5.30

3.56

4.76

－

－

150

200

250

-2000
-3000

125
100
75
50

ኚ఩䠄mm)

K-NET仙台波

天井面変位
（mm）

梁間
方向

100

梁間方向天井面応答加速度（CA22）（K-NET 仙台波 80% 加振）Fig. 5.1.2 Response Acceleration of Ceiling (CA22) inTransverse Direction during K-NET Sendai 80%
Excitation.

加振ケースと着目点における屋根面および天井面応答加速度の最大値一覧
Table 5.1.1 Maximum Response Acceleration on Ceilingand Roof
天井面応答加速度（G）50

図 5.1.2

表 5.1.1

屋根面応答加速度
（G）

0

-1000

᫬㛫䠄s)

梁間方向に配置された 3 列の V 字状斜め部材のう

加振
ケース

0

(100HzLPF)

25
0

-25 0
-50

50

100

150

200

250

᫬㛫䠄s)

-75
-100
-125

図 5.1.3

梁間方向天井面変位（X1-Y7）（K-NET 仙台波 80% 加振）Fig. 5.1.3 Response Displacement of Ceiling at X1Y7 inTransverse Direction during K-NET Sendai 80%
Excitation.

屋根面応答加速度測定点 :RA19 天井面応答加速度測定点 : CA22

－ 76 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

ち，軒先に近い Y6 － Y7 通り間の斜め部材のうち頂部に近い方の斜め部材に座屈が生じた．写真 5.1.1
は斜め部材の座屈の状態である．設計上は斜め部材の座屈箇所に偏りが生じる可能性については検討していない．座屈した斜め部材に偏りが生じた原因については，さらなる検証を進めたい．
また，一部の斜め部材上部取付金具は，ずり落ちており，吊り元との間に数ミリ程度の隙間が生じていた．これら以外の大きな損傷は確認できていない．
図 5.1.4 に K-NET 仙台波 100 % 加振における天井の応答加速度を，図 5.1.5 に K-NET 仙台波 100 % 加
振における天井面端部 X1-Y7 通りの天井面の応答変位を示す．図 5.1.5 については測定範囲以上の変写真 5.1.1

K-NET 仙台波 80％加振後の斜め部材損傷
状況
Photo 5.1.1 Buckling of Brace during K-NET Sendai 80%
Excitation.
3000

位（100 mm 以上）が発生したため参考データとなる．
測定範囲を超えた測定をしてもその後の計測結果に

ຍ㏿ᗘ䠄gal)

なお，使用したセンサはレーザー式変位計であり，(100HzLPF)

2000

不具合は生じない．

1000
0

0

50

100

150

200

250

-1000

᫬㛫䠄s)
-2000

K-NET 仙台波 100 % 加振では，天井面最大応答-3000

加速度が梁間方向で 3.28G となり，設計で想定し

図 5.1.4ている地震力を大きく超える加振となった．既に80 % 加振時に一部の斜め部材に座屈が生じていた
為，100 % 加振時には設計値より耐力が低下してお梁間方向天井面応答加速度（CA22）（K-NET 仙台波 100% 加振）Fig. 5.1.4 Response Acceleration of Ceiling (CA22) inSpan Direction during K-NET Sendai 100%
Excitation.

り，斜め部材の座屈変形が進行した．写真 5.1.2 は

125
100

K-NET 仙台波 100 % 加振後の斜め部材の損傷状況
方向では V 字状斜め部材のうち頂部側，軒先側両方が，桁行方向では Y6 － Y7 間の斜め部材に集中的に座屈が生じた．梁間方向の座屈変形量は頂部側に設置された斜め部材の方が大きく，「く」の字に変形が残留した．斜め部材が大きく変形した箇所は，それを固定している斜め部材上部取付金具が吊りボルトに沿って下がり，吊り元に数センチ程度の隙間が50ኚ఩䠄mm)

である．座屈の多くは Y5 － Y7 間で発生し，梁間

75
25
0

-25 0
-50

50

100

150

200

250

᫬㛫䠄s)

-75
-100
-125

図 5.1.5

梁間方向天井面変位（X1-Y7）（K-NET 仙台波 100% 加振）Fig. 5.1.5 Response Displacement of Ceiling at X1Y7 inSpan Direction during K-NET Sendai 100%
Excitation.

生じていた．これは，加振によって斜め部材に引張力が作用したときに，斜め部材上部取付金具が緩んだために，ずり落ちたものと考えられる．
最終的に K-NET 仙台波 100 % 加振により，多くの斜め部材が座屈したため，揺れを抑える機能は失
われ，25 mm 程度の残留変位が生じている．
既に多くの斜め部材が座屈により，揺れを抑える
機能を喪失していたため，その後に行った JMA 神
戸波 100 % 加振では，天井面はさらに大きく振動し，天井面の最大応答加速度は 4.77G に達した．神戸波
100 % 加振後の斜め部材の損傷状況を写真 5.1.3 に－ 77 －

写真 5.1.2

K-NET 仙台波 100％加振後の斜め部材損傷
状況
Photo 5.1.2 Buckling of Brace during K-NET Sendai
100% Excitation.

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

示す．ほぼ全ての斜め部材が大きく「く」の字に座屈

また，周囲柱にもさらに激しく衝突し，天井下地した．また，斜め部材上部取付金具が 50 cm ほどず材の変形や，天井板の脱落につながった．しかし，り下がるとともに，斜め部材上端部吊りボルトの破クリップなどにより天井下地材が適切に緊結されて断も発生した．

おり，天井下地材の脱落しなかった．天井材の損傷

クリアランスを超えて大きく振動したため，周囲状況を写真 5.1.6 に示す．また，仕上げ材の脱落箇柱と衝突した．その影響で天井下地材および仕上げ所については，後述する．

材が大きく変形し，仕上げ材の脱落につながった．

5.1.2 斜め部材に作用した荷重と設計余裕度
K-NET 仙台波 80 % 加振，100 % 加振により，多なお，野縁，野縁受け等の天井下地材は脱落しなかったため，連鎖的な崩落はなかった．

くの斜め部材が座屈した．それぞれの加振により斜さらに続けて JMA 神戸波 150 % で加振を行った

め部材の損傷，変形，斜め部材上部取付部の隙間の結果，100 % 加振より更に大きく振動したため，斜発生等が確認された．これらの不具合が発生した部

め部材の座屈，斜め部材上端部吊りボルトの破断に

位の損傷荷重と，斜め部材に取り付けたひずみゲー

加え，斜め部材下部取付ビスの外れ，野縁・野縁受

ジから求めた各部位への作用最大荷重を表 5.1.2，

けの変形まで発生した．JMA 神戸波 150 % 加振後

表 5.1.3 にまとめる．また，図 5.1.6 に K-NET 仙台の斜め部材の損傷状況を写真 5.1.4 に示す．

波 80 % 加振における斜め部材の軸力を示す（測定位1.1G 耐震天井の応答変位が大きくなった結果，

置は図 2.8.21 参照）．なお，表 5.1.2，表 5.1.3 には，

写真 5.1.5 に示すように，損傷調査用に設置された

斜め部材のオイラー座屈荷重を損傷荷重として，そキャットウォークに吊りボルトが衝突した．詳細はれ以外の部材については，H26 技術基準の解説にあ後述する．

る試験方法により得た各接合部の損傷荷重を示す．

写真 5.1.3

JMA 神戸波 100％加振後の斜め部材
損傷状況
Photo 5.1.3 Buckling of Brace during JMA Kobe
100% Excitation.

写真 5.1.5 キャットウォークとの衝突
Photo 5.1.5 Pounding of Bolts to Catwalk.

写真 5.1.4

JMA 神戸波 150％加振後の斜め部材
損傷状況
Photo 5.1.4 Buckling of Brace during JMA Kobe
150% Excitation.

写真 5.1.6 1.1G 耐震天井の損傷状況
Photo 5.1.6 Damage of Seismically Designed
Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1.

－ 78 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか（a）頂部側（CS117 ～ CS120）（a）Side to Top (CS117 ～ CS120)（b）軒先側（CS121 ～ CS124）（b）Side to Eaves (CS121 ～ CS124)（c）東側（CS125 ～ CS128）（c）East Side (CS125 ～ CS128)（d）西側（CS129 ～ CS132）（d）West Side (CS129 ～ CS132)

図 5.1.6 頂部側斜め部材に生じた軸力（K-NET 仙台波 80%）
Fig. 5.1.6 Axial Force of Ceiling Braces during K-NET Sendai 80% Excitation.

なお，K-NET 仙台波 100 % 加振時には頂部側斜め

K-NET 仙台波 80 % 加振時には，頂部側の斜め部

部材に設置したひずみゲージ（CS119, CS120）のひず

材が 10 本座屈した．表 5.1.2 に示されるように，頂みが降伏ひずみを大きく超えていることから，表部側の斜め部材には想定した損傷荷重の 1.5 倍の荷5.1.3 中の※印は参考値となる．

重がかかったと考えられ，他の斜め部材や接合部よK-NET 仙台波 50 % 加振までは，各部位にかかっりも早く損傷したと考えられる．斜め部材上端部のたと考えられる最大荷重が損傷荷重を上回ることは金具と準構造体の間に数ミリの隙間も確認されたなく，設計段階において想定した通りの結果となっが，仙台波 100 % 加振中に金具の滑りが確認された

た．

箇所と相関性は無かったことから，数ミリ程度の隙

表 5.1.2

間はほとんど影響しないものと判断できる．

斜め部材への作用荷重（K-NET 仙台波 80% 加振）Table 5.1.2 Force of Braces during K-NET Sendai 80%
Excitation.

K-NET 仙台波 100 % 加振時には，頂部側斜め部
材の座屈がさらに進行し，軒先側の斜め部材も 9 本座屈した．さらに，西側の斜め部材も 7 本座屈して

方向

損傷荷重
(N)①

加振時にかかった
最大荷重（Ｎ）②②÷①

頂部側 斜め部材(圧縮)[-40×20×t1.6 L=184cm

材軸方向

2813

4163

1.5

軒先側 斜め部材(圧縮)[-40×20×t1.6 L=170cm

材軸方向

3296

4387

1.3

と，1.1G 耐震天井では，想定した損傷荷重の約 1.5

東側 斜め部材(圧縮)[-40×20×t1.6 L=181cm

材軸方向

2907

1726

0.6

倍程度を超える荷重により斜め部材の座屈等の著し

西側 斜め部材(圧縮)[-40×20×t1.6 L=181cm

材軸方向

2907

1469

0.5

い損傷が発生し始めることがわかった．

斜め部材上部固定金具(圧縮)

斜め部材
材軸方向

6278

4387

0.7

斜め部材上部固定金具(引張)

斜め部材
材軸方向

9003

5324

0.6

金具名称

表 5.1.3

いた．仙台波 80 % の斜め部材の座屈状況と併せる

また，K-NET 仙台波 100 % 加振では，斜め部材
上下端接合部にも損傷が確認できた．加振中に斜め斜め部材への作用荷重（K-NET 仙台波 100% 加振）Table 5.1.3 Force of Braces during K-NET Sendai 100%
Excitation.

部材上部固定金具の滑りが発生し始めており，斜め部材下部を固定したビスも，加振中に 1 カ所（φ4 ビ
ス 2 本）脱落していた．表 5.1.3 より，参考値ではあ

加振時にかかった
最大荷重（Ｎ）②②÷①

るが接合部の損傷荷重を大きく超える圧縮荷重が加

方向

損傷荷重
(N)①

頂部側 斜め部材(圧縮)[-40×20×t1.6 L=184cm

材軸方向

2813

14159 ※

5.0

わった可能性があり，損傷原因の一端となっている

軒先側 斜め部材(圧縮)[-40×20×t1.6 L=170cm

材軸方向

3296

5696

1.7

と考えられる．K-NET 仙台波 80 %，100 % 加振で

東側 斜め部材(圧縮)[-40×20×t1.6 L=181cm

材軸方向

2907

2817

1.0

西側 斜め部材(圧縮)[-40×20×t1.6 L=181cm

2907

4214

1.4

の損傷の過程を図 5.1.7 ～図 5.1.12 に示す．

材軸方向

斜め部材上部固定金具(圧縮)

斜め部材
材軸方向

6278

14159 ※

2.3

斜め部材上部固定金具(引張)

斜め部材
材軸方向

9003

6467

0.7

斜め部材下部固定(圧縮)※ビス２本固定

斜め部材
材軸方向

3347

14159 ※

4.2

斜め部材下部固定(引張)※ビス２本固定

斜め部材
材軸方向

3347

6467

1.9

金具名称

－ 79 －

第 391 号

2015 年 2 月ෛ࿫१಑

防災科学技術研究所研究資料

ͅ႑ᆰ͆ͺ̢ӂӦҟ̷ҽҶһѣࠌѴ! ΃̢ଁѶ࿫੕с݈ఁѠз҄ѐᇼࣇ! Ͷ̢ଁѶ࿫੕௒࿫ଙ࿌ࣟ࿿Ѡຍтс཈ౡෛ࿫१಑

図 5.1.7 K-NET 仙台波 80% 加振開始から 50 秒経過時までの損傷個所（ビデオ観察による確認結果）
Fig. 5.1.7 Progress of Damage until 50 sec from Beginning of K-NET Sendai 80% Excitation (Inspection by Video).

ͅ႑ᆰ͆ͺ̢ӂӦҟ̷ҽҶһѣࠌѴ! ΃̢ଁѶ࿫੕ѣ਷ࣻ! ͸̢ଁѶ࿫੕௒࿫ଙ࿌ࣟ࿿ѝଁѶ࿫੕ଦцѠिࠗс཈ౡෛ࿫१಑

図 5.1.8 K-NET 仙台波 80% 加振後の損傷個所（損傷調査による確認結果）
Fig. 5.1.8 Progress of Damage after K-NET Sendai 80% Excitation (Inspection from Catwalk).

ͅ႑ᆰ͆ͺ̢ӂӦҟ̷ҽҶһѣࠌѴ! ΃̢ଁѶ࿫੕с݈ఁѠз҄ѐᇼࣇ! ͸̢ଁѶ࿫੕௒࿫ଙ࿌ࣟ࿿ѝଁѶ࿫੕ଦцѠिࠗс཈ౡ! ! ! ! Ͷ̢ଁѶ࿫੕௒࿫ଙ࿌ࣟ࿿Ѡຍтс཈ౡ

図 5.1.9 K-NET 仙台波 100% 加振開始から 50 秒経過時までの損傷個所（ビデオ観察による確認結果）
Fig. 5.1.9 Progress of Damage until 50 sec from Beginning of K-NET Sendai 100% Excitation (Inspection by Video).

－ 80 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

ͅ႑ᆰ͆ͺ̢ӂӦҟ̷ҽҶһѣࠌѴ! ΃̢ଁѶ࿫੕с݈ఁѠз҄ѐᇼࣇ! ͸̢ଁѶ࿫੕௒࿫ଙ࿌ࣟ࿿ѝଁѶ࿫੕ଦцѠिࠗс཈ౡ! ! !
Ͷ̢ଁѶ࿫੕௒࿫ଙ࿌ࣟ࿿Ѡຍтс཈ౡ ̢͚ଁѶ࿫੕݁࿫ଙ࿌ӆҬѣ൩ᅝ

図 5.1.10 K-NET 仙台波 100% 加振開始から 50 秒経過時から 100 秒経過時までの損傷個所（ビデオ観察による確認結果）
Fig. 5.1.10 Progress of Damage from 50 sec to 100 sec from Beginning of K-NET Sendai 100% Excitation (Inspection by Video).

ͅ႑ᆰ͆ͺ̢ӂӦҟ̷ҽҶһѣࠌѴ! ΃̢ଁѶ࿫੕ѣ਷ࣻ! ͸̢ଁѶ࿫੕௒࿫ଙ࿌ࣟ࿿ѝଁѶ࿫੕ଦцѠिࠗс཈ౡ̢͚ଁѶ࿫੕݁࿫ଙ࿌ӆҬѣ൩ᅝෛ࿫१಑

図 5.1.11 K-NET 仙台波 100% 加振後の損傷個所（ビデオ観察による確認結果）
Fig. 5.1.11 Progress of Damage after K-NET Sendai 100% Excitation (Inspection by Video).

ͅ႑ᆰ͆ͼ̢ึ‫گ‬ઘ௒ч੕ѣ൩ᅝཨ‫ژ‬

図 5.1.12 JMA 神戸波 150% 加振後の天井仕上げ材脱落個所（損傷調査による確認結果）
Fig. 5.1.12 Damage of Ceiling Panels after JMA Kobe 150% Excitation (Inspection from Catwalk).

－ 81 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

5.1.3 仕上げ材の脱落

2015 年 2 月

キャットウォークへの衝突以外にも JMA 神戸波

JMA 神戸波 100 %，150 % 加振では，多くの斜め

100 %，150 % 加振時に，斜め部材下部取り付けビ

部材が座屈しており，クリアランスのある未対策天スが破断し，外れた斜め部材が仕上げ材を突き破る

井を加振しているような状況となっていた．神戸波などの損傷や，柱への衝突に激しく下地も変形して150 % 加振中には，キャットウォーク直下で多数の脱落するなど，他の箇所においても仕上げ材の脱落

仕上げ材が脱落した．写真 5.1.7 に示す通り，ビデが生じた．詳細を写真 5.1.9 ～写真 5.1.12 に示す．

オ観察による確認では，ぶれも激しくわかりにくい
ものの，キャットウォークに天井下地材が衝突しており，これと同時刻に写真 5.1.8 のように仕上げ材が大きく脱落している．写真 5.1.9 は加振後の仕上
げ材の脱落の状況である．
写真 5.1.7 によれば，天井が 500 mm 以上程度軒

㺕㺊㺍㺢㺑㺉㺎㺖

㺕㺊㺍㺢㺑㺉㺎㺖

先側に変位している．これに対し，図 5.1.13 に示す
ように，キャットウォーク直下の天井は 229 mm ～⾪✺⾪✺

468.5 mm 天井材が軒先方向に変位すると，キャット ウ ォ ー ク へ 衝 突 す る と 考 え ら れ る． キ ャ ッ ト
ウォーク直下の仕上げ材の損傷は激しく，この天井のキャットウォークへの衝突が，仕上げ材の脱落に


図 5.1.13
Fig. 5.1.13

つながった可能性が高いと考えられる．


天井の変位とキャットウォークへの衝突
Displacement of Ceiling and Pounding of
Ceiling to Catwalk.

ҠӖҶһҙҜ̷Ңဦ‫ڕ‬
写真 5.1.7

天井下地材とキャットウォークの衝突（JMA 神戸波 150% 加振）Photo 5.1.7 Pounding of Ceiling to Catwalk (JMA
Kobe 150% Excitation).

写真 5.1.9 キャットウォーク直下の仕上げ材脱落
Photo 5.1.9 Falling Down of Ceiling Panels underneath
Catwalk.

写真 5.1.8

キャットウォーク直下の天井脱落（JMA 神戸波 150% 加振）Photo 5.1.8 Damage of Ceiling Panels underneath
Catwalk (JMA Kobe 150% Excitation).

写真 5.1.10 仕上げ材を突き破った斜め部材
Photo 5.1.10 Breaking Through of Ceiling Braces.

－ 82 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

5.1.4 まとめ
設計水平震度 1.1 とし，JIS 規格材を主部材として構成した，H26 技術基準に基づく脱落防止対策を施した 1.1G 耐震天井の加振実験により，耐震余裕度の検証を行った．K-NET 仙台波 50 % 加振時に，設計想定を上回る天井面応答加速度が生じたが，座屈変形等の損傷は発生しなかった．各部材の作用荷
重は，要素試験により得られた耐力以下であることも確認できた．
写真 5.1.11 柱への衝突による損傷と脱落
Photo 5.1.11 Damage due to Pounding of Ceilingto Column.

これに対し，入力レベルをさらに上げ，K-NET 仙台波 80 %，100 % 加振を行うと，斜め部材等に座屈などの損傷が生じたものの，天井材の脱落には至らなかった．各部材の作用荷重は，要素試験により求めた損傷荷重を超えており，妥当な結果であることが確認できた．H26 技術基準 仕様ルートに準じた耐震設計の妥当性が確認できたと言える．
また，斜め部材が座屈し，その性能が大きく低下した状態で行った JMA 神戸波 100 % 加振で，天井は大きく振動し，柱への衝突等により仕上げ材が脱落したが，未対策天井のような連鎖的な脱落は生じ

写真 5.1.12 斜め部材下部の脱落による仕上げ材の脱落
Photo 5.1.12 Falling Down of Ceiling Panels due to
Breaking of Braces.

