データ
No.85
第 2 版（第 1 版 No.86）

1

軸組 - 接合部

2仕口

13長ほぞ込栓打ち
曲げ●姿図・寸法

繰り返し加力図No.85
第 2 版（第 1 版 No.86）

変位計

柱－梁接合部試験体（左）と実験方法（右）1

木材：スギ（柱・梁）、カシ（込栓）断面寸法：柱（120 × 120mm）、梁（120 × 300mm）、栓（15 × 15mm）、ホゾ（90 × 30 × 117mm）

軸組 - 接合部【使用材料】●適用条件
柱材を梁材に長ほぞ差しし、込栓留めした柱梁接合部の設計に用いる。込栓、柱や梁には損傷が生じず、ほぞの曲げ破壊が生じる場合に適用できる。
2

柱－梁接合部の曲げ性能に関する静的加力試験である。試験体は 4 体とし、逆 T 字型曲げ試験とし、変位計を仕口●概要用いた計測を行い、試験体頂部の変位を柱高さで除した変形角を用いて加力を制御する。ただし、1 体はほぞの割裂による破壊が生じたため、本データからは除いている。

●参照先
後藤正美、春山聡子、鈴木祥之：木造軸組におけるほぞ差し接合部の実験的検討及び解析モデルの提案、第 12

計算方法については日本建築学会発行「木質構造接合部設計マニュアル」、日本建築学会発行「木質構造基礎理論」、「伝統的構法の設計法作成及び性能検証実験検討委員会平成 24 年度報告書」を参照し、下記に示す。また、材料特性値に関しては、日本建築学会発行「木質構造設計規準・同解説－許容応力度・許容耐力設計法－」についても参照する。

長ほぞ込栓打ち
曲げ●理論式

13回日本地震工学シンポジュウム、pp.810-813、2006.11

力学モデル

図2

三角形めり込み

ホゾのある方の部材を主材、ホゾ孔の側の部材を側材と呼ぶ。図 1 のようにモーメントの釣合いを考えると、次式が得られる。試験体寸法は図中に示す。

No.85
第 2 版（第 1 版 No.86）

図12h θ /2：込栓によるめり込み量‒K c ：込栓のほぞへのめりこみ剛性‒µ = 0.4 ：摩擦係数

軸組 - 接合部‒(1)1

 h + h1 hM 0 = K c   θ + ΣN ⋅ w + µΣN ⋅  + ΣM 						
2
 2 

（貫が柱を貫通している場合は µ = 0.6～0.8 、貫通していない場合は µ = 0.3～0.5 ）（1）回転剛性の導出
2

図 2 のようにめり込みを仮定し、回転剛性 は次式で求められる。

3x 2p y p C y E90  1 2 z0  −3 x1    h + h1  x p y p C y E90  1 2 z0  −3x1  +µ−⋅+1exp
 +
 +1 − exp   
Z0Z0
 2 3x p  2 3x p 
 2 z0    2 
 2 z0  ‒x p = w / 2 ：ほぞの側材へのめり込み長さ‒y p ：ほぞの厚さ‒

x1 = 0‒x2 = ∞‒

y1 = y2 = 0‒

E90 = E0 / 50 ：全面横圧縮ヤング係数‒E0：基準弾性係数（繊維方向圧縮）

13z0 = h1(2)長ほぞ込栓打ち曲げ‒

仕口22
 −3x1  M0 h  x p y p C y E90  1 2 z0 = Kc   +Kθ = +
1 − exp   ⋅ w
θZ02
 2 z0   2 3x p 

また、木質構造接合部設計マニュアル「長ホゾ込栓」（pp.175-177）を用いると、せん断剛性 K c

や C y は次式となる。

Kc =K1 K 2 ， C = 1 + 2 z0 2 − exp  −3ny1  − exp  −3ny2   = 1y3ny p 
K1 + K 2
 2 z0 
 2 z0  −11
kcp1d  21
K1 = ( Ed 7 kcp3 1 ) 4 × 1 + 0.88 ×η3E 


			−11k d 21， K 2 = ( Ed 7 kcp3 2 ) 4 × 1 + 0.88 ×η cp 2 3E 

K1：主材での片側剛性‒

K2：側材での片側剛性‒

E ：木ダボの繊維方向曲げヤング係数‒d ：栓の径‒

n ：繊維方向に対する繊維直角方向の置換係数

(4)

