22018

日本建築学会大会学術講演梗概集（東海） 2021 年 9 月

スギ 5 層 5 プライ CLT パネルの面内せん断性能における強軸方向鉛直荷重の影響○岡部 実*1
中島 昌一 *2
五十田 博 *3

正〃〃CLT パネル 1
強軸
4

面内せん断性能2
スギ 5 層 5 プライ 5軸力

森 拓郎*4
三宅 辰哉 *5正〃

3

1. 緒言
直交集成板（以下 CLT とする）を壁パネルとして中層

ここに σc_oml：21.6(N/mm2) （平 13 国交告第 1024 号第 9 イ表 1）

木造建築物を設計する場合、CLT 壁パネルには鉛直力と水A0：CLT 試験体のせん断面断面積(=840×150mm2)

AA：等価断面(mm2)（同一等級構成強軸＝3/5A0）

平力が作用する。既往の研究において、ヒノキ CLT（厚さ270mm）を用いた面内せん断実験の報告(1)があるが、本報では、スギ CLT パネル（厚さ 150mm）を用い、強軸方向に圧縮の長期許容応力度に対して 1.1 倍の鉛直荷重を載荷500kN荷重計した状態と鉛直荷重なしの状態で、正負繰り返し面内せ回転拘束タイロッドん断実験を行い、CLT パネルのせん断弾性係数 G、せん断強度 τmax を比較することを目的とする。

840

カンターウェイト用スプリング

エ形 CLT パネルで、中央せん断部は幅 B=840mm 高さh=420mm とした。CLT は日本農林規格 JAS 3079(2019):直交集成板に規定する同一等級構成直交集成板で、強度等級 S60-5-5、ラミナ厚さ 30mm、ラミナ幅 120mm（樹種：スギ

ラミナ等級：M60A）の 5 層 5 プライ幅はぎ接着なしである。試験体の含水率（高周波容量式木材水分計で測定）は、表裏面ラミナ 14 箇所の測定の平均値で、鉛直力有りの試験体が 11.6%、無しの試験体は 11.9%であった。
2.2. 試験装置
2 基の面外変形拘束パンタグラフを連結し、加力梁と反力床を平行に保ちながら水平加力する「建研式加力」試
験装置内にエ形 CLT パネルを設置した。試験体下部の水平移動及び回転拘束を行い、試験体中央部に純せん断力±1000kN荷重計

420

1800

2. 試験方法
2.1. 試験体
試験体は、幅 2000mm、高さ 1800mm、厚さ t=150mm の回転拘束タイロッド

2000

固定フレーム

図 1

固定フレーム

試験装置への試験体設置図（赤点線：せん断エリア）

2.4. 面内せん断耐力及び繰り返し加力スケジュール
せん断面の面内せん断強度 Fs(N/mm2)を、平 13 国交告第 1024 号第 9 二に従い(2)式で算出し、せん断面の断面積 A0 を乗じて面内せん断基準耐力 Qs を計算した。計算の結 果 、 面 内 せ ん 断 強 度 Fs は (2) 式 の 第 三 項 で 決 定 しFs=2.45(N/mm2)、面内せん断基準耐力 Qs は、308kN となった。
tnet 3b  nca
1Fs  min  f v_lam_0 , f v_lam_90 ,

1
12
1
1t
8tgrossgross(1  2 )  (  2 ) f v _ tormf R m m が作用するよう工夫した。試験装置への試験体設置図を
図 1 に示す。
2.3. 鉛直荷重の設定
せん断面 CLT の圧縮の長期許容応力度 fc,long (N/mm2)を(1)式で算出し、せん断面の断面積 A0 を乗じて長期許容圧縮
耐力 Qc､long を計算した。計算の結果 Qc､long は 449kN となった。面内せん断試験での鉛直荷重有りの実験では Qc､long の1.11 倍の 500kN を鉛直荷重として一定載荷した。なお載荷梁の質量(2.5ton)は、鉛直荷重に加算している。

f c,long 

1.1 A  0.75   c_oml  A A0 
3 (2)
ここに、fv_lam_0：2.7(N/mm2),

fv_lam_90：8.1(N/mm2)

tnet：直交層の厚さの合計(mm),b：ラミナ幅(=120mm),
2

fv_tor ：3.0(N/mm ),tgross：CLT 厚さ(mm)nca：CLT の直交接着層の数(=4)

fR ：1.5(N/mm2),

m：各層のラミナの幅方向の数のうち最小の値(=7)
加力スケジュールは荷重制御とし、上述の面内せん断基準耐力 Qs の 1.1 倍（Fs=2.7N/mm2）に対し 1.1/3(=125kN)、2/3（=227kN）及び 1.1×Qs で正負 1 回の繰り返しを行い、(1)ジャッキ引側（正側）で試験体を破壊させた。

Effect of vertical load in major direction
on in-plane shear performance of 5-layer Sugi CLT panelMinoru OKABE *1, Syoichi NAKASHIMA *2
Hirosi ISODA *3, Takuro MORI *4, Tatuya MIYAKE *5― 35 ―