なかった．
JMA 神戸波 150 % 加振になると，さらに大きく振動し，キャットウォークへの衝突が確認された．
実際の天井でも天井裏に多数の設備機器が設置されている場合も多く，斜め部材が損傷した状態で余震等を受けた場合，これらへの衝突が懸念される．脱落防止対策が施された天井であっても，一定規模の地震が発生した際には，地震後の点検を怠らず，斜め部材の座屈などの不具合が確認できた場合には，避難などの一時的対策や，斜め部材の交換などの復旧作業を適宜講じることが重要と考えられる．

－ 83 －

防災科学技術研究所研究資料

2.2G 耐震天井の応答

5.2.1 天井面の応答および損傷状況
2.2G 耐震天井の加振ケース毎の天井面応答加速度 3 成分および天井面水平変位の最大値を表 5.2.1に示す．また，2.2G 耐震天井に取り付けた加速度センサで計測された 20 点の天井面応答加速度から求まる最大値について，最大値，平均値，最小値に整

12000

4000
2000
0
௝ྎἼ ௝ྎἼ ௝ྎἼ ௝ྎἼ ⚄ᡞἼ ⚄ᡞἼ
25%
50%
80%
100%
100%
150%

（a）梁間方向（a）Span Direction
16000

加振ケースと着目点における屋根面および天井面応答加速度の最大値
Table 5.2.1 Maximum Response Acceleration of Ceiling andRoof.
天井面応答加速度
（G）

天井面変位
（mm）

梁間
方向

桁行
方向

上下
方向

梁間
方向

桁行
方向

上下
方向

梁間
方向

桁行
方向

K-NET 仙台波
25％

1.38

1.36

2.00

0.81

0.75

0.88

15.26

8.42

K-NET 仙台波
50％

3.03

4.05

3.06

1.73

1.54

2.06

37.83 19.75

K-NET 仙台波
80％

4.10

3.88

4.17

2.54

1.83

2.94

56.75 33.89

K-NET 仙台波
100％

4.79

4.70

4.63

3.54

2.04

3.86

-

-

JMA 神戸波
100％

4.58

6.28

4.16

5.34

2.50

4.03

-

-

JMA 神戸波
150％

4.28

5.24

屋根面応答加速度測定点：RA17

4.20

6.42

3.57

9.60

-

14000

max

12000
10000

mean

8000

min

6000
4000
2000
0
௝ྎἼ ௝ྎἼ ௝ྎἼ ௝ྎἼ ⚄ᡞἼ ⚄ᡞἼ
25%
50%
80%
100%
100%
150%

（b）桁行方向（b）Ridge Direction
16000

ኳ஭㠃᭱኱ຍ㏿ᗘ䠄gal䠅

屋根面応答加速度（G）ኳ஭㠃᭱኱ຍ㏿ᗘ䠄gal䠅

桁行方向よりは梁間方向が大きく，入力レベルが大表 5.2.1

min

6000

いては除外した．天井面応答加速度のばらつきは，を示している．

mean

8000

共に脱落し，最後まで計測できなかったセンサにつきくなり，応答加速度が大きくなるほど大きい傾向

max

10000

理すると図 5.2.1 のようになる．なお，仕上げ材と加振ケース

2015 年 2 月

14000
ኳ஭㠃᭱኱ຍ㏿ᗘ䠄gal䠅

5.2

第 391 号

14000

max

12000
10000

mean

8000

min

6000
4000
2000
0
௝ྎἼ ௝ྎἼ ௝ྎἼ ௝ྎἼ ⚄ᡞἼ ⚄ᡞἼ
25%
50%
80%
100%
100%
150%

-

（c）上下方向（c）Vertical Direction

天井面応答加速度測定点：CA19

100Hz の LPF で処理を行った値

図 5.2.1 天井面応答加速度とばらつき
Fig. 5.2.1 Variation of Response Acceleration of Ceiling.

K-NET 仙台波 25 % および 50 % 加振時には，ハンガー等の若干の位置ずれが見られた以外に目立った損傷はなく，無損傷状態であった．
K-NET 仙台波 80 % 加振後の損傷箇所を図 5.2.2 に，損傷状況を写真 5.2.1 に示す．また，天井面応答加速度（CA19）を図 5.2.3 に示す．K-NET 仙台波 80 %加振では，建物試験体外部からでは各大きな損傷は確認できなかったものの，加振後の損傷観察において，斜め部材の上部取付金具に若干の変形およびずれが確認できた．天井面応答加速度は，梁間方向で2.54G であり設計想定レベルを超えた加振となった．
－ 84 －（a）斜め部材上部（a）Top of Brace（b）斜め部材下部（b）Bottom of Brace

写真 5.2.1 K-NET 仙台波 80% 加振における損傷状況
Photo 5.2.1 Damage during K-NET Sendai 80% Excitation.

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

㸯

㸰
‫ۍ‬

‫ڧ‬

㸴

㸵

‫ۑ‬

報告書－佐々木ほか

㸯㸯

㸯㸰

‫ڧ‬

‫ڧ‬

‫ۍ‬

‫ۍ‬

‫ی‬

㸱

㸶

‫ۑ‬

‫ۑ‬

‫۔‬

㸳

㸲

㸯㸱

‫۔‬

㸯㸮

㸷
‫۔‬

‫۔‬

‫۔‬

‫۔‬

㸯㸳

㸯㸲
‫۔‬

‫۔‬

ͅ႑ᆰ͆͹̢฀ѿӏӞһѣᇼࣇ! Ͷ̢௒࿫࣮ࣟѣ݁сѿ! ͸̢௒࿫࣮ࣟѣဦज!
ͺ̢෪݈ჿ‫ܖ‬ଦцѣᇼࣇ! ͻ̢෪݈ჿ‫ܖ‬ଦцѝ݁࿫࣮ࣟͅӉӟ̷Ҭ݁࿫࣮ࣟ RP͆ѝѣࠗѠिࠗзѿ

図 5.2.2 K-NET 仙台波 80% 加振後の損傷箇所（損傷調査による確認結果）
Fig. 5.2.2 Progress of Damage after K-NET Sendai 80% Excitation (Direct Inspection).

K-NET 仙台波 100 % 加振後の損傷状況を写真 5.2.2

4000
3000
ຍ㏿ᗘ䠄gal䠅に， 天 井 面 応 答 加 速 度（CA19）を 図 5.2.4 に 示 す．

/3)+]2000

加振スケジュールの関係から，加振後のキャット

10000

ウォークからの損傷観察は実施できなかったが，建

-1000
-2000

物試験体外部からの損傷確認では，一部の斜め部

-3000
-4000

0

50

100

150

200

᫬㛫(s)

250

材上部取付金具がずれ下がりが確認されたのみであ図 5.2.3

梁間方向天井面応答加速度（CA19）（K-NET 仙台波 80% 加振）Fig. 5.2.3 Response Acceleration of Ceiling (CA19) in Span
Direction during K-NET Sendai 80% Excitation

り，それ以外に目視で確認できる損傷はなかった．
図 5.2.4 によれば，K-NET 仙台波 100 % 加振での天井面応答加速度は梁間方向で 3.54G であった．
2.2G 耐震天井の設計水平震度は 2.2 であり，設計想定の 1.6 倍の天井面応答加速度が生じたにも関わらず，生じた損傷は前述したとおり，斜め部材取り付
け金具の若干の変形のみであり，天井の耐震性能にはほとんど影響のない状態を保っていた．
JMA 神戸波 100 % 加振では，2.2G 耐震天井は斜め部材の上部取付金具が一部破断すると共に激しい振動によってロックウール吸音板が 3 枚程度脱落し写真 5.2.2

K-NET 仙台波 100% 加振後の斜め部材損傷状況
Photo 5.2.2 Damage of Brace during K-NET Sendai 100%
Excitation.
3000
ຍ㏿ᗘ䠄cm/s2䠅

に示す．
なお，前述したように，JMA 神戸波 100 % 加振では，1.1G 耐震天井では設計想定レベルを大きく超

4000/3)+]2000

えた加振となったおり，天井面の振幅が大きくなり，

1000
0

頂部では，フェイルセーフ機能の吊り材へ衝突して-1000いる．この衝突では，吊り材のみでは 1.1G 耐震天

-2000
-3000
-4000

た．JMA 神戸波 100 % 加振後の損傷状況を写真 5.2.3

0

図 5.2.4

50

100

150

200

᫬㛫(s)

250

梁間方向天井面応答加速度（CA19）（K-NET 仙台波 100% 加振）Fig. 5.2.4 Response Acceleration of Ceiling (CA19) in Span
Direction during K-NET Sendai 100% Excitation.

井の動きを抑えることができておらず，2.2G 耐震天井へも衝突している．（写真 2.5.4 参照）また，天井の応答変位も 60 mm を超えており，天井端部と周辺部との衝突も生じている．

－ 85 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

写真 5.2.3

写真 5.2.5

JMA 神戸 100% 加振後の斜め部材
損傷状況
Photo 5.2.3 Damage of Brace during JMA Kobe 100%
Excitation.
2.2G ശగึ‫گ‬2015 年 2 月

JMA 神戸 150% 加振後の斜め部材
損傷状況
Photo 5.2.5 Damage of Brace during JMA Kobe 150%
Excitation.

1.1G ശగึ‫گ‬௄ສ（a）斜め部材 3-2（2）（a）Brace 3-2(2)（b）斜め部材 3-2（b）Brace 3-2（c）斜め部材 3-4（2）（c) Brace 3-4(2)（d）斜め部材 3-4（d）Brace 3-4（e）斜め部材 4-5（e）Brace 4-5（f） 斜め部材 5-6（2）（f） Brace 5-6(2)（g）斜め部材 5-6（g）Brace 5-6（h）斜め部材 8-1（h）Brace 8-1（a）頂部の天井同士の衝突（a）Pounding of Ceilings at Top.

（b）天井端部における壁への衝突（b）Pounding of Ceiling to Wall.
写真 5.2.4 JMA 神戸 100% 加振時の状況
Photo 5.2.4 Ceiling of collision JMA Kobe 100%Excitation.

JMA 神戸波 150 % 加振後の斜め部材の損傷状況を
写真 5.2.5 に，損傷調査より明らかになった各斜め
部材周辺や金具の損傷状況を写真 5.2.6 に，損傷状
況を図 5.2.5 に示す．JMA 神戸波 150 % 加振では，2.2G
耐震天井には，斜め部材に座屈，上部取付金具の変形もしくは斜め部材取付部の吊りボルトの破断などの被害が生じた．同時に斜め部材が取り付けられた
野縁受けも変形し，多数の天井ボードが落下した．

－ 86 －

写真 5.2.6（1） JMA 神戸波 150% 加振後の損傷状況
Photo 5.2.6（1） Damage after JMA Kobe 150% Excitation.

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

݁࿫ଙ࿌‫୹ݚ‬ѣ਷̡ࣻᇼࣇ๸

ӏ̷Ҽѣ൩ᅝ㻟㻜㼙䠄㡬㒊ഃ䠅䡳䡨䡫䢀䡯䡧䡬䡴

Y4

1

2

䡳䡨䡫䢀䡯䡧䡬䡴

7

6

11

12

Y3

（i） 斜め部材 10-1（i） Brace 10-1（j） 斜め部材 13-1（j） Brace 13-1

4

8
5

9

Y1

13
10

14

㻥㻚㻟㼙

3
Y2

15

䠄㌺ඛഃ䠅
X1

X2

図 5.2.5
Fig. 5.2.5

X3

X4

X5

X6

X7

JMA 神戸波 150% 加振後の損傷状況
Damage after JMA Kobe 150% Excitation.

梁間方向の斜め部材には，上部金具および吊りボルトの変形・破断が多く生じた．また，斜め部材下部（野縁受け取付け部）のビスの破断している．2 本（k）斜め部材 13-3（k）Brace 13-3（l） X1Y1 柱廻り（l） Around X1Y1 Columnの斜め部材では，上部取付金具の破損と下部取付ビスの破断が同時に発生しており，下まで脱落した．
X2 ～ X3 通り間，X3 ～ X4 通り間でそれぞれ 1 本の斜め部材が座屈した．桁行方向の斜め部材では，上部取付金具が吊りボルトの軸方向に沿って下がった．
吊りボルトおよび追加野縁受けの変形も 2.2G 耐震天井全体で発生している．X6 通り付近では，斜（m）X2Y1 柱廻り（m）Around X2Y1 Column（n）X4Y1 柱廻り（n）Around X4Y1 Column

め部材下部が追加野縁受けから外れ，仕上げ材を突き破った．表 5.2.2 ～表 5.2.7 に JMA 神戸波 100 %加振および 150 % 加振の加振中の損傷状況を示す．
なお，表中の斜め部材の記号は，2 章の図 2.5.1 に示した斜め部材の配置を示している．
実験終了後の斜め部材近傍の損傷状況を写真 5.2.7に示す．JMA 神戸波 100 % 加振および 150 % 加振により，設計想定以上の外力が作用した．これによ（o）キャットウォーク下 1 （p）キャットウォーク下 2（o）Underneath Catwalk (1) （p）Underneath Catwalk (2)り 2.2G 耐震天井は，斜め部材の取付金具が損傷した後に野縁や野縁受けが変形し，この変形に追従しきれなくなった天井ボードがビスの頭抜けを起こして脱落に至ることがわかった．

（q）野縁受けジョイント（q）Joint of Ceiling Joist
Receiver（r） 頂部（r） Top of Ceiling

写真 5.2.6（2） JMA 神戸波 150% 加振後の損傷状況
Photo 5.2.6（2） Damage after JMA Kobe 150% Excitation.

写真 5.2.7 ブレース近傍の破損状況
Photo 5.2.7 Damage after JMA Kobe 150% Excitation.

－ 87 －

防災科学技術研究所研究資料

表 5.2.2
JMA 神戸波 100% 加振中損傷状況（1-1 ～ 5-8）
Table 5.2.2 Progress of Damage on Brace 1-1~5-8
during JMA Kobe 100% Excitation.

3-3

損傷状況

斜め部材
1-1
1-2
1-3
1-4
1-5
1-6
1-7
1-8
2-1
2-2
2-3
2-4
2-5
2-6
2-7
2-8

1．頂部側（3-1）の上部金具の下がり
2．頂部側（3-1）の吊りボルトの変形

3-22015 年 2 月

表 5.2.3
JMA 神戸波 150% 加振中損傷状況（1-1 ～ 5-8）
Table 5.2.3 Progress of Damage on Brace 1-1~5-8
during JMA Kobe 150% Excitation.

損傷状況

斜め部材
1-1
1-2
1-3
1-4
1-5
1-6
1-7
1-8
2-1
2-2
2-3
2-4
2-5
2-6
2-7
2-8
3-1

第 391 号

3-1

なし

3-2

1．頂部側（3-3）の上部金具の下がり3-3（頂部側（3-1）の上部金具の下がり、吊りボルトの変形）
1．頂部側（3-1）斜め部材下部の面材が落下
2．ほぼ同時に軒先側（3-2）の斜め部材下部ビスが破断
3．面材落下が拡大し、斜め部材付近の面材が全て落下した
4．頂部側（3-1）の吊りボルトが吊り元から引き抜かれる
1．頂部側（3-3）の上部金具のボルト破断（上部斜め部材の外れ）
2．（3-3）（3-4）斜め部材下部の野縁受けに上下に変形（強軸側に曲がり）追従して下部の野縁も上下に変形
3．ボードが（3-3）（3-4）斜め部材下部から剥がれ始める
4．（3-3）（3-4）斜め部材下部の野縁受けが大きく曲がり、軒先側（3-4）の斜め
部材下部が外れる5．（3-3）（3-4）斜め部材下部のボード落下に追従して、西側・南側のボードも落
下

3-4

なし

3-4

3-5
3-6
3-7

-

3-5
3-6
3-7

-

3-8

なし

3-8

1．東側（3-8）斜め部材下部面材の落下
2．東側（3-8）金具ボルトが破断

4-1
4-2
4-3
4-4
4-5
4-6
4-7
4-8

-

4-1
4-2
4-3
4-4
4-5
4-6
4-7
4-8

-

5-1

なし

5-1

1．頂部側（5-1）斜め部材上部金具の下がり
2．上部金具と下部が外れて斜め部材の落下

5-2

なし

5-2

1．軒先側（5-2）斜め部材上部金具の下がり
2．金具ボルトの曲がり
3．金具ボルトの破断

5-3

なし

5-3

1．頂部側（5-3）斜め部材上部金具の下がり
2．斜め部材の座屈
3．繰り返し変形により吊りボルトの破断

5-4

1．軒先側（5-4）上部金具の下がり

5-4（軒先側（5-4）上部金具の下がり）
1．軒先側（5-4）上部金具の破断

5-5

1．西側（5-5）上部金具の下がり
2．吊りボルトの曲がり

5-5（西側（5-5）上部金具の下がり、吊りボルトの曲がり）
1．西側（5-5）斜め部材上部側の吊りボルトが繰り返し変形により破断

5-6

1．東側（5-6）斜め部材下部はずれ

5-6

なし

5-7

1．西側（5-7）上部金具の下がり
2．吊りボルトの曲がり

5-7（西側（5-7）上部金具の下がり、吊りボルトの曲がり）
1．西側（5-7）斜め部材座屈

5-8

1．東側（5-8）上部金具の下がり

5-8（東側（5-8）上部金具の下がり）
1．東側（5-8）上部金具の破断－ 88 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

表 5.2.4
JMA 神戸波 100% 加振中損傷状況（6-1 ～ 10-8）
Table 5.2.4 Progress of Damage on Brace 6-1~10-8
during JMA Kobe 100% Excitation.
斜め部材
6-1

報告書－佐々木ほか

表 5.2.5
JMA 神戸波 150% 加振中損傷状況（6-1 ～ 10-8）
Table 5.2.5 Progress of Damage on Brace 6-1~10-8
during JMA Kobe 150% Excitation.

損傷状況

斜め部材
6-1

6-2

6-2

6-3

6-3

損傷状況
1．頂部側（6-1）（6-3），軒先側（6-2）（6-4）斜め部材上部金具のボルト破断（上部斜め部材の外れ）
2．ボードの頂部側側が棟側躯体に衝突
3．頂部側（6-1）西側のボードの落下

なし
6-4

6-5
6-6
6-7
6-8
7-1

6-4

6-5
6-6
6-7
6-8
7-1

なし

7-2
7-3

7-2
なし

7-3

7-4

※（6-5）～（6-8）斜め部材下部のボードの落下
1．(10-1)～(10-8)斜め部材下部のボードの落下
2．1.の落下に追従して(8-1)～(8-8)斜め部材下部のボードの落下
3．2.の落下に追従して(6-5)～(6-8)斜め部材下部のボードの落下なし

1．頂部側（7-1）（7-3），軒先側（7-2）（7-4）斜め部材上部金具のボルト破断
2．頂部側（7-3）斜め部材破断と同時に（7-3）斜め部材下部のボードの落下（斜め部材の破断の前に、斜め部材上部金具が下がったために吊りボルトが変
形。）

7-4

7-5
7-6
7-7
7-8

なし

7-5
7-6
7-7
7-8

8-1

なし

8-1

8-2

-

8-2

-

8-3

-

8-3

-

8-4
8-5
8-6
8-7
8-8
9-1

-

8-4
8-5
8-6
8-7
8-8
9-1

-

9-2

-

9-2

-

9-3
9-4
9-5
9-6
9-7

-

9-3
9-4
9-5
9-6
9-7

-

なし
1．頂部側（8-1）斜め部材の座屈
2．頂部側（8-1）上部金具下がり、変形

9-8

-

9-8

-

10-1
10-2
10-3
10-4
10-5
10-6
10-7
10-8

-

10-1
10-2
10-3
10-4
10-5
10-6
10-7
10-8

-

－ 89 －

防災科学技術研究所研究資料

表 5.2.6
JMA 神戸波 100% 加振中損傷状況（11-1 ～ 15-8）
Table 5.2.6 Progress of Damage on Brace 11-1~15-8
during JMA Kobe 100% Excitation.

第 391 号

表 5.2.7
JMA 神戸波 150% 加振中損傷状況（11-1 ～ 15-8）
Table 5.2.7 Progress of Damage on Brace 11-1~15-8
during JMA Kobe 150% Excitation.