No.85
第 2 版（第 1 版 No.86）‒(3)接合部の設計に使う樹種グループが J1（ベイマツなど）のとき n =7					J2（ヒノキなど）のとき n =6			J3（スギなど）のとき n =51

η = 15‒

kcp1 (2) =k E × α k kcvf
k E + α k kcvfと側材とダボの複合面圧定数 kcp 2は次式のように求められる。									‒kcvf （ = E0 / (11d ) ）：栓のめりこみ剛性‒α k ：めりこみ補剛効果係数（主材では 1.5、側材では 1.0）

軸組 - 接合部

主材とダボの複合面圧定数 kcp1(5)母材の面圧定数 k E は次式で導出する。
2						仕口E0 k E 0 = 31.6 + 10.9d (繊維方向)
kE = 
k = k E 0(繊維直交方向)
 E 90 3.4(6)（2）降伏変形角の導出
降伏変形角 θ y はホゾの側材へのめり込み降伏による θ y1
ゾのせん断破壊での降伏による θ y 3と準用した木ダボ接合部の降伏による θ y 2、側材の割裂破壊での降伏による θ y 4のうち小さい方とする。
13(7)①ホゾの柱へのめり込み降伏‒z0 Fmx p E90 Cx C y Cxm C ym

， Cxm = 1 +4 z03x p， C ym = 1 +4 z0				3ny pFm ：縁端距離を無限大とした時のめり込み降伏応力度（めり込み強度 Fcv に 0.8 を乗じたもの）(8)

長ほぞ込栓打ち曲げ

θ y = min {θ y1 ,θ y 2 ,θ y 3 ,θ y 4 } 								θ y1 =、ホCx = Cxm （柱が上方へ長いため）‒②木ダボ接合部の降伏栓の対称な 2 面せん断の耐力計算式より、降伏耐力は次式で表せる。

FEcp1 = min { FE1 ,1.5 × Fcvf }(9)									(10)（破壊モード1）
dy p FEcp1

（破壊モード2）dy p FEcp1 × 2αβ22
16β M y8α β ( β + 1) 2αβ 
dy F × +− （破壊モード3）
p Ecp12
2β + 1 (2 β + 1) 2
 dy p FEcp1 (2β + 1)
Py 2 = 		
16dFEcp1 β M y（破壊モード4）
β +1
2 × A × FS（破壊モード5）
κ

(11)

α=

FEcp 2t, β=yp
FEcp1

θ y2 =

Py 2									(12)1K c ⋅ (h / 2)No.85
第 2 版（第 1 版 No.86）							t ：側材厚さからほぞ厚さを除いて 2 で割った値‒Fcvf ：栓のめり込み降伏応力

‒FE1

‒

A ：栓の断面積‒κ ：せん断補正係数（矩形断面：3/2、円形断面：4/3）‒Fs ：栓のせん断強さ

軸組 - 接合部‒：ほぞの面圧降伏応力

Z c ：栓の断面係数‒Fb ：栓の曲げ強度

仕口

‒

(13)

2M y = Z c × Fb 										③ほぞのせん断（端抜け）破壊

Pus = Fs1 × h / 2 × D × 2 									Fs1

‒：ほぞのせん断強度

PusK c ⋅ (h / 2)(15)									(16)④側材の割裂破壊Puk =‒2(h − D) ⋅ Cr
11−h/2 h

Cr ：J1 の場合は 12.0、J2 の場合は 10.0、J3 の場合は 8.0

長ほぞ込栓打ち曲げ									13θ y3 =(14)θ y4 =PukK c ⋅ (h / 2)									(17)（3）ほぞの折損による降伏曲げモーメント
損傷がほぞの折損であることより、ほぞの曲げ抵抗のみが働くと仮定すると、接合部モーメントの最大値は次式で表せる。

M max = Ft Z t										

‒Ft ：主材の引張強度‒Z t ：ほぞの断面係数(18)用いた材料特性値を表 1 に示す。
表1用いた材料特性値■柱・横架材（スギ）
摩擦係数

置換係数

めり込み強度

引張強度

せん断強度

E 0 (kN/mm2)μn

F cv (N/mm2)(N/mm2)(N/mm2)

繊維方向 7.00.456.0

13.578.4

基準弾性係数

めり込み強度

全面圧縮強度

曲げ強さ

E 0 (kN/mm2)