2.5. CLT の面内せん断強度 τmax 及び面内せん断弾性係数 G600500Qmax
B t(3)

ここに Qmax：最大荷重(N)

せん断変位 Δ は、標点間変位を測定できるパイプ式変位

図 3計を用いた計測 1 と、せん断エリア内の水平変位と鉛直変100

V. load=0kN-100102030
Horizontal Displacement δ (mm)43
Shear Stress (N/mm 2 )面内せん断弾性係数 G は、弾性範囲内（最大荷重の 10%、40%）での面内せん断応力度 τ を、計測 1 及び計測 2 で算出したせん断変形 γ で除して算出した。計測 1 及び計測 2の変位計設置位置を図 2 に示す。

210-1-2420-4-103

τ =2.45(N/mm 2)

A=126,000mm 2-3
ch9: H. Disp

40

水平変位 δ と鉛直荷重 Qv の関係

4位から真のせん断変形を算出する計測 2 の方法を用いた。

29.7200-100-20t：CLT 厚さ(=150mm)

ch4:/ DPch3:/ DP

300

0B：せん断エリアの CLT 幅(=840mm)

ch5:H.DP

V. load=500kN

400G=500(N/mm 2)h=420mm010203040
True deformation angle( × 10 - 3 rad)Shear Stress (N/mm 2 ) max Vertical Load Q V (kN)

面内せん断強度 τmax（N/mm2）は(3)式で算出した。

τ =2.45(N/mm 2)210-1-2-3-4-10

A=126,000mm 2G=500(N/mm 2)010203040
True deformation angle( × 10 - 3 rad)ch7:V.DP

ch8:V.DP

図 4
ch6:H.DP

ch10: H. Disp
ch12: V. Disp

735

ch11: V. Disp

せん断応力度 τ とせん断変形角 γ の関係（赤線：鉛直荷重 500kN、黒線鉛直荷重 0kN）
（左図は計測 1、右図は計測 2 で変形角算出）

840

表 1

図 2 計測 1 及び計測 2 の変位計設置位置
せん断変形 γ(rad)は、真のせん断変位 Δshear を計測部高さ鉛直荷重h で除して(4)式で算出した。計測 1 での真のせん断変位

CLT 面内せん断試験結果まとめ
最大せん断強度

せん断弾性係数τmax (N/mm2)

G (N/mm2)500kN

3.370kN

3.39Δshear,1 は、水平移動、ロッキング変形を除いた(5)式で、計測 2 の真のせん断変位 Δshear,2 は(6)式で算出した。

 shearh shear,2  (ch9  ch10)  (ch11  ch12) hw

509503588631

注：せん断弾性係数 G で上段は計測 1 で計算した値、下段は計測 2 で計算した値を示す。

(4)ch7  ch8 ch3  ch4 ch5  ch6
cos  sin  
222 shear,1 cos 

4. まとめスギ 5 層 5 プライ CLT の面内せん断実験で、強軸方向(5)に圧縮の長期許容応力度の 1.1 倍の鉛直荷重を作用させた場合と無負荷の実験結果から、(6)・面内せん断強度 τmax は鉛直荷重による影響はなく、CLT

3. 実験結果
面内せん断加力時の水平変位 δ(mm)と鉛直荷重 Qv の関係を図 3 に示す。鉛直荷重 500kN 及び 0kN ほぼ一定で水平加力が行われていることことを確認した。
図 4 にせん断応力度 τ とせん断変形角 γ の関係を示す。図中の赤線は鉛直荷重 500kN 載荷時、黒線は鉛直荷重 0kNを示す。また左図は計測 1 で変形角を算出、右図は計測 2で変形角を算出している。結果のまとめを表 1 に示す。
*1*2*3*4*5h=420mm(一財)ベターリビングつくば建築試験研究センター 博士（農学）
国立研究開発法人建築研究所構造研究 G 主任研究員 博士（農学）京都大学生存圏研究所 教授 博士（工学）広島大学大学院先進理工系科学研究科 准教授 博士（工学）株式会社日本システム設計 代表取締役 博士（工学）の面内せん断基準強度 Fs(2.45N/mm2)の 1.37 倍となった。
・鉛直荷重有ではせん断弾性係数 G は計測方法によらずほぼ同等の値となったが、鉛直荷重無しでは計測 2 が大きい値を示した。ロッキングによる変形を過小評価している可能性が考えられる。
5. 参考文献(1) 荒木康弘, 中島昌一, 岡本滋史, 小谷竜城：9 層 9 プライヒノキ
CLT の面内せん断性能に関する実験的研究, 日本建築学会技術報
告集 第 25 巻, 第 59 号,P141-145, 2019*1Tsukuba Building Research and Testing Laboratory, Center for Better Living, Dr. Agr.
*2 Senior Research Engineer, Dept. of Building Structure, Building Research Institute, Dr. Agr.
*3 Professor, Research Institute for Sustainable Humanosphere, Kyoto University, Dr. Eng.
*4 Associate Professor, Graduate School of Advanced Science and Engineering, Hiroshima
University, Dr. Eng.
*5 President, Nihon System Sekkei Architects & Engineers Inc. Dr. Eng.

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