損傷状況

斜め部材
11-1
11-2
11-3
11-4
11-5
11-6
11-7
11-8
12-1
12-2
12-3
12-4
12-5
12-6
12-7
12-8

2015 年 2 月

損傷状況

斜め部材
11-1
11-2
11-3
11-4
11-5
11-6
11-7
11-8
12-1
12-2
12-3
12-4
12-5
12-6
12-7
12-8

-

-

13-1

1．頂部側（13-1）の上部金具ボルトが破断
2．斜め部材下部の野縁受けが上下に振動

13-1

13-2

なし

13-2

13-3

1．頂部側（13-3）の上部金具ボルトが変形
2．斜め部材下部の野縁受けが上下に振動

13-3

13-4

なし

13-4

13-5

なし

13-5

1．西側（13-5）の上部金具下がり
2．金具ボルトが曲がり

13-6

なし

13-6

1．東側（13-6）の上部金具下がり
2．金具ボルト曲がり

13-7

なし

13-7

1．西側（13-7）の上部金具下がり

13-8

なし

13-8

1．東側（13-8）の上部金具下がり（頂部側（13-1）の上部金具ボルトが破断）
1．頂部側（13-1）斜め部材下部の野縁受けが変形
2．頂部側（13-1）斜め部材下部のボードが南側から落下
3．軒先側（13-2）の金具ボルトが破断・落下（頂部側（13-3）の上部金具ボルトが変形）
1．頂部側（13-3）の金具ボルトが破断
2．頂部側（13-3）の斜め部材下部がはずれ3．（13-3）（13-4）斜め部材下部のボードが南側から落下
4．軒先側（13-4）の斜め部材下部がはずれ

14-1

1．頂部側（14-1）の金具ボルトが変形

14-1

14-2

1．軒先側（14-2）の金具ボルトが変形

14-2（頂部側（14-1）軒先側（14-2）の金具ボルトが変形）
1．頂部側（14-1）の金具ボルトが破断
2．軒先側（14-2）の金具ボルトが破断
3．（14-1）（14-2）斜め部材下部の面材が南側から落下

14-3

1．頂部側（14-3）の金具が破断

14-3（頂部側（14-3）の金具が破断）

14-4

1．軒先側（14-4）の金具が下がり

14-4（軒先側（14-4）の金具が下がり）

14-5

なし

14-5

1．西側（14-5）の金具が下がり、吊ボルトが変形

14-6

なし

14-6

1．東側（14-6）の金具が下がる

14-7

なし

14-7

1．西側（14-7）の金具が下がり、吊ボルトが変形

14-8

なし

14-8

1．東側（14-8）の金具が下がり
2．東側（14-8）斜め部材下部がはずれ

15-1（頂部側（1）の上部金具の破断）

15-1

1．頂部側（1）の上部金具ボルトが破断

15-2

なし

15-2

1．軒先側（2）の金具が下がり

15-3

なし

15-3

1．頂部側（3）の金具が下がり

15-4

なし

15-4

1．軒先側（4）の金具が曲がり
2．吊りボルト上部が破断

15-5

なし

15-5

1．西側（5）の金具ボルトが破断

15-6
15-7
15-8

-

15-6
15-7
15-8

－ 90 －-

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

5.2.2

報告書－佐々木ほか

斜め部材に作用した荷重と設計余裕度

K-NET 仙台波 80 % 加振，100 % 加振では，一部の金具等に変形等が生じたものの，斜め部材の座屈や斜め部材上部，下部の脱落はなかった．図 5.2.6，
図 5.2.7 は，斜め部材に作用した軸力を，表 5.2.8 はK-NET 仙台 25 %，50 %，80 %，100 % 加振の斜め部材の軸力の最大値を示す．なお，軸力は，4 枚のひずみゲージの値の平均値に断面積と弾性係数を乗算して求めた．ひずみゲージを貼り付けた位置については，2 章を参照されたい．また，斜め部材への作用荷重，H26 技術基準の解説にある試験方法で求めた損傷荷重，およびこれらの比を表 5.2.9 に示す．
なお，表 5.2.9 中の天井ユニットの項については，
天井単位面積質量，斜め部材 1 組当たりの負担面積，
梁間方向の最大応答加速度の積を最大荷重と，天井ユニット試験により得られた耐力を損傷荷重として示している．ただし，これらの損傷荷重は設計に用いた金具の試験結果から求めたものであり，実験とは条件が異なる点には注意していただきたい．
表 5.2.8
斜め部材に作用した最大軸力
Table 5.2.8 Maximum Axial Force of Braces.
頂部側

軒先側

東側

西側

CS101～104

CS105～108

CS109～112

CS113～116

K-NET仙台波 正：引張
25%
負：圧縮

1226.7

1907

770.5

687.1

-1370.4-1267.3-775.9-582.4K-NET仙台波 正：引張
50%
負：圧縮

2619.83707.61455.91355.3-2438.8-2586.7-1387.2-1461.3

K-NET仙台波 正：引張
80%
負：圧縮

3985.65829.1

1833.8

1861.5-4705.4-4824.7-2292.6-1609.5

K-NET仙台波 正：引張
100%
負：圧縮

5929.84901.62082.92880.3-3738.6-8565.6-3306.4-1917.2

図 5.2.6

頂部側斜め部材に生じた軸力（K-NET 仙台波 80%）
Fig. 5.2.6 Axial Force of Brace at Ceiling Top Side.
(K-NET Sendai 80% Excitation)

表 5.2.9
斜め部材周辺にある部材への作用荷重
Table 5.2.9 Force of Members around Braces.
（a）K-NET 仙台波 80% 加振
金具名称

方向

損傷時の荷重（N）①

加振時に作用した最大荷重（N） ②②/①

頂部側 斜め部材（圧縮）

材軸

6800

4705

0.69

軒先側 斜め部材（圧縮）

材軸

16965

4825

0.28

斜め部材
材軸方向

5700

4705

0.83

水平

6300

3336

0.53

斜め部材上部取付金具（圧縮）天井ユニット ※1（b）K-NET 仙台波 100% 加振
金具名称
頂部側 斜め部材（圧縮）
軒先側 斜め部材（圧縮）
斜め部材上部取付金具（圧縮）天井ユニット ※1

方向損傷時の荷重（N）①

加振時に作用した最大荷重（N） ②

②/①

材軸

6800

3739

0.55

材軸

16965

8566

0.50

斜め部材
材軸方向

5700

8566

1.50

水平

6300

4649

0.74

図 5.2.7

頂部側斜め部材に生じた軸力（K-NET 仙台波 100%）
Fig. 5.2.7 Axial Force of Brace at Ceiling Top Side
(K-NET Sendai 100% Excitation).

※天井ユニット試験のデータおよび天井総重量等より算出－ 91 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

K-NET 仙台波 80 % 加振では，最大荷重が損傷耐された斜め部材のそれぞれの長さの違いに起因する力を上回ることはなく，設計段階において想定した斜め部材の座屈耐力の違いにより，短い斜め部材側

通りの結果となった．但し，斜め部材上部取付金具の方が，長い斜め部材側に比較して，損傷が激しくの圧縮側作用荷重はすでに許容耐力を超えており，なる結果となった．斜め部材上部取付金具との余裕

損傷耐力の 83 % である．一部の斜め部材上部取付度の設定方法について慎重に検討する必要があると金具に若干の変形が生じた事実に矛盾しない．

いえる．2.2G 耐震天井の設計に際しては，各部材のK-NET 仙台波 100 % 加振では，斜め部材上部取安全率を考慮に入れて部材選定を行ったが，実務に付金具の変形やずれが顕著になり始めた．この段階

際してはバランスのよい斜め部材設置計画等を行うになると，軒先側の斜め部材は 8,566 N という大きとともに，個々の斜め部材の座屈耐力の違いと金具な圧縮軸力が作用している．軒先側の斜め部材は在の耐力とのバランスなども考慮した詳細な検証，部長が短く，座屈耐力も大きいため，この圧縮軸力で材選定が重要である．

も座屈することはない．しかし，斜め部材上部取付金具には，損傷耐力の 1.5 倍の荷重が作用したことに相当しており，これが斜め部材上部取付金具の変形やずれを起点として，天井の損傷が進んだ原因と考えられる．
図 5.2.8，図 5.2.9 に吊りボルトに作用した軸力を示す．着目点 CA19 付近の，斜め部材下部近傍の吊りボルト（CS001）と斜め部材上部近傍の吊りボルト（CS005）を示す．部材長さ 1,500 mm，片端固定，片端フリーの境界条件下での吊りボルトの座屈耐力は352 N であるのに対し，CS001 には座屈を生じさせる軸力が生じている．これは，斜め部材に生じた軸力の上下成分が影響していると考えられる．これに図 5.2.8 吊りボルトの軸力（K-NET 仙台波 80%）
Fig. 5.2.8 Axial Force of Hanging Bolts (K-NET Sendai
80% Excitation).

対し，CS005 の作用軸力は小さい．これは斜め部材
により屋根面に対する天井面の相対変位が拘束されているためであると考えられる．
5.2.3 まとめ
設計水平震度 2.2 という大きな外力に耐えるために JIS 規格材よりも高強度な部材で構成し，H26 技
術基準に基づいて設計した 2.2G 耐震天井を加振実
験によって損傷するまで加振し，その損傷メカニズ
ムについて検証した．その結果，設計レベルに対しては目立った損傷は生じなかったことが確認でき，
2.2G を超える大きな外力に対し，斜め部材の組数を施工可能な範囲で留め，強度と施工性を考慮した天井の設計法の妥当性を検証できた．
設計レベルを超えた加振では，斜め部材の座屈よりも接合金具の変形等により損傷していく結果となった．この結果は，斜め部材の座屈耐力よりも斜め部材上部取付金具の耐力の方が小さかったために生じたものであり，要素試験の結果に矛盾しない．
ただし，勾配のある天井では，1 組の V 字に配置
－ 92 －

図 5.2.9 吊りボルトの軸力（K-NET 仙台波 100%）
Fig. 5.2.9 Axial Force of Hanging Bolts (K-NET Sendai
100% Excitation).

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

5.3 ワイヤによるフェイルセーフ機能の有効性

報告書－佐々木ほか

出来ており，脱落とともに損傷したせっこうボード

本節では，天井下に設置したワイヤとネットによやロックウール吸音板のかけらを除く，ほとんどのる脱落防止措置の有効性について述べる．

天井部材を適切に捕捉できている．細かい部品に落5.3.1 脱落した天井のフェイルセーフによる捕捉状況

下によって生じることが予想される人的被害も最小

未対策天井を対象とした脱落被害再現実験では，限に抑えられたと言える．加振実験後の損傷調査に

K-NET 仙台波 50 % 入力加振の 2 回目で，1.1G 耐震

おいて，展開ロープ，吊り材，ネットに目視で確認

天井および 2.2G 耐震天井を対象とした耐震余裕度

できる損傷は無かった．

検証実験では，JMA 神戸波 100 % 入力加振および写真 5.3.2 は，1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井を対150 % 入力加振で天井仕上げ材の脱落が確認された．

象とした耐震余裕度検証実験において，脱落した天写真 5.3.1 は，未対策天井を対象とした脱落被害

井を受け止めたフェイルセーフ機能である．5.1，5.2

再現実験において，脱落した天井を受け止めたフェで述べたとおり，せっこうボードのビスの頭抜けでイルセーフ機能である．X3 ～ X5 通り間は脱落防脱落しており，受け止めたのはそのほとんどが仕上

止措置を省略したため，損傷し，脱落した天井が床げ材のみである．脱落被害再現実験での状況に比較まで落下した．一方，フェイルセーフ機能を取り付すると，写真 5.3.2（b）にあるように仕上げ材はせっけた X1 ～ X3 通り間，X5 ～ X7 通り間は脱落した

こうボード 1 枚分程度にまで分割して落下してお2

天井約 60 m 程度を受け止め，床まで落下することり，ネットにかかる負担は大きい．

はなかった．この実験では，仕上げ材が野縁ごと脱

なお，壁との境界部における端部では，わずかで落しており，広い面積で脱落した天井を受け止めてはあるが隙間からせっこうボードなどが脱落しておいる．また，写真 5.3.1（c）に示すように，外れたクり，この部分については，適切な処置が必要である

リップなどの金具もネットにより受け止めることがと言える．

（a）天井下から（a）Look up from floor.

（b）脱落した天井の捕捉状況（b）Catching the Damaged Ceiling.

（c）捕捉したクリップ（c）Damaged Clip.

写真 5.3.1 未対策天井に対する K-NET 仙台波 50% 加振後のフェイルセーフ機能の状況
Photo 5.3.1 Failsafe System after K-NET Sendai 50% Excitation for Non-seismic Ceiling.

（a）2.2G 耐震天井（a）Seismically Designed Ceilingwith Seismic Coefficient of 2.2.

（b）1.1G 耐震天井（b）Seismically Designed Ceilingwith Seismic Coefficient of 1.1.

（c）折れ曲がった吊り材（c）Bent Suspending Rods.

写真 5.3.2 1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井に対する JMA 神戸波 150% 後のフェイルセーフ機能の状況
Photo 5.3.2 Failsafe System after JMA Kobe 150% Excitation for Seismically Designed Ceiling.

－ 93 －

第 391 号

防災科学技術研究所研究資料

2015 年 2 月（a）10.0 秒（a）10.0 sec（b）11.9 秒（b）11.9 sec

写真 5.3.3 JMA 神戸 100% 加振における吊り材への天井の衝突
Photo 5.3.3 Pounding of Ceiling to Suspending Rods.
40
30
20
10
0
-10
0

Force (kN)

Force (kN)

40
30
20
10
0
-10
0

5

10

15 20 25
Time (sec)

30

35

40

（a）FS04510

15 20 25
Time (sec)

30

35

40

（b）FS07

図 5.3.1 JMA 神戸 100% 加振における展開ワイヤの作用張力
Fig. 5.3.1 Force of Wires during JMA Kobe 100% Excitation.

また，写真 5.3.2（c）にあるとおり，吊り材が大き

ド 3 枚程度）であり，重量に換算すると約 540 N で

く折れ曲がっているが，これは，斜め部材の損傷ある．この重量は，展開ロープ直上にある天井面積

により 1.1G 耐震天井の振動が大きくなったために，からすると，およそ半分のボードが脱落したことに1.1G 耐震天井が衝突したためである．写真 5.3.3 はなる．しかし，測定された張力の最大値 27.3 kN は，

JMA 神戸波 100 % 加振における吊り材への天井の全面脱落したと想定し求めた張力 30.6 kN の 89 %衝突の状況である．激しく衝突を繰り返していること同程度であることから，実際に全面脱落した場合とがわかる．実験後に吊り材の損傷状況を確認したには，設計想定の 2 倍程度の荷重が作用したことにところ，約 15 度ほどの折れ曲がりが確認できた．

なる．

5.3.2 展開ロープへの作用力

一方，脱落した天井を受け止めていない展開ロー

図 5.3.1 は耐震余裕度検証実験の JMA 神戸 100 %プにも大きな荷重が作用しており，図 5.3.1（a）に示

加振における展開ロープに作用する荷重を端部にあしたとおり，特に FS04 には 38.5 kN にも達する荷るターンバックルに取り付けたひずみゲージから測定した結果である．ターンバックルに取り付けたひずみゲージのひずみ測定値と荷重の関係について
は，別途ターンバックルのみの引張試験を行い求めた．ここでは，2.8 で示した 10 本の測定結果のうち，最も大きな荷重を計測した中央部の展開ロープ
FS04 と多数の脱落した仕上げ材を受け止めた展開
ロープ FS07 の結果について示す．
図 5.3.1（b）によれば，FS07 に作用した張力は最大で 27.3 kN であり，脱落後には 5 ～ 6 kN 程度の残留張力が生じた．この展開ロープに落ちた天井ボード
2
は，集録した映像から確認すると約 5 m（石膏ボー

図 5.3.2 吊り材への天井衝突による展開ワイヤへの張力
Fig. 5.3.2 Tension due to Pounding Ceiling to Suspending Rods.

－ 94 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか（a）展開ワイヤ（b）吊り材（a）Wire（b）Suspending Rod
写真 5.3.4 引張試験による残存強度の評価
Photo 5.3.4 Evaluation of Remain Strength by Tensile Tests.

写真 5.3.5 展開ワイヤの破断状況
Photo 5.3.5 Rapture of Wires.

写真 5.3.6 吊り材の破断状況
Photo 5.3.6 Rapture of Hanging Rods.

重が作用している．これは，前述したように吊り材しない．以上の事実から，展開ロープには，天井のには加振中に天井が衝突しており，図 5.3.2 に示す

吊り材への衝突による張力が作用していたと言えように吊り材への衝突によって展開ロープに張力がる．

発生したために，天井を受け止める以上の張力が発

5.3.3 実験後の各部材の残存強度

生したものと考えられる．

実験後，実験に使用した展開ロープ，吊り材の一天井が衝突することにより吊り材が押された場合について検証する．吊り材がどの程度動いたかにつ部に対して，引張試験を実施し，その残存強度を確認した．写真 5.3.4 に，引張試験の状況を示す．

いては計測していないため確かではないが，ビデオ展開ロープの引張試験は，多くの仕上げ材を受けによれば，2.2G 耐震天井にぶつかるほど吊り材を止めた中央部付近の展開ロープ 2 本に対して実施し押していることから，吊り材は少なくとも吊り材とた．いずれも十分な残存強度を有しており，それぞ2.2G 耐震天井とのクリアランス 60 mm 分は押されれの強度は 77.0 kN，73.0 kN と，ワイヤの規格で定ていることになる．そのため，展開ロープは 60 mm

められている破断強度 64.4 kN よりも十分大きい残程度伸びたと言える．一方，2.6 に示した許容たわ

存強度が確認できた．ただし，73.0 kN の残存強度みが生じたときの伸びは 58.5 mm であり，天井の衝を示した展開ワイヤの破断状況を写真 5.3.5 に示す突により生じたと想定される伸びとほぼ一致する．

が，ワイヤ本体に比較して，十分な耐力があるはず

この事実は，測定された張力の最大値が，許容たわの端部止め用のアルミ素管が割れて破断している．

みが生じたときの張力と同等の値であることに矛盾

目視で確認した限りでは損傷はなかったが，実験に－ 95 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

より脱落した天井がぶつかるなどして，アルミ素管に小さな損傷が生じ，これが残存強度に影響した可能性も考えられ，注意が必要と考えられる．
吊り材の引張試験は，目視では大きな損傷がない
吊り材と，天井の衝突により 15 度ほど折れ曲がった状態の吊り材の 2 本に対して引張試験を実施した．いずれの吊り材も 163.0 kN の残存強度が確認されており，許容引張強度 83.6 kN はもちろん，破断
強度 133.3 kN よりも十分大きな強度を有しているこ

写真 5.3.7 衝突の瞬間
Photo 5.3.7 Pounding of Ceiling Board.

とが確認できた．天井衝突により吊り材が変形した
Acceleration (G)としても，15 度程度の折れ曲がりでは耐力にはほとんど影響がない．
5.3.4 天井脱落によって生じる被害
前述したように，フェイルセーフ機能により脱落とが検証された．ここでは，天井の脱落により，人図 5.3.3 は，床面に座らせた人体ダミーに対して，天井面の高さ（約 6 m）からせっこうボードとロック
ウール吸音板を組み合わせた仕上げ材（約 15 kg）を落として衝突させたときの頭部に作用した衝撃加速

50
0

-50

-1000

した天井を受け止めることができ，有効であったこに被害を及ぼす可能性について検証する．

100

10

20
30
Time (ms)4050

図 5.3.3

せっこうボードの衝突による人体ダミー頭部の衝撃加速度（鉛直方向）
Fig. 5.3.3 Impact Acceleration at Head of Human Body
Dummy due to Pounding of Gypsum Board（Vertical
Direction).