Fcvf(N/mm2)Fb

Fs係数 κ5.4

38.44.2

1.5

1基準弾性係数No.85
第 2 版（第 1 版 No.86）［諸定数］■栓（カシ）

12

せん断補正

軸組 - 接合部

繊維方向 10.0(N/mm2)

せん断強さ［ほぞのめり込みに関する抵抗力に関して］
ほぞのめり込み力と摩擦力に関して、回転剛性、降伏変形角、降伏モーメントは表 2 のように求められる。
表2

ほぞのめり込みに関連する諸定数25.948 × 10-30.01288

仕口20.138

降伏モーメント M y1 (kNm)

(rad)

2

降伏変形角 θ y1

回転剛性 K θ (kNmrad)［栓の 2 面せん断・ホゾのせん断破壊・側材の割裂破壊に関する抵抗力について］求めた破壊モードを表 3、4 に示す。計算上はモード 5（栓のせん断破壊）が最も生じやすい。
表3

栓の 2 面せん断に関する破壊モード一覧

降伏耐力 P y2 (N)
(rad)
表4

モード 3

モード 4

モード 5

1944

5832

2808

3346

1260

0.042110.12632

0.06082

0.072480.0272984.795254.384

122.481145.95954.960ホゾの端抜けに関連する諸定数2(h − D) ⋅ Crθ y (rad)= FPh(N)/ 2 × D ×降伏変形角
2
降伏耐力 Pus ，s1uk× =ホゾのせん断破壊

282240側材の割裂破壊15774

11−h/2 h

Z c × Fb
降伏モーメント M y =(kNm)

6.11328

12310.938 × 10-3

0.34167688.059 × 10-3

［ほぞの曲げ破壊について］
ほぞの曲げによる最大モーメントは 54.675 × 10-3kNm である。

長ほぞ込栓打ち曲げ降伏モーメント M y2 ( × 10-3kNm)

モード 213降伏変形角 θ y 2

モード 1

●モデル化
接合部の回転剛性を等価な回転バネに置換する。

バネ

●特性値
回転バネ（面内）

回転剛性 k θ x (kNmrad)

降伏回転角 θxy (rad)

降伏モーメント Mθ xy (kNm)

理論値

20.1380.0271554.675 × 10-3

実験値

84.910.011

91.7 × 10-3

験体についても初期剛性に大きな違いはみられない。また、これらに適切な特性値を上記に示すと共に、図 4 に併せて掲載する。とともに特定接合部回転角時のモーメントの値を表 5 に示している。
表5

接合部モーメント回転角関係まとめ
No.1-1-3Ave.

最大モーメント M max [kNm]

1.403

1.632

1.493

1.509

降伏曲げモーメント M y [kNm]

0.875

1.035

0.840

0.917

降伏回転角 θ y [rad]

0.010

0.012

0.010

0.011

初期回転剛性 K θ [kNmrad]

85.70

85.70

83.33

84.91

1/120rad 1/60rad

1/20rad

1/15rad

1/10rad

1/8rad
No.1-1-1
No.1-1-2
No.1-1-3
計算値

1.5

113

ホゾの曲げ破壊0.5

000.05

図4

接合部回転角 θ (rad)0.1

モーメント－接合部回転角関係

0.15

長ほぞ込栓打ち曲げモーメント M (kNm)

1/30rad

仕口No.1-1-22

No.1-1-12

軸組 - 接合部された。接合部モーメント－接合部回転角関係の正側の骨格曲線（正側）を比較したものを下図に示す。どの試

1ホゾのめり込み抵抗力が先行する推定であるが、目視で確認できる範囲内では接合部の折損による破壊が確認

No.85
第 2 版（第 1 版 No.86）

図3

頂部水平荷重－柱傾斜角関係：（例）試験体 No.1-1-2No.85
第 1 版（No.86）

図 5 （例）試験体 No.1-1-2
接合部モーメント－接合部回転角関係：（例）試験体 No.1-1-22
No.1-1-2
軸組 - 接合部

モーメント M (kNm)

110-10.2

仕口-0.100.1
接合部回転角 θ (rad)2-2-0.2

図 6 （例）試験体 No.1-1-2●破壊性状13(b) 柱
図7

試験体 No.1-1-2 の損傷写真(c) 土台長ほぞ込栓打ち曲げ(a) 1/7rad