度である（写真 5.3.7）．なお，人体ダミーには，側頭部に衝撃加速度計を取り付けて計測した．最大でが確認できた．ただし，壁際の端部において一部せっ84G の鉛直加速度が約 4 ミリ秒ほどの時間に作用しこうボードの脱落や，天井が吊り材に衝突したためていることがわかる．ECE94（Economic Commissionに，展開ロープに想定以上の張力が作用したことがfor Europe）欧州経済委員会による基準 94 項「全面確認されており，注意が必要である．

衝 突 時 に お け る 乗 員 の 保 護 」，FMVSS208（Federal

5.4 参考文献

Motor Vehicle Standards）米 国 連 邦 自 動 車 安 全 基 準[5.1]

内田拓見，川口健一，片山慎一朗：人体耐性

208 項「衝突時の乗員保護」において，「衝突時の頭指標を用いた天井材の安全性評価に関する部の加速度が 80G 以下（3 ms）」と言うことが定義さ基礎的研究れており，この基準を超える強い加速度が頭部に作築学会大会学術講演梗概集（東北），pp. 1081-

用していることがわかる．また，頭部の鉛直方向の1082，2009．

耐性は上記の半分程度であるとも言われており [5.1]

[5.2]

その１

人体耐性指標，日本建

片山慎一朗，川口健一，内田拓見，荻芳郎，[5.2]，これを考慮した場合はさらに危険であると判

大矢俊治：人体損傷指標を用いた天井材の安断できる．

全性評価に関する基礎的研究

5.3.5 まとめ材落下実験，日本建築学会大会学術講演梗概

本節では，大規模空間に設置された吊り天井の脱落による被害を抑えるためのネットとワイヤの組み合わせによるフェイルセーフ機能の有効性についてまとめた．加振実験により，脱落した天井を細かい金具まで含めて受け止めることができ，有効であったことが確認された．また，各部材の残存強度を引張試験により確認し，十分な耐力が残っていること－ 96 －

その２集（東北），pp. 1083-1084，2009．

天井

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

6. 各天井の脱落被害メカニズムの違い

報告書－佐々木ほかと考えられる．また，フレーム構造の梁間方向一次

本章では，未対策天井および 2 種類の耐震天井の固有周期は 0.40 秒程度であり，天井面で応答が増幅

損傷状況に応じた振動特性の変化および各天井の脱されやすい状態になっていたと考えられる．K-NET

落被害メカニズムの比較分析を行う．

仙台波 50 %（2 回目）の加振では，たわんでいた天井

6.1 損傷状況に応じた振動特性の変化

面が大きく振動し，激しい揺れと共に天井が脱落し地震波による加振実験の結果から，各加振ケース

た．この加振では，伝達関数のピークは 0.2 ～ 0.3における図 6.1 に示す位置の 3 種類の天井の伝達関秒にあり，1 回目と同じ傾向を示している．ただし，数を図 6.2 ～ 6.4 に示す．ここでは，屋根大梁と天伝達関数は全周期帯で，1 回目よりも大きくなって

井面の応答加速度（梁間方向）のフーリエスペクトル

おり，1 回目の加振時よりも大きく応答していたこの比を天井の伝達関数としている．なお，バンド幅とがわかる．

0.4 Hz の Parzen window を用いた移動平均により平滑化を行った．

図 6.2 伝達関数（未対策天井）（カラー図は添付 D）
Fig. 6.2 Transfer Function (Non-seismic Ceiling).
図 6.1 伝達関数の算出位置
Fig. 6.1 Location of Evaluation of Transfer Functions.

6.1.2 1.1G 耐震天井
K-NET 仙台波 25 % および K-NET 仙台波 50 % 加

6.1.1 未対策天井

振時では，1.1G 耐震天井に大きな損傷はなかった．

K-NET 仙台波 25 % 加振時には天井はほぼ無被害

図 6.3 に 示 す よ う に， こ の 時 の 伝 達 関 数 に は 0.15であったが，図 6.2 における未対策天井の伝達関数

秒の部分において明確なピークがあり，1.1G 耐震によると 0.1 ～ 0.2 秒間にピークがあり，未対策天天井の固有周期がおよそ 0.15 秒であることがわか

井の固有周期がおよそ 0.1 ～ 0.2 秒であることがわ

る． K-NET 仙台波 80 % 加振時になると，一部の斜かる．斜め部材が無い従来の在来工法天井の固有周

め部材に座屈が生じたものの，この段階ではまだ卓期はおよそ 1 ～ 2 秒程度になると考えられるが [6.1]，

越周期には大きな変化は見られない．K-NET 仙台

これは壁との接触を考慮しない場合の値であり，未波 100 % 加振では多数の斜め部材において座屈が生対策天井では天井の周囲を壁要素で囲われているたじ，加振後も大きな曲げ変形が残留した状態となっめに固有周期が 0.1 ～ 0.2 秒と短い周期となったとた．この時の伝達関数は，0.15 秒付近にあったピー思われる．K-NET 仙台波 50 %（1 回目）加振時にはクは低下し，代わりに 0.2 ～ 0.4 秒辺りにピークが複数のハンガーやクリップが外れ，天井面が大きく見られるようになった．これは，多くの斜め部材がたわんだ状態となったが，この段階で 0.2 ～ 0.3 秒

座屈によりその機能を失ったために天井の剛性が低間に大きなピークが現れた．たわんだ天井面の振動

下し，固有周期が伸びたものと考えられる．JMA 神の周期を記録映像より確認するとおよそ 0.3 秒程度

戸波 100 % 加振では天井が大きく振動し，天井端部であり，伝達関数におけるこの 0.2 ～ 0.3 秒間のピー

で周囲の柱と衝突，仕上げ材が脱落した．この時のクはたわんだ天井面の振動の周期に対応したものだ

伝達関数は 1 秒前後の周期帯にピークが見られた．

－ 97 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

斜め部材がない場合の在来工法天井の固有周期がお井の応答が大きくなり，脱落被害につながったこと

よそ 1~2 秒程度であることから，この時点で斜め部がわかる．

材はその機能を失い，応答に影響しない状態であったことがわかる．その後の JMA 神戸波 150 % 加振時の伝達関数では 1 秒前後にあったピークが更に大きくなっている．斜め部材が機能していない状態であったために更に大きく天井が応答し，多数の仕上
げ材脱落に繋がったものと考えられる．

図 6.4 伝達関数（2.2G 耐震天井）（カラー図は添付 D）
Fig. 6.4 Transfer Function (Seismically Designed Ceilingwith Seismic Coefficient of 2.2).

6.2 各天井の脱落被害メカニズム
4 章，5 章における実験結果の分析に基づき，未対策天井と 1.1G 耐震天井および 2.2G 耐震天井の脱図 6.3 伝達関数（1.1G 耐震天井）（カラー図は添付 D）
Fig. 6.3 Transfer Function (Seismically Designed Ceilingwith Seismic Coefficient of 1.1).

落被害メカニズムの比較分析を行う．
6.2.1 未対策天井の脱落被害メカニズム
図 6.5 に未対策天井の天井脱落へ至るメカニズム

6.1.3 2.2G 耐震天井を示す．未対策天井では，まずクリップやハンガー

2.2G 耐震天井は，K-NET 仙台波 25 % の加振からなどの接合部がすべり，野縁受けは蛇行する．さら

K-NET 仙台波 100 % 加振までの間，斜め部材上部に強い揺れを受けた際には，未対策天井にはクリア取付金具のずれ以外に大きな損傷は確認されておら

ランスがないため，図 6.5 ①に示す様に，地震時にず，図 6.4 の伝達関数においてもその卓越周期に大天井面に作用する水平慣性力のうち，壁に押しつけきな変化は見られない．なお，これらの加振実験にる方向については基本的に壁で受け止める．そのたおける卓越周期はおよそ 0.15 秒であった．JMA 神

め，壁周辺の天井が損傷するまでは慣性力に十分抵

戸波 100 % 加振では斜め部材上部取付金具が一部破抗できる．しかし，壁から離れる方向の慣性力に対断し，ロックウール吸音板が 3 枚程度脱落したが，しては抵抗しない．そのため，例えば図 6.5 ①の状

この段階ではまだ伝達関数に大きな変化は見られな

況では，右側の天井が左へ移動しようとして，ビス

かった．このことは，これらのロックウール吸音板で固定された頂部の野縁受けの部分に大きな荷重がの脱落は，天井下地の損傷とは無関係であり，強いかかり，左側の天井は左端部の壁と接している部分

振動によるものであることを示していると思われを起点に固定されるため，この壁からの反力を受ける．JMA 神戸波 150 % の加振にて大半の斜め部材

る．また，左側の天井自身の慣性力は天井中央に作に座屈や上部取付金具もしくは取付部吊りボルトの用する．つまり，これらの荷重の作用点の位置関係

破断が生じ，同時に斜め部材が取付けられた野縁受から，頂部側が持ち上がるようなモーメントが働き，けも変形し，多数の仕上げ材が脱落した．その結果，頂部が持ち上がることになる．このモーメントに対伝達関数において 0.2 秒～ 0.4 秒間と 1 秒前後の周しては吊りボルトおよびハンガーで抵抗する必要が期帯でピークが見られるようになった．1.1G 耐震天あるが，今回採用したハンガーのように十分な耐力井と同様に，斜め部材が機能しない状態となり，天が無い場合には，ハンガーが損傷して開くなどして－ 98 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

ハンガーから野縁受けが外れることとなる．頂部にから発生している．1.1G 耐震天井の場合は，斜め部近いハンガーから外れた原因はこのようなメカニズ

材本体の座屈（図 6.6 ②－ 1）である．2.2G 耐震天井

ムによると考えられる．

の場合は，斜め部材上部取付金具もしくは取り付け頂部に近いハンガーが外れると，そこから 1 列軒られている吊りボルトの損傷による上部接合部の損

先側にずれた吊りボルトには，頂部に近い吊りボル傷，または斜め部材が取り付けられた野縁受けの変トが負担するはずだった荷重が加わることとなり，形やビスの破断等の下部接合部における損傷（図 6.6

結果としてその吊りボルト周辺のクリップの負担が②－ 2）である．このように損傷パターンが大きく増加することとなる（図 6.5 ②）．最終的には，この2 つに分かれた理由としては，1.1G 耐震天井では斜吊りボルト周辺のクリップが増加した負担に耐えらめ部材本体の座屈耐力が上下の接合部の耐力より低れなくなって外れたと考えられる．

く，逆に 2.2G 耐震天井では斜め部材本体の座屈耐

その後は，最初に損傷した箇所を起点として周囲のクリップの負担荷重が増大し，クリップの外れが力が上下の接合部の耐力よりも高く設計されている事が要因だと考えられる．

周囲にも進展していき，天井面が大きくたわんだ状ある斜め部材が損傷し始めると，損傷していない態となった（図 6.5 ③）．この時，たわんだ天井面は他の斜め部材が負担する慣性力は大きくなってい

仕上げ材及び野縁で繋がった周囲の天井面によってく．そのため，斜め部材の損傷は更に進展していく．

支えられている状態であり，脱落する危険性が高い

斜め部材が損傷した後の天井が脱落に至るメカニズ状態であったと言える．

ムもまた 1.1G 耐震天井と 2.2G 耐震天井とでそれぞ

そして，この後の加振によりそのたわんだ天井面

れ異なる．1.1G 耐震天井の場合は，多数の斜め部が大きく振動することでクリップの外れは更に広が材の損傷によりその機能が失われた結果，天井応答り（図 6.5 ④），振動による慣性力を周囲の天井面でが増大し（図 6.6 ③－ 1），天井が周囲の壁や柱と衝は支えきれなくなって最終的に天井面の脱落に至っ

突して天井下地と仕上げ材を破壊し脱落するパターたものと考えられる（図 6.5 ⑤）．

ン（図 6.6 ④－ 1）が多く見られた．2.2G 耐震天井の脱落し始めたのは，野縁でつながれた仕上げ材で場合は，負担荷重が大きくなった斜め部材に力が作あり，その野縁が脱落したせっこうボードの隣の用した際に斜め部材周辺の野縁や野縁受けが斜め部

せっこうボードを引っ張り，次々と脱落する結果と材の荷重を受けきれなくなって大きく変形し（図 6.6

なった．

③－ 2），仕上げ材が変形に追従しきれなくなって，

6.2.2 1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井の脱落被害メカ

仕上げ材を固定しているビスが頭抜けし，脱落する

ニズムパターン（図 6.6 ④－ 2）が多く見られた．この 1.1G

図 6.6 に耐震天井の天井脱落へ至るメカニズムを耐震天井と 2.2G 耐震天井の 2 つのパターンの脱落示す．耐震天井では，天井面に作用する慣性力は斜被害メカニズムは，天井脱落に至る経緯や脱落箇所

め部材を介して屋根まで伝達される構造となっておは異なるものであるが，そのきっかけが斜め部材周り，未対策天井とは慣性力の伝達経路が大きく異辺部の損傷であるという点は共通しており，耐震天なっている（図 6.6 ①）．損傷はその伝達経路上にお井の設計では，斜め部材とこれらの接合部の耐力評

いて最も耐力が低い部位から発生する事となる．未価が重要であると言える．

対策天井において損傷が生じたクリップやハンガーに関しては，ビスやネジにより野縁や野縁受けに緊結され，補強された耐震仕様の「耐震クリップ」，「耐
震フリーハンガー」が用いられており，これらの箇所から損傷して天井面が脱落しないようにしている．
5 章に示した実験結果を，1.1G 耐震天井と 2.2G
耐震天井のそれぞれの損傷パターンに分類する．天井に生じる最初の損傷は，いずれも斜め部材周辺部－ 99 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

図 6.5 未対策天井の脱落被害メカニズム
Fig. 6.5 Collapse Mechanism of Non-seismic Ceiling.

－ 100 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

図 6.6 H26 技術基準による脱落防止対策が施された天井の脱落被害メカニズム
Fig. 6.6 Collapse Mechanism of Seismically Designed Ceiling.

－ 101 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

6.3 各天井の耐震性能の比較

6.2.3 脱落被害メカニズムの比較
以上の各天井の脱落被害メカニズムの分析より，実験で生じた各天井の被害状況を基に各天井の耐未対策天井ではクリップ・ハンガー等の接合金物の震性能の比較分析を行う．H25 年度実験で実施した外れに起因して天井脱落が生じるのに対し，耐震天全実験結果の内，未対策天井および 1.1G 耐震天井，

井では斜め部材周辺部の損傷が天井脱落の主な要因

2.2G 耐震天井の各天井の各加振ケースにおける天井であり，それぞれ脱落被害に至るプロセスが大きくの被害状況をまとめたものを表 6.1 に，屋根面およ

異なっていることがわかる．

び天井面の応答加速度最大値（各観測点の平均値）を各天井の脱落の様子を写真 6.1 に示す．未対策天まとめたものを表 6.2 に示す．より詳細な損傷状況

井では，クリップの外れが脱落の原因であるため，や天井の応答については，4 章，5 章を確認されたい．

脱落し始めた箇所を起点として野縁で繋がった仕上

各加振ケースに対する各天井の被害状況を比較す

げ材も引っ張られて連鎖的に脱落した．これに対し，

ると，未対策天井では K-NET 仙台波 25 %（震度 5 強）

耐震天井では野縁・野縁受け等の天井下地が脱落しで損傷，その後の K-NET 仙台波 50 %（震度 6 弱）のないよう相互に緊結されていたため，全てビスの頭

2 度の加振で天井脱落に至ったのに対し，1.1G 耐震

抜けによって仕上げ材のみが脱落した．落ちたせっ

天井および 2.2G 耐震天井ではいずれもほぼ無損傷

こうボードは，隣のせっこうボードを引っ張ること状態を保っており，未対策天井と比較して高い耐震なく，単独で落下したため，未対策天井に見られる性能を有している事が確認できた．
図 6.7 に，未対策天井の天井面加速度と各部材の様な連鎖的な脱落は生じなかった．

要素試験結果から評価できる天井の耐力の関係を示す．K-NET 仙台波 25 % 加振時の鉛直加速度によれ
ば，すでに野縁受けの座屈が生じていてもおかしくない加速度が天井面に生じており，この野縁受けの変形に伴い，ハンガーやクリップが緩み，野縁受けがずれ動いた結果，野縁受けの蛇行が発生したと言える．また，K-NET 仙台波 50 % 1 回目加振でハンガーの耐力を超える鉛直加速度が天井面に生じており，
ハンガーが変形したことで，野縁受けからハンガーが外れやすくなったと考えられる．なお，K-NET 仙（a）未対策天井（a）Non-seismic Ceiling.

台波 50 % 2 回目加振でもクリップが損傷する加速度には達していないが，一部のハンガーが外れたことにより，ハンガーが外れた吊りボルトの隣に位置する吊りボルトの負担が増加したことにより，その位置のハンガーとクリップの負担が増加したため，クリップが破損し脱落に至ったと考えられる．
図 6.8 は 1.1G 耐震天井の天井面加速度と各部材の耐力評価に基づく天井の耐力を比較したものである．1.1G 耐震天井では K-NET 仙台波 50 % 加振（震度 6 弱）において梁間方向の天井面最大応答加速度
で 2.03G を記録しており，設計水平震度 1.1 を大きく超えたにも関わらず無損傷であったことになる．

（b）耐震天井（b）Seismically Designed Ceiling.

その後の K-NET 仙台波 80 % 加振（震度 6 強）では一

写真 6.1 脱落の仕方の違い
Photo 6.1 Differences in Collapse Mode of Ceiling.

間方向の天井面最大応答加速度が 3.34G であった．

部の斜め部材で座屈が発生し始めたが，この時の梁これに対し，斜め部材が座屈する天井面加速度は－ 102 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

1.98G であり，K-NET 仙台波 50 % 加振の時点で天

報告書－佐々木ほか

6.4 まとめ

井面加速度がこの値をわずかに超えている．斜め部

未対策天井および 1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井

材の座屈耐力は安全側に評価されていると言える．

の損傷状況に応じた振動特性の変化および各天井

一方，桁行方向については，桁行方向斜め部材は，の脱落被害メカニズムの比較分析を行った．また，

天井面加速度が 2.28G で座屈するよう設計されていH25 年度実験結果より得られた各天井の被害状況をるのに対して，実験では，K-NET 仙台波 80 % 加振基に，各天井の耐震性能の比較分析を実施した．

により，2.04G の天井面加速度が生じた際には桁行以上の検討より，未対策天井と比較して，天井脱方向斜め部材は無損傷であり，K-NET 仙台波 100 %

落防止対策を施した場合にはそれに見合う耐震性能

加振により，2.62G の天井面加速度で桁行方向斜めが確保されることが確認できた．また，未対策天井

部材は座屈している．斜め部材の座屈耐力からすれでは，クリップ・ハンガーの外れに起因して脱落がば妥当である．

生じ，耐震天井では，斜め部材の座屈に起因して損図 6.9 は，2.2G 耐震天井の天井面加速度と各部材傷が生じ，揺れが大きくなって脱落に至るメカニズの耐力評価に基づく天井の耐力を比較したものであムが明らかになった．これらの兆候を見逃さないよる．なお，各部材の耐力評価に用いた試験結果は，

うにすることが被災後の安全点検で重要であり，天実験に使用した部材とは異なっている点には注意

井裏を迅速に点検することが望ましい．

が必要である．実際に実験に使用した部材による

6.5 参考文献

試験結果で評価した場合には，斜め部材の上部取[6.1]

付金具および下部取付部の耐力が高まると考えられるが実験で使用した金具に対する試験結果で評価した場合については今後検討したい．
図 6.9 に よ れ ば，1.1G 耐 震 天 井 と 同 様 に，2.2G
耐震天井では K-NET 仙台波 100 %（震度 6 強）時に梁間方向の天井面最大応答加速度が 4.14G と設計水平震度 2.2 を大きく超えたにも関わらず，一部の斜め部材上部取付金具のずれ下がりが生じたのみであり，ほぼ無損傷状態を保っている．JMA 神戸波 100% 加振（震度 6 強）で，梁間方向の天井面最大応答加速度が 5.34G に達し，斜め部材上部取付金具の破断が生じた．この時点で，斜め部材上部取付金具に作用する荷重が金具の耐力に達する加速度を超えている．また，JMA 神戸波 150 % 加振（震度 7）で，梁間方向の天井面最大応答加速度が 7.60G に達し，斜め部材下部の下地材が大きく変形したが，この天井面
加速度は，天井ユニット試験より求まる下地材の変形荷重に相当する加速度を超えている．金具が先行して損傷するよう設計された 2.2G 耐震天井は，各金具の要素試験により求まる耐力に対応する天井面
加速度で金具が損傷していき，最終的に脱落に至った．各金具の要素試験により求まる耐力とこれを用いた天井の耐力評価が妥当であったと言える．

－ 103 －

体育館等の天井の耐震設計ガイドライン，日本建築センター，2005．

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

表 6.1
各天井・各加振ケースにおける被害状況一覧
Table 6.1 Experimental Case and Damage Progress.
入力地震動

被害状況

加振ケース

震度階
(計測震度)

K-NET仙台波
25%

震度5強
（5.1）

未対策天井

2.2G耐震天井

1.1G耐震天井

ハンガー・クリップのずれ．

損傷なし．

損傷なし．

損傷なし．

損傷なし．

【1回目】
ハンガー・クリップが外れ，天井面がたわむ．

K-NET仙台波
50%

震度6弱
（5.7）

K-NET仙台波
80%

震度6強
（6.2）

-

斜め部材が座屈．

損傷なし．

K-NET仙台波
100%

震度6強
（6.3）

-

斜め部材の座屈が進行．
斜め部材に大きな残留変形．
斜め部材上部取付金具の下がり．

斜め部材上部取付金具の下がり．

JMA神戸波
100%

震度6強
（6.4）

-

端部で柱と激しく衝突．
仕上げ材が脱落．

斜め部材上部取付金具の破断．
ロックウール吸音板のみ脱落．

JMA神戸波
150%

震度7
（6.7）

-

天井周囲やキャットウォーク等に衝突． 斜め部材の座屈，斜め部材上部取付金具
天井下地材が変形．
の破断，天井下地材の変形．
仕上げ材が多数脱落．
仕上げ材が多数脱落．

【2回目】
たわんだ天井面が大きく振動し，
脱落．

表 6.2
各天井・各加振ケースにおける加速度最大値一覧
Table 6.2 Maximum Response Acceleration on Ceiling and Roof.
未対策天井
振動台
加速度(G)

加振ケース

H26技術基準に従って設計した天井

屋根面応答
加速度(G)

天井面応答
加速度(G)

振動台
加速度(G)

屋根面応答
加速度(G)

1.1G耐震天井

2.2G耐震天井

天井面応答
加速度(G)

天井面応答
加速度(G)

梁間

桁行

鉛直

梁間

桁行

鉛直

梁間

桁行

鉛直

梁間

桁行

鉛直

梁間

桁行

鉛直

梁間

桁行

鉛直

梁間

桁行

鉛直

0.35

0.20

0.09

1.38

1.97

1.42

1.36

0.88

1.12

0.40

0.18

0.08

1.25

1.39

1.03

0.86

0.65

1.10

0.88

0.76

1.32

0.77

0.44

0.21

2.72

3.35

2.49

6.21

2.76

4.04

0.77

0.46

0.21

2.79

3.48

2.73

7.99

4.15

5.51

0.77

0.40

0.20

2.37

2.99

2.27

2.03

1.50

2.56

2.07

1.61

2.59

K-NET仙台波
80%

-

-

-

-

-

-

-

-

-

1.18

0.71

0.30

3.98

4.19

3.42

3.34

2.04

4.39

3.32

2.06

4.43

K-NET仙台波
100%

-

-

-

-

-

-

-

-

-

1.36

0.73

0.36

4.23

4.23

3.23

3.71

2.62

4.78

4.14

2.33

5.26

JMA神戸波
100%

-

-

-

-

-

-

-

-

-

0.93

0.78

0.44

3.70

4.23

3.04

8.09

4.48

9.21

5.34

3.40

7.81

JMA神戸波
150%

-

-

-

-

-

-

-

-

-

1.62

1.23

0.73

3.98

4.44

3.18

7.57

4.81

9.18

7.60

4.62

10.59

K-NET仙台波
25%
K-NET仙台波 1回目
50%
2回目※ 屋根面応答加速度および天井面応答加速度は各観測点の加速度最大値の平均を取った値を記載． 1.1G耐震天井と2.2G耐震天井は各天井ごとに平均値を算出.

－ 104 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験（a）梁間方向（a）Span Direction（b）桁行方向（b）Ridge Direction

報告書－佐々木ほか（c）鉛直方向（c）Vertical Direction

図 6.7 未対策天井の天井面加速度と耐力評価
Fig. 6.7 Ceiling Acceleration and Evaluation of Strength of Non-seismic Ceiling.

（a）梁間方向（a）Span Direction（b）桁行方向（b）Ridge Direction（c）鉛直方向（c）Vertical Direction
図 6.8 1.1G 耐震天井の天井面加速度と耐力評価
Fig. 6.8 Ceiling Acceleration and Evaluation of Strength of Seismically Designed Ceiling with Seismic Coefficient of 1.1G.

－ 105 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号（a）梁間方向（a）Span Direction2015 年 2 月（b）桁行方向（b）Ridge Direction（c）鉛直方向（c）Vertical Direction
図 6.9 2.2G 耐震天井の天井面加速度と耐力評価
Fig. 6.9 Ceiling Acceleration and Evaluation of Strength of Seismically Designed Ceiling with Seismic
Coefficient of 2.2G.

－ 106 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

7. 吊り天井の安全点検と脱落防止対策における課題「②試験体の実験前調査」では，平成 25 年 8 月に

7.1

文部科学省から公表された「学校施設における天井

文教施設管理者による安全点検に関するアン
ケート調査

等落下防止対策のための手引き」[7.1]（以下，手引き

文教施設が大地震に遭遇した場合には，施設の初という）にある「天井等耐震点検のチェック項目一

期調査や安全確認，避難指示等の対応を，学校施設

覧」をもとに，参加者による試験体の目視調査を実関係者が担うことを考えると，学校施設関係者によ施した．この手引きは，東日本大震災においても天る実験結果の評価も重要となる．

井等落下被害が多かったこと，国土交通省においてそこで，実験実施時点ではまだ対策が進められて建築物の天井脱落対策に関する新たな基準（技術基いないと考えられる天井を有する体育館施設の管理準）が検討されてきたこと等を踏まえ，文部科学省者を想定し，未対策天井による脱落被害再現実験にの有識者会議において検討が行われた，屋内運動場

おいて，実際に学校施設の管理を担当されている方等の天井等落下防止のための点検・対策についてのに，加振実験前後の試験体の目視調査を実施しても検討結果が取り纏められている．その内容は，既存

らい，実験結果，点検方法等についてのアンケートの屋内運動場等の天井等について，点検・対策手法

調査を行った．本節では，このアンケート調査の結がわかりやすく解説されるとともに，対策工事の要果からみた天井脱落被害に対する安全確認における否を迅速かつ効率的に判断するためのフローチャー

課題等を報告する．

ト等が提示されている．

7.1.1 アンケート調査の概要

実験前の試験体の目視調査の後，「③事前アンケー

天井脱落被害再現実験を目視調査およびアンケー
ト調査に協力頂いた方（以下，参加者という）は，学ト」を行った．主だったアンケート項目を表 7.1.1 に示す．

校施設の管理経験が 20 ～ 30 年の教職員 6 名であり，

表 7.1.1
実験前 アンケート項目
Table 7.1.1 Questions before Experiment.

阪神淡路大震災または東日本大震災での対応経験がある．また 6 名中 3 名が東日本大震災時に体育館施Q1設の地震対応にあたっている．

あるない「学校施設における天井等落下防止対策のための手引

未対策天井試験体が，参加者が通常管理している

き」
について

施設に相当する場合を想定し，実験内容について参①手引きを加者が熟知してアンケートに臨めるように配慮しQ2

た．アンケートの実施フローを図 7.1.1 に示す．

大地震後に体育館施設の被害に対応したことが知っている②内容についてよく知っているձᐇ㦂࣭ヨ㦂యࡢㄝ᫂

知らない一読した程度

未読③手引によるチェックを実施したことがあるղヨ㦂యࡢᐇ㦂๓ㄪᰝ

未実施

手引の
「天井等耐震点検のチェック項目一覧」
についてճ஦๓࢔ࣥࢣ࣮ࢺ

①チェック項目の内容は
Q3

մᐇ㦂ぢᏛ

理解できる
判断できる

յヨ㦂యࡢᐇ㦂ᚋㄪᰝ

理解できない②チェック項目による判断は判断が難しい判断できない③気づいた点などを，自由にご記述下さいն஦ᚋ࢔ࣥࢣ࣮ࢺ
Q4

図 7.1.1 アンケートの実施フロー
Fig. 7.1.1 Flow chart of questionnaire.

Q5

加振実験後に試験体で予想される被害について，可能性のある被害について，記述して下さい
実際の体育館では起こる可能性の高い地震時の被害について，ご意見をお聞かせ下さい「①実験・試験体の説明」では，参加者には本実験の概要および実験の制約条件から試験体でモデル化「④実験見学」では，実験棟の見学エリアから試験できていない箇所等（壁や大型の吊り設備が無いこ

体の加振状況を観察した．未対策天井で天井が落下と等）に関する説明を行った．

した K-NET 仙台波 50 % 2 回目入力の後に，「⑤試－ 107 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

験体の実験後調査」として，参加者による内部の損を示す．Q2 の参加者で手引きを認知している人数

傷観察を行った．試験体内部の損傷観察では，手引は 5 名と多かったが，内容については一読程度であきにある「震災後の余震に備えた屋内運動場等の天り，実際に手引きに従って点検を実施したことがあ井等の緊急点検チェックリスト」を用いて損傷観察る参加者は 2 名であった．また手引の「天井等耐震を行った．

点検のチェック項目一覧」については（Q3），チェッ「⑥事後アンケート」は実験終了直後に外部から試ク項目の内容は全員理解できるとの回答であった

験体の状況を観察したとき，および試験体内部の損が，チェック項目による判断は難しいとの回答が多傷観察を行った後の 2 回に分けて行った．主だった

かった．これは手引きの内容の理解度によると思わ

事後アンケート項目を表 7.1.2，表 7.1.3 に示す．

れるが，特に目視確認の項目については，吊り設備が高所にあり確認が難しいことや，教職員の勘違い

表 7.1.2
実験終了時のアンケート項目
Table 7.1.2 Questions after Experiment.

による入力間違いを危惧するコメントが見られ，事前講習の実施等の要望が強かった．

試験体の外周からの被害状況の確認について

Q4 の被害予測については，実験研究の課題上，①試験体の被害が発生した様子は
Q1

予想通りであった

天井ボードの落下や照明器具の落下を予測する回答

予想とは違ったがほとんどであった．また Q5 の，今回の実験で再②試験体の被害のレベルは予想と
大きかった
Q2

予想通り

小さかった

現できない室内被害として以下の事項が指摘されこれまでに経験した大地震と比べた，試験体被害

た．

の印象

• 外壁や窓ガラスの破損• バスケットゴールの破損，落下

表 7.1.3
損傷観察後のアンケート項目
Table 7.1.3 Questions after Safety Inspection.

• 照明器具や暖房用ダクト等の破損，落下• ステージ上の重量物品（ピアノ等）の破損

手引の緊急点検チェックリストについて①チェック項目の内容は
Q1

理解できる

100%

理解できない80%②チェック項目による判断は判断できる

判断が難しい判断できない40%①試験体の損傷が発生した場所は

大きかった

予想通り

Q2 ճ

80%

内部観察で気がつくことุ᩿ࡀ㞴ࡋ࠸

60%

があった

40%

Q3 管理者であった場合には，どのような措置をとり

⌮ゎ࡛ࡁࡿ

20%

ますか？

0%

大地震直後の体育館施設などの緊急点検における判断で，必要となる情報源があれば教えて下さい

図 7.1.2
Fig. 7.1.2

今回の実験は，自身の防災意識の向上に
役立った

Q2 ղ

100%

緊急点検の結果，あなたが今回の建物（試験体）の

Q5

Q2 ձ

小さかった

ると

Q4

୍ㄞ⛬ᗘ

ᐇ᪋

0%

③外周からの観察と内部からの損傷観察を比較す

大きな差異はない

▱ࡗ࡚࠸ࡿ

20%

予想とは違った②試験体の損傷のレベルは予想より
Q2

ᮍᐇ᪋

60%

試験体内部からの損傷観察について
予想通りであった

ᮍㄞ

▱ࡽ࡞࠸

ุ᩿࡛ࡁࡿ
Q3 ձ

Q3 ղ

事前アンケートの結果
Answers to the Questions before experiment.

とくにかわらない（2）事後アンケート
7.1.2 アンケート結果

図 7.1.3 に，表 7.7.2 のアンケート項目の回答結果を示す．図 7.1.3 は見学エリアから試験体を目視し（1）事前アンケート
図 7.1.2 に，表 7.1.1 のアンケート項目の回答結果

た条件での回答結果である．被害状況は予想通りと－ 108 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほかの回答が多く，山形天井の中央付近での天井の落下

これは実際に実験で天井ボードが落下したため，判が多い状況が，実際の地震被害とよく似ているとの断ができる回答が増えたもので，参加者からも「天回答が多かった．

井が落ちて初めて有効となるチェック項目ではないか？」との意見もあった．

100%
80%

ண᝿࡜ࡣ㐪ࡗࡓ

ᑠࡉ࠿ࡗࡓ

ண᝿㏻ࡾ

ண᝿㏻ࡾ

60%
40%
20%

኱ࡁ࠿ࡗࡓ

0%

図 7.1.3
Fig. 7.1.3

Q1 ձ

Q1 ղ

実験終了時アンケートの結果
Answers to the Questions after Experiment.
写真 7.1.1 試験体の観察状況
Photo 7.1.1 Safety Inspection of Specimen.

図 7.1.4 に，表 7.1.3 のアンケート項目の回答結果を示す．図 7.1.4 は実験後に試験体の内部からの観察を終えた後での回答である．写真 7.1.1 に試験体

Q2 は試験体内部の損傷観察への質問である．内部から観察した損傷について，アンケートの回答のの損傷観察時の状況を示す．
観察に用いた手引きの緊急点検チェックリストに傾向は外観から見た結果と大きくは変わっていない

ついて質問した Q1 に対し，チェックリストの内容，

が，内部観察で気が付くことがあったと言う回答がチェックの判断については，理解できる・判断でき多く見られた．自由記述欄より抽出した特徴的な意るとの回答が多く，チェックリストの有効性が確認

見は以下の通りである．

された．チェックの際の判断に関する質問では，事• 石膏ボードが大きな固まりとなって落下したり，

前アンケートでの天井等耐震点検のチェックリスト

軽鉄下地も一緒に落ちていて，危険を感じた．

に対する判断に関する質問とは逆の傾向となってお• 吊り天井全体の落下ではなく，中央部分の片側

り，判断できると回答した参加者が大勢を占めた．

• これまでの地震時の体育館での避難は，体育館

100%の中央に集まることと思っていたが，建物の構ุ᩿ࡀ㞴ࡋ࠸

80%

造をより理解した上で避難行動を計画する必要

60%
40%

性を感じた．

⌮ゎ࡛ࡁࡿ

ุ᩿࡛ࡁࡿ

• 落下防止ネットの効果が予想以上に大きかった．
また，参加者自身の震災対応の経験と照らし合

20%
0%

Q1 ձ

ண᝿࡜ࡣ㐪ࡗࡓ

60%
40%

わせた以下のコメントもあった．

Q1 ղ• 実際の体育館には壁や窓ガラスがあり，それらの破損も加わるため，実体験より被害が小さい

100%
80%

のみが大きく落下したことに驚いた．

ᑠࡉ࠿ࡗࡓ
ண᝿㏻ࡾ

印象があった．
• 東日本大震災では視聴覚室などの吊り天井も同ෆ㒊ほᐹ࡛Ẽࡀ௜ࡃࡇ࡜ࡀ࠶ࡗࡓ

様に落下しており，改修すべきであると感じた．

ண᝿㏻ࡾ

アンケートの最後には，今回の実験研究を基に

20%0%

図 7.1.4
Fig. 7.1.4

኱ࡁ࠿ࡗࡓ
Q2 ձ

Q2 ղ

኱ࡁ࡞ᕪ␗࡞ࡋ

社会への啓発資料として活用するためのアドバ

Q2 ճ

イスを自由記述で頂いた．以降に抜粋して示す．
• 体育館内で活動している人の，地震時の避難行

損傷観察後アンケートの結果
Answers to the Questions after Safety
Inspection.

動等も示した形で実験結果をまとめて欲しい．

－ 109 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

• 余震でも被害が発生することを明示して欲しい．
• 教職員が日々の点検で行うべきポイントを紹介してほしい．
• バスケットボードや照明等の付帯設備に対する安全性に関しても述べて欲しい．特に吊り設備
は高所にあるため，目視確認も難しい．
• 手引のチェックリストで使われている用語，例
えばクリアランス，斜め部材，野縁など，教職員がチェックすることを想定すると，正しく理解していないと違う場所を見てチェックしてしまう可能性もあるため，事前学習が必要である．
7.1.3 まとめ
本節では，学校施設の管理経験のある教職員が，未対策天井の落下実験の前後に実施した試験体の目視調査に対し，手引きの有効性，施設の安全確手法などについてアンケート調査を行った結果を報告した．アンケートによる評価の母数としては多くはな
いものの，研究者や設計技術者の観点からみた実験とは違った切り口による実験結果の評価のための基礎資料が作成できた．
今回の参加者の管理経験から判断すると，一般の教職員よりも地震などへの防災意識が高い方々に集まって頂く事ができた．今回の実験への参加が自身の防災意識の向上に与える影響についての質問（表7.1.3 Q5）に対しては，全員から「役立った」と言う回答を得たことは，今回の実験研究の成果展開の重要性を再認識する結果であった．

－ 110 －

2015 年 2 月

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

7.2 震災後の安全点検におけるポイント

報告書－佐々木ほかの K-NET 仙台波 50 % 加振にて天井面が大きくた

ここでは，実験により明らかになった天井が脱落

わんだ為，詳細な安全点検を実施するまでもなく天に至る前兆を，震災後の吊り天井の安全点検におけ井が脱落寸前の危険な状態であると判断可能であっるポイントとしてまとめる．なお，本節では，天井た．また，未対策天井の実験では，周囲の壁での脱技術者はもちろんのこと，施設管理者などの必ずし落はなかったが，過去の地震被害では，壁での衝突も天井に詳しい技術者でない者でも視覚的にわかりによる脱落も報告されている．天井下からの目視確やすく，容易に判断できるポイントをまとめる．

認で異常がわかるような状態は，逸脱楽してもおか

未対策天井は，天井の脱落対策が施されていない
ため，建物の構造体にほとんど被害がないような揺しくない状態と言え，使用を中止することが望まし
い．

れでも脱落の恐れがあり，注意が必要である．可能

しかし，すべてのケースにおいてこのように天井であれば出来るだけ早期に撤去等を含む脱落対策の下から異常がわかる状態で残るとは限らず，この段検討を進めるべきである．

階に至る前に判断できることが望ましい．その点でしかしながら，対策の検討を始めていたとしても，言えば，K-NET 仙台波 25 % の時点でクリップ・ハ対策を実施する前に被災することもあり，そのようンガーの滑りによって野縁受けの蛇行が発生していな場合でも，避難所等での活用が求められることがる点は重要である．
野縁受けの蛇行の様子を写真 7.2.1 に示す．各接あり，使用可能かの点検は必要となる．
図 7.2.1 に，未対策天井を対象とした安全点検の合部のすべり，変形を野縁受けの蛇行という形でわ

フローチャートの例を示す．未対策天井では 1 回目

かりやすくとらえることが出来るため，これらの損図 7.2.1
Fig. 7.2.1

未対策天井の震災後安全点検フローチャートの例
Flowchart of Safety Check of Non-seismic Ceiling after Earthquake.

－ 111 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

写真 7.2.1 野縁受けの蛇行
Photo 7.2.1 Meandering of Furring Bracket.

写真 7.2.2 クリップの変形による隙間
Photo 7.2.2 Gap due to Deformation of Clip.

傷を把握することができれば，脱落に至る前の兆候

落防止対策のない天井の耐震性能は低く，早急な撤をとらえられたと言える．ただし，設備の干渉など，去等を含む脱落防止対策を行うべきであると言え施工の都合により野縁受けの位置をずらすこともある．

り，注意が必要である．このような場合でも，設備

図 7.2.2 に，耐震天井を対象とした安全点検のフの干渉がない野縁受けも含め，ほぼ全面の野縁受け

ローチャートの例を示す．耐震天井においても，天が変形している場合は野縁受けがずれ動いたと見な

井下から見て異常がわかる場合は，すでに危険な状して良い．また，動いたかどうか判断できなくても，態であると言える．しかし，基本的には，斜め部材

写真 7.2.2 に示したように金具の変形により隙間が周辺部の損傷が天井脱落へ至る要因となるが，これ出来ている場合もあり，この場合も動いたと見なしらの損傷もまた天井下からの目視では判断できないて良い．

ため，被災後には斜め部材周辺部を中心に天井裏のこれらの損傷は，下からの目視点検ではわからな

安全点検を実施することが重要である．例として，

いため，大地震被災直後に建物を継続利用する際に斜め部材の座屈の様子を写真 7.2.3 に，斜め部材上は，天井裏からの安全点検が必須であるといえる．

部取付金具の下がりの様子を写真 7.2.4 に，斜め部

既存の施設では，天井裏を確認するための点検口が材上部取付金具の破断の様子を写真 7.2.5 に示す．

なかったり，あったとしても高所のためにアクセス

斜め部材や取付金具が損傷した状態であっても直できないなど確認が難しい場合も多いことが予想さ

ちに天井脱落に至る訳ではないが，斜め部材が損傷れるが，実験結果からみると，天井下からの損傷観した状態で余震等を受けた場合，周囲との衝突等に

察では異常がわかりにくく，安全かどうかの判断はより天井脱落を引き起こす可能性が十分考えられ難しい．

る．そのため，脱落防止対策が施された天井においまた，この損傷の状態であれば，同程度以下の揺れでは天井が脱落に至る可能性は低いものの，よりても被災直後に迅速な天井裏の安全点検を実施することが望まれる．

大きい揺れでは脱落すると考えられることから，余なお，前述したように，斜め部材の座屈耐力と，震が収まり落ち着いた後に何らかの対策を取ること

上部取付金具，下部取付部の耐力とのバランスによが望ましい．少なくとも，激しい余震が続く間は使り，天井損傷のメカニズムが異なる点には注意が必用の中止を推奨する．

要である．斜め部材の座屈耐力で天井の耐力が決

これらの確認を進める上で，明確に損傷している

まっている場合には，斜め部材の座屈による折れ曲のか判断が難しい場合も多い．そのような場合は，がりを判断基準にすることで，安全点検が容易に可最初から専門家への依頼を行うことを推奨する．

能である．

なお，これらの確認により損傷が確認された場合

しかし，金具の耐力で決まっている場合には，写はもちろんのこと，天井の損傷が十分小さくそのま

真 7.2.4 の様な金具の変形を見逃さないようにしなま使用可能であると判断できた場合であっても，脱ければならず，確認が難しくなる．今回使用した上－ 112 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

図 7.2.2 耐震天井の震災後安全点検フローチャートの例
Fig. 7.2.2 Flowchart of Safety Check of Seismically Designed Ceiling after Earthquake.

写真 7.2.3 斜め部材の座屈
Photo 7.2.3 Buckling of Brace.

写真 7.2.4 斜め部材上部取付金具の下がり
Photo 7.2.4 Slipping Down of Top of Brace.

写真 7.2.5 斜め部材上部取付金具の破断
Photo 7.2.5 Damage of Top of Brace.

－ 113 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

部取付金具の特性では，耐力以上の荷重が作用すると，上部取付金具が下がり，上部の構造部材等に密着させている部分に隙間ができる．このように，金具の破壊に至るまでの過程を，事前の要素試験や天井ユニット試験から詳細に検討しておき，その前兆をとらえられるようにしておくことが重要となる．
以上のように，吊り天井の仕様や各部材の耐力と使用した金具の特性などを事前に調査しておき，その結果に応じた安全点検マニュアルを整備するなどの対応が望ましいと言える．図 7.2.1 や図 7.2.2 に示した安全点検フローチャートは一例であり，現場毎の状況に応じて確認すべきところなども異なるため，専門業者と相談して，どのような手順で安全点検を実施するかを事前に相談しておくのが良い．

－ 114 －

2015 年 2 月

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7.3 H26 技術基準による脱落防止対策を施した天井

報告書－佐々木ほかする．1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井における施工の施工における課題

手順では，未対策天井にはない追加作業部分についH26 技術基準では，天井脱落防止対策として，1）て，下線を引いた．

天井とその周囲の壁等へのクリアランスの確保，2）

表 7.3.1
調査対象の吊り天井の仕様（一部）Table 7.3.1 Design of Ceiling of the surveyed (Part).

天井の揺れを抑えるための斜め部材の設置，3）天井部材の各接合部の確実な緊結などが義務づけられた．これらの対策は，既存の耐震対策のない吊り天井と比較して，材料，施工手間が増加する結果が予想される．
H26 技術基準が平成 26 年 4 月より施行され，この基準に基づいて設計された天井の施工が，各現場ではじまっているが，その際の施工に伴う様々な課
題や留意点などの洗い出しはまだ不十分であり，それらの具体的な検証は急務の作業である．
そこで本節では，本実験に使用した試験体の製作
工事における天井の施工に関する調査を実施し，未対策天井に対する 1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井の施工性や，施工上の課題，留意点などを明らかにし，
その解決方法について検証する．
7.3.1 調査方法
未対策天井，1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井の 3
種類の吊り天井を対象とし，施工に関する調査を※天井面積は実施工の見付面積を示す

行った．施工性に関係する情報を表 7.3.1 にまとめ
下地施工手順る．
基本的な施工条件としては，天井の施工は建物が【未対策天井の場合】

震動台上に設置された状態で行われ，天井施工のた

1）吊りボルトへのハンガー取り付け（事前作業）

めに全面に足場が設置された．また，本工事では，

2）母屋材への吊りボルトのつり込み

照明 X6 通り下に取り付けた 4 基の照明の設置作業

3）ハンガーへの野縁受けのはめ込み以外の他の作業との交錯がない，極めて良好な施工

ワンタッチ式のはめ込み野縁受けジョイント部環境であった．現実の現場では，設備との干渉等のは野縁受けジョイントを使用

厳しい条件となることも多く，異なる条件下での施

この時点で基準となるレベルの設定を行う
4）クリップによる野縁受けと野縁の接合工であった点には注意が必要である．

ワンタッチ式クリップ

調査方法としては，毎日の作業内容および作業人
員数を記録した作業日報によって天井施工に係る工

野縁ジョイント部は野縁ジョイントを使用程を把握したほか，詳細な作業内容および課題の把天井全体のレベルを調整，確定する握に関して，作業現場での施工立ち会いによりその

5）設備器具等の開口補強

内容を抽出した．
7.3.2 吊り天井施工の作業内容と手順【1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井の場合】

吊り天井の施工工程は，母屋材への吊りボルト設

1）吊りボルトへのハンガー取り付け（事前作業）

置から下地材の接合，固定までの下地施工と，野縁

2）母屋材への吊りボルトのつり込みにせっこうボードやロックウール吸音板を設置する

3）ハンガーへの野縁受けのはめ込み
野縁受けをハンガーに設置後，開き止め，角度

ボード施工に分けることが出来る．
以下に下地施工の手順について，その詳細を記述－ 115 －

保持用のビス留めを行う

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

耐震仕様のクリップを使用
ネジによる止めつけと野縁・野縁受けへのビス留めを行う
天井全体のレベルを確定する
5）斜め部材の設置

写真 7.3.1 ハンガーへのビス打ち状況
Photo 7.3.1 Screw Fastening to Hangers.

野縁受けのジョイント部は野縁受けジョイントを使用し，接合後にビス留めを行う
この時点で基準となるレベルの設定を行う
4）クリップによる野縁受けと野縁の接合
下地材の外れやすべりを抑制するための耐風圧・（a）上部取り付け（a）Top of Brace（b）下部ビス固定（b）Screw Fasten at Bottom of Brace.

写真 7.3.2 野縁受けジョイント部ビス止め
Photo 7.3.2 Screw Fastening to Joint of Ceiling Joist
Receiver.

写真 7.3.3 斜め部材取付状況
Photo 7.3.3 Assemble Brace.

－ 116 －

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報告書－佐々木ほか

6）設備器具等の開口補強施工手順では，斜め部材の設置をはじめ，下地材のジョイント，クリップ等の固定用金物へのビス固定の有無などが未対策天井と耐震天井の大きな違いである．なお，下地施工においては，基本的に 1 か
ら 6 の手順で実施される．ただし，斜め部材については，施工性の問題から，斜め部材近傍の野縁を接合する前に設置され，その後に残りの野縁を取り付

写真 7.3.5 ロックウール吸音板貼り
Photo 7.3.5 Paste Rock Wool Acoustic Tiles.

ける順序になった．
これに対し，仕上げ材の施工手順は次のようになる．
仕上げ材施工手順【未対策天井の場合】
1）せっこうボード張り（ボード用ビスにて固定）
壁，柱等に沿わせてのボードのカットが必要

写真 7.3.6 塩ビ製見切縁
Photo 7.3.6 Vinyl Chloride Ceiling Edge.

【1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井の場合】
1）せっこうボード張り（ボード用ビスにて固定）
柱前面でスリットを設けクリアランスを確保
壁，柱等に沿わせてのボードのカットは不要
ただし，クリアランス寸法確保の為の調整が必要
2）見切りの設置
壁，柱等に沿わせての施工は不要
3）ロックウール吸音板の貼付け（接着剤を塗布し，ボード用ステープルピンで固定）
壁，柱等に沿わせてのボードのカットは不要
4）設備器具等のボード開口
仕上げ材の施工では，天井の種類によらず，ほぼ

写真 7.3.4 せっこうボード張り
Photo 7.3.4 Paste Plaster Boards.

同じ作業である．ただし，1.1G 耐震天井，2.2G 耐震
天井では，仕上げ材施工と並行して，壁，柱等と天

2）壁際見切りの設置

井とのクリアランスの寸法確認と調整を行っている．

壁，柱等に沿わせての施工が必要

また，今回の実験では，柱の内側を向いている面

3）ロックウール吸音板の貼付け（接着材を塗布し，に合わせてまっすぐになるよう天井の設計を行った

ボード用ステープルピンで固定）ため，作業自体は楽になっているが，実際の現場で壁，柱等に沿わせてのボードのカットが必要

は，壁，柱等に沿わせた複雑な形状に対してクリア

4）設備器具等のボード開口

ランスを設けることになることも多く，格段の手間がかかると予想される．
－ 117 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

7.3.3 各仕様による作業の課題と対策

2015 年 2 月

自体は大きく変わることはないが，より大規模

1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井の施工により明らな天井となり，数量が増加した場合には，作業かになった課題について，以下に整理する．

員の疲れによる効率の低下も顕著になる．

1）各金物の種類や付属の部品が多くあり，それら【対策】特になしの形状も似たものが多い．また，金具が分解された状態のものもあり，これの組立にも多くの

5）せっこうボード張りの際，継ぎ目位置のダブル

手間がかかった．固定に必要なビスが場所別に野縁に軽微なずれが発生していた場合，クリッ

複数種ある部品もあった．似た形状の部品，複プがビス，ボルトにより固定されており，これ数種のビスは，取り違え等のミスの要因となりらを緩める必要があるなど，修正に手間がかか得る．ミスを減らすために作業を慎重に行う必る．

要があり，手間の増加にもつながる．

【対策】ボード継ぎ目位置のダブル野縁の位置は正【対策】よく似た金物については統一化を図り，部確に計測しておき，手戻りの無いよう，下品，ビスの点数，種類を減らすことで効率

地施工時から配慮しておく．

良く作業が可能である．
組み立てて使用する部品は工場で予め組み

6）せっこうボード張りの際 60 mm を確保していた

立てておくことが望ましい．

壁際スリットのクリアランスが，天井の自重で使用ビスは統一することが望ましい．少な

斜面下方向に下がり壁面と天井のクリアランス

くとも 1 つの部品に対して使用するビスは 1

が 60 mm を下回った．仕上げ材施工中にクリア

種類にすべきである．

ランスを確認する度に調整を行った．特に斜め部材のない野縁受けが大きくずれた．

2）接合部の金物は，複数の部品が重なることも多【対策】自重により数ミリ程度のズレが生じること

く，ビス固定に大きな労力がかかった．場所にを予測し，設計段階からあらかじめ多めの

よっては自己穿孔ビスでは鋼板を貫通できず，

クリアランス（例えば 70 mm など）を開ける

キリにより下穴を開けてからの固定を行う必要

よう図面で指示する．

があった．

斜め部材がない野縁受けが自重によりずれ【対策】ビスの止め付け箇所があらかじめわかる場

る問題については，斜め部材が無い部分の合には，下穴を開けておく．

天井面に部材を追加し面剛性を高めるなどで変形を抑えることが有効である．現場で

3）斜め部材の取り付け作業について，上部取り付

は，追加で斜材を入れることも多いが，設け金具は，1 人でも取り付けが可能な仕様となっ計で想定されていない部材が追加されるこていたが，斜め部材取り付け位置の状況によっとにより，斜め部材のバランスが崩れ，こては，斜め部材の取り回しが難しくなり，吊りの斜材が脱落の原因になる可能性もあり，元で 1 人，下部取付位置で 1 人の計 2 人での作慎重に検討する必要がある．

業を余儀なくされた．
【対策】安全に作業するためには作業用に追加で足

7）今回の天井は，勾配天井であったため，下地や場を組む必要があるが，実現場では不可能

クリップが斜めに取りついた．クリップの上部である．多少周りにスペースが無い場所でが傾きにより外に飛び出し，クリアランスが想会っても取り付けが可能な金具の開発が求定よりも小さくなってしまった．

められる．

【対策】仕上げ材や野縁，野縁受けのみならず，様々な部分の干渉の可能性を考えて，クリアラ

4）2.2G 耐 震 天 井 は 野 縁 の 板 厚 が 厚 い 為 に（ 通 常

ンスを確認する．特に勾配天井では，そのt = 0.5 mm → t = 0.8 mm）ボード施工の為のビス

傾きにより思わぬ部分が飛び出すため，注打ち作業時に通常より労力を要した．作業手間意する．

－ 118 －

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報告書－佐々木ほか

表 7.3.2
各天井の施工作業量
Table 7.3.2 Workload for Construction of Ceiling.
（a）未対策天井（a）Non-seismic Ceiling.

写真 7.3.7 勾配天井におけるクリアランス確認
Photo 7.3.7 Check of Clearance in Slope Ceiling.

7.3.4 各吊り天井の作業効率
各吊り天井の施工性を把握するため，作業日報に（b）1.1G 耐震天井（b）Seismically Designed Ceiling with Seismic Coefficientof 1.1.

より表 7.3.2 のように，それぞれの天井について各作業に要した人工数を集計した．実際の施工では，各作業が交錯したり，施工順序が変わったり，または，並行作業になったりしたために，人工を作業毎に分けにくい点もあったが，その分については等分した．
各天井面積の違いによる影響を除去するために，
表 7.3.2 の結果を集計し，200 m2 当たりの作業量を求めると表 7.3.3，図 7.3.1 のようになる．なお，作業量の単位（人・時）を，（人・日）に変換するにあた
り，１日の作業時間を実稼働で 6.5 時間と仮定した．
1 日あたりの勤務時間を午前 8 時 30 分～午後 5 時ま（c）2.2G 耐震天井（c）Seismically Designed Ceiling with Seismic Coefficientof 2.2.

での 8 時間 30 分とし，そのうち昼休み 1 時間，休憩・打合せ等 1 時間の合計 2 時間を除く時間を作業時間としたものである．
図 7.3.1 によれば，下地施工は未対策天井の場合
は延べ 4.19 人工であったのに対し，1.1G 耐震天井
で 14.72 人 工，2.2G 耐 震 天 井 で 19.03 人 工 と な り，それぞれ 3.4 倍，4.5 倍を超える施工手間がかかる結果となった．ただし，2.2G 耐震天井では，斜め部材を取り付ける吊りボルトの吊元の鉄骨の設置位置がずれており，その手直しが発生したために若干の手待ち，ならびに作業量の増があったが，それらの単位面積当たりの施工作業量の逆数より，作業員

影響を除いても 1.1G 耐震天井と同程度の作業量が1 人が 1 日で作業した場合の施工出来高を求めるこ必要である．また，あまり顕著な影響は無いと思わとが出来る．表 7.3.4 および図 7.3.2 はこうして求めれるが野縁のピッチの違いによる施工量は 2 割増とた作業員 1 人当たりの 1 日の施工量である．

なっている．

－ 119 －

防災科学技術研究所研究資料

表 7.3.3
天井 200m2 当たりの施工作業量
Table 7.3.3 Workload for Construction of Ceiling with
Area of 200 m2.
人工数
（人・日）
未対策天井
1.1G 耐震天井
2.2G 耐震天井

せっこう
ボード
3.43
4.03
4.73

下地
4.19
14.72
19.03

ロックウール
吸音板
4.48
4.13
4.48

16

りの施工出来高は 47.73 m2 と効率の良く作業が行えているが，1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井では前述している各種の問題点や課題の解決の為に 13.58
m2，10.50 m2 と大きく出来高を下げる結果となった．
一方，下地施工と比較して仕上げ材施工には大きボードの施工量が 58.30 m2 となっているのに対し

14.72

14

1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井では 49.62 m2，42.28

12m2 と施工量が減少している．このことは，下地の1084

表 7.3.4 に示す下地施工に関する作業員 1 人当たりの施工量を比較すると，未対策天井ではせっこう

1862015 年 2 月

な差はみられないが，表 7.3.4，図 7.3.2 より 1 日当

19.03

20

第 391 号

4.19

3.43

4.03

4.73

4.48 4.13 4.48

わずかなずれの補正にあたり，固定部をいったん緩める必要があるなど手間が増えていること，野縁の

2

ピッチの違いによりビス打ちの本数も 1.1G 耐震天

0ୗᆅ䛫䛳䛣䛖䝪䞊䝗

ᮍᑐ⟇ኳ஭200䟝

1.1䠣⪏㟈ኳ஭200䟝

䝻䝑䜽䜴䞊䝹྾㡢ᯈ
2.2䠣⪏㟈ኳ஭200䟝

図 7.3.1 天井 200m2 当たりの施工作業量（人・日）
Fig. 7.3.1 Workload for Construction of Ceiling with
Area of 200 m2.

井，2.2G 耐震天井の方が，未対策天井に比較して3 割程度増えたことが大きな要因であると考えられる．また，2.2G 耐震天井では，野縁の板厚が厚いことも要因であると言える．
これに対し，ロックウール吸音板に関しては，未表 7.3.4
1 日・1 人当たりの施工量
Table 7.3.4 Amount of Construction in One Day, One
Person.
1 日・1 人当たり
施工量（m2）
未対策天井
1.1G 耐震天井
2.2G 耐震天井

下地
47.73
13.58
10.50

せっこう
ボード
58.30
49.62
42.28

ロックウール
吸音板
44.64
48.42
44.64

70

50

49.62

47.73

42.28

44.64

48.42

加工に時間がかかるが，ロックウール吸音板自体の施工については大きな差は見ない．
天井の施工における課題は，作業効率に強く影響していることが，改めて明らかになった．ただし，今回の施工では，設備工事などの他業者との各種取部の検討，意匠面での段差や特殊な納まり等，実現

44.64

40

場での複雑な条件までは模擬できておらず，作業環
境が良好な場合の作業効率であることは注意が必要

30
20ているため，壁，柱取り合い部分のボード，見切り

り合い，照明・設備機器などとの干渉の確認，開口

58.30

60

対策天井で，柱に沿って天井を仕上げる仕様となっである．しかし，実現場の状況では，作業環境の悪
13.58

10

化により，効率が低下するものの，本節で挙げた課

10.50

題は同様にあると考えられるため，さらなる技術開0ୗᆅᮍᑐ⟇ኳ஭200䟝䛫䛳䛣䛖䝪䞊䝗
1.1䠣⪏㟈ኳ஭200䟝

䝻䝑䜽䜴䞊䝹྾㡢ᯈ

発が望まれる．

2.2䠣⪏㟈ኳ஭200䟝

図 7.3.2 1 日・1 人当たりの施工量（m2）Fig. 7.3.2 Amount of Construction in One Day, One Person.

－ 120 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

表 7.3.5（1） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（1）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼ2Ⴕവ੫ึ‫ͅگ‬600 m ͆
W3/8 ฀ӏӞһ
1.2m͚1.0m ࠗ޹! 630 ႏ

1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
ຎਭ
0.9m͚1.0m ࠗ޹! 377 ႏ

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
ຎਭ
0.9m͚1.0m ࠗ޹! 377 ႏઘᄼ2

1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆ӈӝ̷ӂӦҟ̷ќಈซ̠
ͅ630 ॽ͆

ശగӈӝ̷ӂӦҟ̷ќಈซ
ͅ377 ॽ͆

ശగӈӝ̷ӂӦҟ̷ќಈซ
ͅ377 ॽ͆

঴༖ќѣ޴๘ঀซџь঴༖ќѣ޴๘ঀซѣ‫̟ڢ‬
Ԧ4 ӆҬബіྣᅆ฀ӏӞһӢҶҪӖྣᅆ঴༖ќѣ޴๘ঀซѣ‫̟ڢ‬
Ԧ4 ӆҬബіྣᅆ̡ӆҬঀซс၁੕ 3.2mm ѣ‫̟ڢ‬੣ࣅ௒ଛࠗсррҀ̡̠ӆҬঀซс၁੕ 3.2mm ѣ‫ڢ‬੣ࣅ௒̟ଛࠗсррҀ̡̠ӆҬс฀ӏӞһѝߴறь̟݁ॅ‫ڕ‬඙Ѡлћџй̠വ੫჆ь݁ॅѤӏӞһѝߴறьџй‫ڕ‬
඙ѝюҀ

≯⊏≍ℼ

Ⴕവ੫ึ‫ͅگ‬600 m ͆－ 121 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

表 7.3.5（2） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（2）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼ2Ⴕവ੫ึ‫ͅگ‬600 m ͆
CC-19ͅЫ͜1.2mm͆

1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
CC-19ͅЫ͜1.2mm͆

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
[-40͚20͚1.6
੕ᆎс 1 Ҩҗҭൌтф̟ཝ঵ѷ঵й‫୔̟ڢ‬й̠

വ੫჆ь

ઘᄼ
Ⴕവ੫ึ‫ͅگ‬600 m2͆

1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆

CS-19ͅЫ͜0.5mm͆
CW-19ͅЫ͜0.5mm͆
΁ҪӦңӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬364mm
ҳӉӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬1820mm
ҫӚҗӦһ̢286 ‫୹ݚ‬

CS-19ͅЫ͜0.5mm͆
CW-19ͅЫ͜0.5mm͆
΁ҪӦңӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬303mm! ҳӉӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬910mm
ҫӚҗӦһ̢224 ‫୹ݚ‬಻ిҳӉӞჿ‫ͅܖ‬Ы͜0.8mm͆ჿ‫ܖ‬-50͚25͚0.8

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ҳӉӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬303mmҫӚҗӦһ̢176 ‫୹ݚ‬

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

表 7.3.5（3） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（3）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼ2Ⴕവ੫ึ‫ͅگ‬600 m ͆ӢӦҲҶҴҢӝҶӊ

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2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
ӆҬҢӝҶӊછᅀശ࿮‫پ‬ҢӝҶӊсྯ୯W̢947 ॽଁѶ࿫੕‫ݻ‬ѿѤ္ࢬࣟ࿿ќჿ‫ܖ‬Ѡঀซ
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ӝҶӊсߍѿѹюф̟वфบѶє௢഻ќѣჿ‫ܖ‬ѣ݃લѶс໎ьй̠

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္ࢬӆҬ҇ѝѶҀ੒̟ҢӝҶӊѠ݁ॅсџй‫̟ڢ‬ҢӝҶӊѝჿ‫ܖ‬ଦц҇ 2 ႚཌྷтюҀྣᅆсзѿ̟યীଛࠗ
сррҀ̡̠૊є࿫੕҇๼‫ڵ‬юҀ̡̠ҢӝҶӊѠ݁ॅ҇ಈцҀ̠

－ 123 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

表 7.3.5（4） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（4）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼ2Ⴕവ੫ึ‫ͅگ‬600 m ͆џь

1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆зѿ঴༖݁ൿќ 60mm̟ෛ฿࿫ќ 60mm яљ̟
120mm ѣҢӝҕӜӦҬ҇ಈцҀଁѶ࿫੕‫ޓړ‬ѣ࿫ခ҇ঀซќтџй‫̟ڢ‬ҢӝҕӜӦҬ҇ಈцҀҲҗӒӦңс໎ьй̠ઘ௒ч੕҇ᙇࡾ࿌цҀѝђѣ୔ᆙќ݁сјћфҀ̠঴༖ึ‫گ‬ѣသ੒ҢӝҕӜӦҬѤ̟ફซౌၔтјіѿѝѤયীсਙ໎ќзҀєѶ̟୔ᆙќяҁҀခџўѷ৤ᆅь̟ྣᅆౌၔ͗Ԓ
ќફ૙юҀྣᅆсзҀ̠－ 124 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

表 7.3.5（5） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（5）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼ
1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m ͆

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆

2[-50͚25͚10͚1.6
X̡Y ၒষѠ 30 വяљ[-40×20×1.6
X̡Y ၒষѠ 27 വяљଁ∸࿫੕฀ѿ८ѳќଛсຬрџфћѷ੣ࣅќтҀѽлџ࣮ࣟ҇છᅀьєс̟ଯဪѣ௢ࢴѠѽјћѤଙ࿌с࿋݉໸ќзјє̠ึ‫گ‬ᅯѭള҇໛ҁҀྣᅆсзѿ̟ึ‫݁گ‬ඒѣયীഒ௙ќѤ੣ࣅсќтџрјєഒ௙ѣౢѿഽнѷьфѤ੣ࣅᅀѣ෪݈ഒ௙сྣᅆѠџҀ̠฀ѿ८ѠҕҢҮҬќтя̟തஜѣௐ‫ޕ‬࿿сзјћѷ੣ࣅ݉໸џ࣮ࣟѣ‫ގ‬཈сྣᅆ̠－ 125 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

表 7.3.5（6） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（6）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼ
1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆ӎӠ̷Ҳҗӊ
ଁѶ࿫੕ᅀ฀ӏӞһ̢114 ႏ

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆ӎӠ̷ҲҗӊͅҬӜҗҼૡ͆ଁѶ࿫੕ᅀ฀ӏӞһ̢120 ႏ

2 ఘ 1 ೏ќึ‫گ‬຿੣ࣅଁѶ࿫੕ѠѤӆҬ 4 ႏќঀซଁѶ࿫੕ѠѤӆҬ 6 ႏќঀซଁ∸࿫੕௒࿫ଙ࿌ࣟ࿿
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݁࿫рѾଙ࿌цҀшѝс݉໸џী࿎сѴѾҁє
с̟ଁѶ࿫੕сේфџҀѝଁѶ࿫੕҇ఁѿ‫ݸ‬ьѠффџѿਙ໎ѠџҀ̠

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

表 7.3.5（7） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（7）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼ
2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
ӆҬ 3 ႏঀซ
ͅ෪݈ჿ‫ܖ‬ଦц੕̢[-40×20×1.6͆

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1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
ӆҬ 2 ႏঀซ
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!
ଁѶ࿫੕ಈ඙‫ڕ‬඙҇ૉಷѠୌခग़ກьћпф̠ষтѠ࠴ѾяଁѶ࿫੕сঀซќтҀѽлџীၔѣ‫ގ‬཈сၱѳьй̠－ 127 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

表 7.3.5（8） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（8）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼ
1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m ͆

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆ჿ‫ܖ‬ଦс[-40×20×1.6 ѣ‫̟ڢ‬ຠ౦ҫӚҗӦһ҇છᅀ46 ‫୹ݚ‬2Ⴕവ੫ึ‫گ‬ᅀҫӚҗӦһ
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ଦ̢1.2mm ҇ബіཌྷфྣᅆсзҀєѶ̟યীѠଛࠗсррҀ̠݁ॅсџй‫̟ڢ‬ҫӚҗӦһ̢1.6mm͚2 ႚѝჿ‫ܖ‬ଦ̢1.6mm ѣ 3 ႚ҇ബіཌྷфྣᅆсзҀєѶ̟યীѠଛࠗсррҀ̠зѾрэѶьєॅ҇ಈцҀџў̟ࣘॆьѹюй৔ഉѝюҀ̠－ 128 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

表 7.3.5（9） 各天井を構成する部材の相違点
Table 7.3.5（9）Difference of Characteristics of Members in Ceiling.

ઘᄼႵവ੫ึ‫ͅگ‬600 m ͆
1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆
ѐјшлӏ̷Ҽ! 9.5mm ͗ ӠҶҢҙ̷Ӟࡺ݀ཝ! 12mm2΁ҪӦңӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬360mm! ҳӉӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬1820mm

΁ҪӦңӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬300mmҳӉӞჿ‫Ͳ̢ܖ‬910mmჿ‫ܖ‬-50͚25͚0.8̢Ͳ300mm∓ ⅜∋∀ ≼ ℼ ≩ ෆ ∾Ͳ910 ќ W Ӄ̷с໛Ҁ‫̟ڢ‬ӏ̷ҼҫӚҗӦһ‫ڕ‬඙с࿋ბᆓ̠ӏ̷ҼҫӚҗӦһ‫ڕ‬඙҇зѾрэѶӑ̷ҠӦңьћп
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1.1G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆

2.2G ശగึ‫ͅگ‬274 m2͆

⊊Ⅶ≐≉ℼ⊈ࡺ݀ཝ฼∾ѐјшлӏ̷Ҽ! 9.5mm ͗ ӠҶҢҙ̷Ӟࡺ݀ཝ! 12mm
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－ 129 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号

7.4 H26 技術基準による脱落防止対策にかかるコスト

14,0007.2 節で述べたように，H26 技術基準による脱落

12,000

比較して，多くの手間がかかる．また，天井の部材が増え，これによる材料費もかさむとともに，接合部等に使用される金具に対して，H26 技術基準の解䝪䞊䝗᪋ᕤே௳㈝䝪䞊䝗ᮦᩱ㈝ୗᆅ᪋ᕤே௳㈝10,000ᘓ⠏䝁䝇䝖(༓෇)

防止対策には，既存の JIS 規格品で構成した天井に2015 年 2 月

説で示された方法による試験が求められており，金ᩳ䜑㒊ᮦཷ䛡㏣ຍᕤ஦

8,000

ୗᆅᮦᩱ㈝
㊊ሙ䛾‽ഛ➼

6,000
4,000
2,000

具のコストも増加することとなる．

0

本節では，実際に脱落防止対策を施した天井の設ᮍᑐ⟇ኳ஭

置にかかる費用がどの程度なのかを検討するため

1.1G⪏㟈ኳ஭ 2.2G⪏㟈ኳ஭

図 7.4.1 天井の仕様の違いが工事費に与える影響
Fig. 7.4.1 Effect of Seismic Counter Measures for
Ceiling on Construction Costs.

に，2 章で示した体育館試験体と同規模の鉄骨造体
育館を施工すると考え，この体育館の施工コストを積算し，天井設置に要するコストについて検討した．
設置する天井は，未対策天井と同じ仕様の天井，1.1G

いない．また，試験体製作工事において実際に必要

耐震天井と同じ仕様の天井，2.2G 耐震天井と同じ仕となった作業量のうち，手戻りに相当する部分は省様の天井，それぞれを体育館の全面に設置するとしいた作業量を元に人件費は算出している点には注意た．また，この体育館にはステージなどの付随するが必要である．工事現場の状況による手戻りの可能施設は含まれていないとした．

性，他の工事との干渉等様々なリスクや施工業者のなお，積算では，文献 [7.2]，[7.3] を参考に，兵庫県内での工事と仮定して各資材の単価を求めた．

利益分も想定した価格となるため，実際の工事価格はもっと高くなる可能性がある．

文献 [7.2]，[7.3] にはない事項については，試験体

特に，斜め部材受け設置工事については，新築工

施工前（平成 25 年夏）に複数の施工・製作業者に見事で，鉄骨部材の工場制作時に取り付け部の加工が積を依頼し，最も安い見積の価格を，0.8 倍に減じ終わっていることを想定した額であり，既存の体育た価格として採用した．建設会社による値引き交館に対して追加する工事を行った場合は，より高い渉等を考慮したものである．また，1.1G 耐震天井，

コストがかかる可能性がある点には注意が必要であ2.2G 耐震天井に使用した部材のうち，クリップ，ハる．

ンガー，斜め部材上部取付金具の価格は，日本鋼製

これによれば，天井設置にかかるコストは未対策

下地材工業会より同会に所属している天井資材メー

天井と比較して，1.1G 耐震天井の場合で 1.9 倍，2.2Gカーの設計価格を提供いただき，これらの平均価格

耐震天井の場合で 2.0 倍となっている．特に，下地を 0.8 倍に減じた価格を資材の価格として計算に用

材料費と下地施工人件費の増加が顕著で有り，1.1Gいた．なお，これらの価格は，施工時期，施工条件

耐震天井ではそれぞれ 7.5 倍，3.0 倍，2.2G 耐震天等様々な要因により大きく変動するため，あくまで井では，それぞれ 9.2 倍，3.4 倍に増加している．2.2G

も参考値としていただきたい．

耐震天井の方が，より断面の大きい材料を使用して

図 7.4.1 は天井設置にかかるコストを求めたものいることも有り，下地にかかるコストが大きくなっである．ここでは，天井設置に必要な足場の設置等ているものの，1.1G 耐震天井と大きな差があるわけ

準備にかかる費用，吊りボルト，野縁，野縁受けやではない．2 種類の耐震天井で斜め部材の数量がほこれらを接合するための金具などの費用（下地材料

ぼ同じであることも要因と考えられる．なお，斜め費），斜め部材受けの取り付けにかかる費用（ブレー

部材受けの追加にかかる費用は天井工事全体の 7 ～ス受け材追加），下地施工にかかる人件費（下地施工

12 % 程度である．

人件費），石膏ボード，ロックウール吸音板などの下地材料費は，未対策天井では 3 % と天井工事費

天井面仕上げの材料費（ボード材料費），天井面仕上に占める割合は小さい．これに対し，1.1G 耐震天井，

げにかかる人件費（ボード施工人件費）を算出した．

2.2G 耐震天井では，12 ～ 14 % 程度と割合も大きく

直接工事費のみで有り，管理費等の経費は含まれてなる．しかし，下地施工の人件費が 4 割程度を占め－ 130 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

80,000

天井工事にかかるコストを大きく減じることが出来

70,000ඹ㏻௬タᕤ஦

ることがわかる．一方，より高強度な材料を使用し60,000↷᫂ᕤ஦

たとしても，これがコストに与える影響は小さい．
なお，ボード材料費とボード施工人件費については，
各天井でほぼ同じであり，仕様の違いによる影響はᘓ⠏䝁䝇䝖(༓෇)ていることから，下地工事の効率化を図ることで，ኳ஭ᕤ஦

50,000ෆ⿦ᕤ஦(ኳ஭㝖䛟)

40,000እ⿦ᕤ஦

30,000ᒇ᰿ᕤ஦୺యᵓ㐀ᕤ஦

20,000ほとんど無い．
図 7.4.2 は鉄骨造体育館を施工するために必要な

10,000コストを求めたものである．なお，体育館内には 240基の照明を設置し，それらの配線を行う費用を照明工事としているが，分電盤や放送機材，消火設備等のその他の設備工事は入っていないため，これらの費用が大きくかかる点は注意する必要がある．
これによれば，未対策天井に比較して，1.1G 耐震
天井で 10 %，2.2G 耐震天井で 11 % のコストの増加となった．耐震天井への仕様の変更に伴うコスト増
加は，全体の工事費から見れば大きくない．この結果では設備工事が十分入っていないが，これをさらに正確に見積もった場合にはその差はさらに小さくなると言える．
7.5 参考文献[7.1]⟶⌮㈝(⌧ሙ䠇୍⯡)

文部科学省：学校施設における天井等落下防止対策のための手引，2013．

[7.2]

建設物価調査会：建設物価，平成 25 年 7 月．

[7.3]

建設物価調査会：建築コスト情報，平成 25
年夏．

－ 131 －

ᮍᑐ⟇ኳ஭

1.1G⪏㟈ኳ஭ 2.2G⪏㟈ኳ஭

図 7.4.2 天井設置にかかるコスト
Fig. 7.4.2 Cost for Construction of Ceiling.

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

8.1.2 体育館仕様天井モデル

8. 天井落下現象の再現シミュレーション
近年，大規模空間を持つ施設では，地震により非図 8.2 に，部分天井モデルと同様の手法で未対策構造部材に多数の被害が発生している．適切な天井天井を再現した体育館仕様の天井モデルを示す．吊落下対策を進めるには，天井の落下現象のメカニズ

りボルト間隔は X 軸方向に 1,000 mm，Y 軸方向にムの把握が必要不可欠であり，天井要素を取り出し

1,147 mm（屋根面沿いに 1,200 mm）である．吊りボた実験や，これまで述べてきたような実大規模の実

ルトの長さは 1,500 mm，クリップの高さ寸法は 25験を実施してきている．しかし，実験では，実験装mm とした．

置の制約等により，現場の状況を必ずしも再現できていないことも多く，また，屋根形状，設備の干渉など現場毎に異なる特殊な条件に対する解決策が求められることもあり，再現が困難である．数値解析

Zにより天井の落下現象を再現できるようになること

X

Y

でこれらの課題は解決できると考えられ，解析技術の向上も非常に重要である．

図 8.2 体育館仕様の天井モデル
Fig. 8.2 Ceiling model for gymnasium.

本章では，未対策天井を数値モデル化し，その地
震応答解析を行うことで，未対策天井の落下現象の再現を試みた．解析には，地震動，弾塑性，部材破8.1.3 天井付き体育館構造躯体モデル
体育館仕様天井モデルを体育館構造躯体に付加し断などを含む非線形性が高い解析でも安定して行える ASI-Gauss 法 [8.1] を用いる．

たモデルを図 8.3 に示す．柱，梁，母屋，斜め部材

8.1 解析モデルの断面については，2 章を参考にモデル化した．構

今回は，未対策天井を対象として解析を実施した．

造躯体の詳細な仕様は 2 章を参照されたい．天井の未対策天井の仕様は 2 章を参照されたい．

吊り元となる母屋材は C 形鋼（C-100 × 50 × 20）で8.1.1 部分天井モデルあり，これが W3/8 吊りボルトを介して天井を吊り

ASI-Gauss 法では，1 部材当り 2 つの線形チモシェ

上げている．母屋および斜め部材は構造躯体とピンンコはり要素のモデル化でも，弾塑性解析におい接合されているため，解析でもこれらが表現できるて高い精度で解析が行えることが確認されている要素を用いた．ただし，斜め部材は線型部材でモデ[8.1]．図 8.1 に線形チモシェンコはり要素でモデルル化したため，引張，圧縮ともに抵抗力を発揮して化した部分天井モデルを示す．このモデルは，解析おり，今後，履歴特性を導入するなどの検討が必要

手法の検証のために作成したものであり，天井の一である．また，天井周囲に壁を模擬するための H 形部を取り出した簡易モデルである．吊りボルト，野鋼が配置されているが，これは模擬しておらず，本縁受け，野縁，クリップ，せっこうボードをそれぞモデルでは壁への接触は再現されていない．この解れ黒，青，緑，赤，灰色で表す．なお，ここでは吊りボルトとハンガーは一体化してモデル化しており，荷重作用位置が部材軸から偏心していることについては考慮していない．

Z

Z
Y

Y

X

図 8.1 部分天井モデル
Fig. 8.1 Ceiling model.

X

図 8.3 天井付き体育館構造躯体モデルの鳥瞰図Fig. 8.3 Bird-eye view of gymnasium model with ceiling.

－ 132 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

析モデルの固有周期を求めると，桁行方向が 0.247
秒，梁間方向が 0.325 秒であった．解析モデルの総要素数は 17,900，総節点数は 13,736 である．
8.2 解析条件
8.2.1 入力地震波解析には，K-NET 仙台波の原波を実験と同じ振幅に調整した記録と震動台上で観測された記録の 2 種類を用いた．対象とした実験は，未対策天井の脱落

0.0 ྺ

被害再現実験のうち，K-NET 仙台波 50 % 加振の 1回目である．この記録のうち，主要動を含む 90 秒
間を入力して解析した．境界条件は，全ての柱脚部を完全固定とした．時間増分は 1 ミリ秒，総ステッ
プ数は 90,000 step である．
8.2.2 脱落条件（i） クリップの脱落条件

28.0 ྺ

天井落下の主要因であるクリップの脱落条件を導入した．野縁と野縁受けをつなぐクリップは，天井の要素試験結果 [8.2] を参考にし，図 8.4（a）に示す
ように鉛直下向きに 0.4 kN の力が作用した場合に脱落するものと設定した．
（ii）ハンガーの脱落条件
天井落下のもう 1 つの主要因とされるハンガーの31.5 ྺ

脱落条件を導入した．天井の要素試験結果 [8.3] を参考にし，図 8.4（b）に示すように鉛直下向きに 2.8ffykN の力が作用した場合，ハンガーが開き，野縁受
けの支持能力が低下するものと設定した．
ჿ‫ܖ‬ଦц

Z

ჿ‫ܖ‬ଦц
ӂӦҟ̷

33.0 ྺ

ჿ‫ܖ‬XY

図 8.5 天井の落下挙動
Fig. 8.5 Collapse behavior of ceiling.

ҢӝҶӊ‫ܛ‬ෟ݁ষт‫ܛ‬ෟ݁ষт

記録を用いた．要素の色は次式に示す関数 fy によっ

2.8 kNて変化し，赤色に近づくほど降伏が進んでいること

0.4 kN（a）クリップの脱落条件（b）ハンガーの脱落条件を示している．

図 8.4 クリップとハンガーの脱落条件
Fig. 8.4 Failure conditions of clip and hanger.

22 M   My   N 
 + 
f y =  x  +   
 M x0   M y0   N0 

8.3 解析結果

2（1）

ここで，Mx，My は要素における x, y 軸回りのモー

図 8.5 に天井付き体育構造躯体モデルの解析によ

メント，N は軸力である．また，添字 0 は各々の断り得られた天井の落下挙動を示す．この解析では，面力が部材断面に単独で作用した場合の全断面塑性

K-NET 仙台波の原波を実験と同じ振幅に調整した値を意味している．なお，図には脱落した要素は表－ 133 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

示していない．
時刻 0.0 秒は自重のみが作用する初期状態である．
28.0 秒前後に Y 軸方向のクリップがいくつか脱落
し，左端から野縁およびせっこうボードが一体化し1500たまま落下が始まった．その後，X 軸方向のクリッ
プが次々と脱落し，連鎖的に落下が進行し（31.5 秒）．
33.0 秒には天井全面が落下した．
Z

8.4 解析条件の変更および解析モデルの改良
Y

天井は壁に囲まれており変位が拘束されることか
ら，壁の有無により応答が大きく変化することが考

X
ྞ䜚䝪䝹䝖
㔝⦕ཷ䛡
㔝⦕
䜽䝸䝑䝥
䝡䝇
䛫䛳䛣䛖䝪䞊䝗
ᶓᯫᮦ

えられるため，壁との接触を考慮することが重要である．実験では壁を模擬する H 形鋼を天井周囲に配置していることから，解析モデルに図 8.6 の赤い点
線で示す壁を模擬する H 形鋼（以降これを単に壁と呼ぶ）を追加し，天井と壁間の接触を考慮した．
25 25

また，天井の壁への衝突による，仕上げ材の脱落などの壁付近の局所的な天井落下を再現することができるよう，図 8.7 に示すようにせっこうボードお図 8.7 せっこうボードとビスを付加した天井モデル
Fig. 8.7 Ceiling model with plaster board and screw.

よびビスのモデル化を行った．隣り合うせっこう
ボード間の接触と，ビスの脱落条件を追加で導入している．ビスに作用するせん断力が 0.30 kN を上回っり付けたロックウール吸音板はせっこうボードと一た場合 [8.4]，または引き抜き力（引張軸力）が 0.20体であると仮定し，その重量のみをせっこうボード

kN を上回った場合 [8.5] にビスの頭抜けが生じ，せっに付加している．

こうボードが脱落することとした．ここでは，野縁

せっこうボード間の接触とビスの頭抜けの影響を1 本当たり 2 本のビスでせっこうボードが固定され付加した部分天井モデルによる解析結果を図 8.8 にていると仮定した．なお，せっこうボード表面に貼示す．この解析では，K-NET 仙台波の原波を実験と同じ振幅に調整した記録を用いた．解析当初から天井が壁に衝突する現象が見られた．約 34 秒の時
点で赤い点線で示すせっこうボード 2 枚のビスが頭抜けにより脱落し，せっこうボードが地面に落下した（図 8.8（a））．続いて，約 36 秒に別のせっこうボー
ド 1 枚が剥がれたが，一部のビスが脱落しなかった（a）X-Z 平面

ために地面には落下しなかった（図 8.8（b））．約 76
秒には，赤い点線で示す最後の 1 枚が地面に落下した（図 8.8（c））．この場合の落下の主要因は，ほぼ全ての天井でビスの引き抜きによる頭抜けであり，クリップの脱落は頂部側のものを除いて見られなかった．ただし，この解析では，野縁 1 本当たり 2 本のビスでせっこうボードが固定されていると仮定して（b）Y-Z 平面
図 8.6 壁を模擬する H 形鋼の配置
Fig. 8.6 Location of horizontal members.

おり，引き抜きに対する耐力を小さめに見積もっているため，改善が必要である．
今後は，天井付き体育館構造躯体モデルに壁への接触，せっこうボード同士の接触の考慮やブレース－ 134 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

ZYX（a）約 34 秒

図 8.9 入力波
Fig. 8.9 Input Ground Motion.

的に落下する現象を再現できた．主に壁と天井が衝（b）約 36 秒

突し，その付近のクリップやビスが脱落し，せっこ
うボードが落下するという現象が見られた．
現段階では実験結果の再現にまでは至っていないが，今後，斜め部材の履歴特性の導入，ハンガーと吊りボルト間の偏心性の考慮，接触アルゴリズム内のギャップ要素の特性についての検討を行い，実験の再現を行う．
8.6 参考文献[8.1]

磯部大吾郎，チョウミョウリン：飛行機の衝突に伴う骨組鋼構造の崩壊解析，日本建築学
会構造系論文集，第 579 号，pp.39-46，2004（c）約 76 秒

年 5 月．
[8.2]

図 8.8 天井の局所落下現象
Fig. 8.8 Partial collapse behavior of ceiling.

中川祐介，元結正次郎：鋼製下地在来工法天井におけるクリップの力学特性に関する研究
その 2：鉛直荷重を受ける場合，日本建築材の履歴モデルの改善などの改良を施した解析を実学会大会学術講演梗概集，B-1，pp.845-846，

施し，4 章で示した実験結果の再現を試みる．

2006 年 9 月．

8.5 結言[8.3]

杉山達也，柏崎琢也，小林俊夫，貫井泰，薮

せっこうボードや野縁等をモデル化し，クリップ，

内彰夫：在来工法天井の構成部材および実大ハンガーの破損，ビスの頭抜けなどの脱落条件を導天井の力学的特性に関する実験研究 その 1：

入して解析を実施した結果，天井が衝突により局所全体計画およびハンガーの要素試験，日本－ 135 －

防災科学技術研究所研究資料

建築学会大会学術講演梗概集，B-1，pp.227[8.4]

第 391 号

[8.5]

2015 年 2 月

櫻井重喜，熊谷祥吾，永井拓生，川口健一，

228，2009 年 8 月．

安藤顕祐，新谷眞人：非地震時における屋内

杉山達也，柏崎琢也，野曽原瑞樹，貫井泰，

プール天井の落下被害に関する基礎的考察―

鈴木篤：在来工法天井の下地ボードと野縁の吸水時のビスの頭抜け強度について―，日本

ビス止め接合部のせん断試験その１，日本建建築学会大会学術講演梗概集（東北），2009

築学会大会学術講演梗概集（北陸），2010 年 9

年 8 月．

月．

－ 136 －

大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験

報告書－佐々木ほか

が 1.98G に達すると座屈するよう設計しており，

9 まとめ
大規模空間に設置された吊り天井の脱落被害メカ

K-NET 仙台波 50 % 加振の時点で耐力を超えたニズム解明と，吊り天井脱落被害の低減に向けた技

ものの実験では座屈しなかったことから，斜め術開発のための，実大大規模空間吊り天井の加振実

部材の座屈耐力は安全側に評価されていると言験を実施した．本実験では，山形屋根を有する実大える．桁行方向については，斜め部材は，2.28G

鉄骨造体育館に屋根と同じ勾配を持つ吊り天井を設で座屈するよう設計されているのに対して，実置し，東北地方太平洋沖地震での K-NET 仙台観測

験では，K-NET 仙台波 80 % 加振により，2.04G

点における観測記録（K-NET 仙台波）および兵庫県南の天井面加速度が生じた際には桁行方向の斜め部地震での神戸海洋気象台における観測記録（JMA

部材は無損傷であり，K-NET 仙台波 100 % 加振神戸波）を用いて加振した．本実験で対象とした天による 2.62G の天井面加速度で桁行方向の斜め井は，脱落防止対策のない未対策天井と，設計水平部材は座屈しており，斜め部材の座屈耐力妥当

震度 1.1 で平成 26 年 4 月に施行された技術基準（H26

な評価を与えている．

技術基準）に基づき設計した，JIS 材を主たる部材と

3）2.2G 耐震天井は，K-NET 仙台波 100 % により，する 1.1G 耐震天井と，H26 技術基準に基づき，設

梁間方向に 4.14G の天井面加速度が生じたが，計水平震度 2.2 で設計した，JIS 材よりも高強度な金具の変形程度の損傷のみであり，ほぼ無損傷部材で構成された 2.2G 耐震天井の 3 種類である．

であった．その後の JMA 神戸波 100 % 加振では，本実験により得られた結論は以下の通りである．

5.34G の天井面加速度が作用し，斜め部材上部
取付金具が一部破断した．続けて実施した JMA

1）勾配を持ち，クリアランス，斜め部材などの脱神戸波 150 % 加振では，天井面加速度は 7.60G

落防止対策のない在来天井の脱落被害メカニズに達し，斜め部材下部の下地材の変形により仕ムを明らかにした．クリアランスのない勾配天上げ材が脱落している．一方，要素試験に基づき，

井では，壁からの反力が，地震の慣性力と頂部2.2G 耐震天井の耐力を求めると，4.41G で斜めに作用する隣り合う天井の慣性力と釣り合うこ部材上部取り付け金具が損傷し，6.04G で斜めとで耐える構造となるが，この力の釣り合いか

部材下部の下地材が変形すると評価され，実験らすると，天井が頂部で持ち上がるようなモー結果に一致する．要素試験に基づく金具の耐力メントが作用することとなる．このモーメントとこれによる天井の耐力評価が妥当であったとによる頂部の持ち上がりにハンガーが耐えられ言える．

なくなってハンガーが外れる．天井が元の位置

4）斜 め 部 材 が 座 屈 し た 1.1G 耐 震 天 井 に 対 し て，に戻ると，ハンガーが外れた吊りボルトの隣にJMA 神戸波 100 % 加振を実施した結果，斜めある吊りボルトにより大きな荷重が作用するこ部材が座屈により揺れを抑えることが出来なくととなり，その直下にあるクリップにも大きななっていたために，天井面が大きく振動し，柱負担がかかる．その結果，クリップが外れ，天などへ激しく衝突し，仕上げ材が多数脱落した．

井面が大きくたわむこととなる．その後たわん

斜め部材が座屈した後は，天井の耐震性能は大だ天井面が大きく振動してその周囲のクリップ

きく落ちており，耐震天井の被災後の安全点検を次々と破壊していき最終的に天井の脱落に至では，これらの被害を確認することが必要である．

る．

2）1.1G 耐震天井は，K-NET 仙台波 50 % 加振によ5）すでに仕上げ材の脱落している 1.1G 耐震天井にり，天井面の梁間方向に 2.03G の応答加速度が対して，JMA 神戸波 150 % 加振を実施した結果，生じたが，無損傷であった．一方，K-NET 仙台

100 % 加振時よりも大きく振動した．これによ波 80% 加振により，天井面の応答加速度が 3.34G

り，天井面の周囲への衝突だけでなく，吊りボに達すると梁間方向の斜め部材が座屈した．各ルトなどの部材もキャットウォークへ接触した部材の試験等に基づく耐力からすると，1.1G 耐結果，さらに激しい仕上げ材の脱落が生じた．

震天井は，梁間方向については，天井面加速度

壁などに対するクリアランスのみならず，吊り－ 137 －

防災科学技術研究所研究資料

ボルトなど，天井を構成する部材の全てに対し

第 391 号

数のご助言をいただいた．

てクリアランスを正しく設けることが重要であるといえる．

2015 年 2 月

文部科学省大臣官房文教施設企画部施設企画課防災推進室の廣田貢氏（計画策定，実験実施当時）には，

6）ワイヤとネットで構成された，脱落した天井を文教施設に関する情報の提供をいただいた．また，受け止めるフェイルセーフ機能は，脱落したせっ

文部科学省が推進する学校施設における非構造部材

こうボードなどがネットを突き破ることなく，の耐震対策の推進に関する調査研究の研究協力者会

外れたクリップなどの細かい金具もネットで受議（主査：岡田恒男氏，一般財団法人日本建築防災

け止められ，有効であった．ただし，斜め部材協会理事長）では，計画立案において多大なるご支の損傷した天井など，脱落直前の天井は大きく援をいただくとともに，実験結果の報告に際してご振動することがあり，この振動によりフェイル

助言をいただいた．

セーフを構成する部材に激しく衝突する結果，

国土交通省住宅局建築指導課の前田亮氏（計画策

ワイヤに大きな荷重が作用することがある点に定，実験実施当時）には，試験体設計において，技は注意が必要である．

術基準の考え方などに関するご助言をいただいた．

7）1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井の施工調査から，本報告書に掲載した被害写真のうち，天井の被害

H26 技術基準に基づく脱落防止対策が施されたについては，国土交通省による平成 23 年度基準整天井の施工における課題が明らかになった．こ

備促進事業の一貫で実施された調査「地震被害を踏れらの天井は，在来のワンタッチクリップ，ハ

まえた非構造部材の基準の整備に資する検討」（事業

ンガーが用いられた未対策天井に比較して，3

主体：一般社団法人建築性能基準推進協会）による倍以上の大きな手間がかかっており，この要因

成果の一部であり，構造体の被害については，国土

としては，各金具のビス等による固定や各部材

交通省国土技術政策総合研究所と独立行政法人建築が頑強になったことに伴う効率の悪化などによ研究所が実施した平成 23 年（2011 年）東北地方太平るものである．

洋沖地震（東日本大震災）調査研究（速報）（国総研資8）1.1G 耐震天井，2.2G 耐震天井は，未対策天井に料第 636 号，建築研究資料第 132 号）の一部である．

比較して，1.9 ～ 2.0 倍のコストがかかる．体育

大阪市立大学副学長 宮野道雄氏，講師 生田英輔

館全体の工事費からすると 1 割程度のコスト増

氏には，天井脱落が人体に与える影響の評価にあた

加である．下地施工の人件費が特に大きく，天り，使用した人体ダミーをお借りした．

井工事費の 4 割を占めており，各金具を改良す

東京都教育庁地域教育支援部義務教育課小中学校

ることによって施工効率を高めることがコスト

係耐震化推進担当渡部あけ美氏および東京都が主催削減につながると言え，さらなる技術開発が期で実施された『「学校施設の非構造部材の耐震対策」

待される．

に係る講習会』に参加された方々には，文教施設の耐震対策，防災研究に関するアンケート調査にご協< 謝辞 >

力いただいた．

独立行政法人防災科学技術研究所の運営費交付金赤間弘英氏（宮城県泉館山高等学校事務室長），鈴PJ による学校施設における大空間建築物の実験研究

木和文氏（茨城県立大子清流高等学校主査兼事務は，防災科学技術研究所に設置されている学校施設長），柴崎聖司氏（茨城県立竜ヶ崎南高等学校事務における大空間建築物の実験研究分科会（委員長：長），野口博史氏（兵庫県教育委員会事務局教育企画

壁谷澤寿海，東京大学教授）およびこの下部組織で課防災・情報教育係長），生田淳仁氏（兵庫県教育委

ある実験検討ワーキング（主査：佐々木智大，防災員会事務局教育企画課 主任指導主事），遠藤貞悟（兵科学技術研究所研究員）を立ち上げ，実験計画策定，

庫県教育委員会事務局教育企画課指導主事）には，試験体設計，報告書作成に関し，議論を重ねながら未対策天井の脱落被害再現実験において，被災時の実施した．委員名は添付資料に示す．

安全点検に関するアンケート調査にご協力いただい

また，試験体設計および報告書作成に当たり，国た．

土交通省国土技術政策総合研究所の脇山善夫氏に多－ 138 －

耐震天井の施工にかかる費用の算出において必要大規模空間吊り天井の脱落被害メカニズム解明のためのＥ－ディフェンス加振実験な金具の価格の調査に当たり，日本鋼製下地材工業会にご協力いただいた．

報告書－佐々木ほか• 梅野友里，荒井智一，佐々木智大，青井淳，田川浩之，梶原浩一，金井貴浩，髙岡昌史，岩下ここに記して厚くお礼を申し上げる．

裕樹：Ｅ－ディフェンス実験に基づく大規模空間吊り天井の脱落被害低減技術開発 その 4 2.2G

< 関連発表論文 >耐震天井の設計，日本建築学会大会学術講演梗

• 梶原浩一，佐々木智大，青井淳，佐藤大樹：2.2

概集，1003-1004，2014．

大空間建築物の耐震安全性に関わる防災科学技• 増田寛之，吉澤睦博，佐々木智大，田川浩之，

術研究所の検討方針，「鉄骨置屋根構造の被害分

青井淳，梶原浩一：Ｅ－ディフェンス実験に基析および耐震診断の進め方」シンポジウム報告

づく大規模空間吊り天井の脱落被害低減技術開書，2013．

発 その 5 実大鉄骨造体育館試験体の構造特性，• 佐々木智大，梶原浩一，青井淳，田川浩之，荒井智一，金井貴浩，髙岡昌史，岩下裕樹：Ｅ－
ディフェンスを用いた大規模空間吊り天井の加振実験

日本建築学会大会学術講演梗概集，1005-1006，
2014．
• 田川浩之，佐々木智大，青井淳，梶原浩一：Ｅ

その１ プロジェクト概要および試験体－ディフェンス実験に基づく大規模空間吊り天設計，日本建築学会近畿支部研究発表会研究報

井の脱落被害低減技術開発 その 6 構造躯体の応告集，265-268，2014．

答，日本建築学会大会学術講演梗概集，1007-• 田川浩之，佐々木智大，青井淳，梶原浩一：Ｅ－ディフェンスを用いた大規模空間吊り天井の
加振実験

その２

1008，2014．
• 岩下裕樹，佐々木智大，青井淳，田川浩之，梶入力地震動，計測方法，お原浩一，荒井智一，金井貴浩，髙岡昌史，岩下よび構造躯体の応答，日本建築学会近畿支部研裕樹：Ｅ－ディフェンス実験に基づく大規模空究発表会研究報告集，269-272，2014．

間吊り天井の脱落被害低減技術開発 その 7 未対

• 青井淳，佐々木智大，田川浩之，梶原浩一，荒井智一，金井貴浩，髙岡昌史，岩下裕樹：Ｅ－ディ
フェンスを用いた大規模空間吊り天井の加振実
験

その３

策天井の損傷，日本建築学会大会学術講演梗概
集，1009-1010．2014．
• 白崎了悟，金井貴浩，佐々木智大，青井淳，田天井の損傷状況，日本建築学会近川浩之，梶原浩一，荒井智一，髙岡昌史，岩下畿支部研究発表会研究報告集，273-276，2014．

裕樹：Ｅ－ディフェンス実験に基づく大規模空• 梶原浩一，佐々木智大，青井淳，田川浩之，壁

間吊り天井の脱落被害低減技術開発 その 8 1.1G

谷澤寿海，清家剛，山田哲，福山洋：Ｅ－ディフェ

耐震天井の応答，日本建築学会大会学術講演梗

ンス実験に基づく大規模空間吊り天井の脱落被概集，1011-1012，2014．

害低減技術開発 その 1 プロジェクト概要，日本• 荒井智一，小林俊夫，佐々木智大，青井淳，田建築学会大会学術講演梗概集，997-998，2014．

川浩之，梶原浩一，金井貴浩，髙岡昌史，岩下• 佐々木智大，青井淳，田川浩之，梶原浩一，荒裕樹：Ｅ－ディフェンス実験に基づく大規模空

井智一，金井貴浩，髙岡昌史，岩下裕樹：Ｅ－ディ間吊り天井の脱落被害低減技術開発 その 9 2.2G

フェンス実験に基づく大規模空間吊り天井の脱耐震天井の応答，日本建築学会大会学術講演梗

落被害低減技術開発 その 2 試験体構造設計およ

概集，1013-1014，2014．

び未対策天井の設計，日本建築学会大会学術講演梗概集，999-1000，2014．

• 青井淳，佐々木智大，田川浩之，梶原浩一，荒井智一，金井貴浩，岩下裕樹，髙岡昌史：Ｅ－ディ• 金井貴浩，白崎了悟，佐々木智大，青井淳，田フェンス実験に基づく大規模空間吊り天井の脱

川浩之，梶原浩一，荒井智一，髙岡昌史，岩下

落被害低減技術開発 その 10 各天井の脱落被害裕樹：Ｅ－ディフェンス実験に基づく大規模空メカニズムの分析，日本建築学会大会学術講演

間吊り天井の脱落被害低減技術開発 その 3 1.1G

梗概集，1015-1016，2014．

耐震天井の設計，日本建築学会大会学術講演梗
概集，1001-1002，2014．

• 佐々木智大，清家剛，石川種俊，磯部孝行，髙
岡昌史，青井淳，梶原浩一，荒井智一，金井貴－ 139 －

防災科学技術研究所研究資料

第 391 号2015 年 2 月

浩，岩下裕樹：Ｅ－ディフェンス実験に基づく• 井上貴仁，吉澤睦博，佐々木智大，青井淳，田大規模空間吊り天井の脱落被害低減技術開発 そ

川浩之，梶原浩一：Ｅ－ディフェンス実験に基の 11 大規模空間における吊り天井の施工調査，づく大規模空間吊り天井の脱落被害低減技術開

日本建築学会大会学術講演梗概集，1017-1018，

発 その 13 天井脱落被害再現実験を目視調査し2014．

た学校施設管理者へのアンケート調査結果，日• 佐々木智大，橋口寛史，青井淳，梶原浩一：Ｅ

本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集，1021-1022，
2014．

－ディフェンス実験に基づく大規模空間吊り天井の脱落被害低減技術開発 その 12 フェイルセー

（2015 年 1 月 8 日原稿受付，

フ機能の設計とその有効性，日本建築学会大会

2015 年 1 月 8 日原稿受理 )学術講演梗概集，1019-1020，2014．

要旨

東北地方太平洋沖地震およびその後の余震では，多数の施設において吊り天井の脱落被害が発生し，人的被害も発生している．これを受け，国土交通省では，建築基準法施行令の改正と関連する告示を制定し，吊り天井に対して脱落対策を施すことを求めている．しかしながら，なぜ，どのようにして天井が落下していくのかのメカニズムは十分に明らかにされてきておらず，天井が脱落に至るメカニ
ズムの解明は急務である．そこで，防災科学技術研究所では，大規模空間吊り天井の脱落被害メカニ
ズムの解明を目的とし，吊り天井を有する実大体育館試験体の加振実験を実施した．実験の結果，クリアランスや斜め部材，接合部の十分緊結などの脱落対策のない既存の天井のうち，勾配を持つ天井が頂部より脱落していくメカニズムを明らかにするとともに，技術基準に従い設計された耐震天井の耐震性能が各金具の要素試験で評価できており，設計法が妥当であることを検証した．本報告書はその成果をまとめたものである．
キーワード：吊り天井，脱落被害，耐震設計，実大振動実験，Ｅ－ディフェンス

－ 140 －