木材利用研究論文報告集18, 62-69, 2019. 12

木材腐朽がビス接合部のせん断性能と変形挙動におよぼす変化
上田
1 学生

2 非会員

3 非会員

4 正会員

麟太郎 1・澤田 圭 2・高梨隆也 3・佐々木貴信 4

北海道大学大学院 農学研究院（〒060-8589 北海道札幌市北区北 9 条西 9 丁目）
E-mail: hokkai_arsenal@eis.hokudai.ac.jp
北海道大学大学院講師 農学研究院（〒060-8589 北海道札幌市北区北 9 条西 9 丁目）
E-mail: ksawata@for.agr.hokudai.ac.jp
北海道立総合研究機構 林産試験場（〒071-0198 北海道旭川市西神楽 1 線 10 号）
E-mail: takanashi-ryuuya@hro.or.jp
北海道大学大学院教授 農学研究院（〒060-8589 北海道札幌市北区北 9 条西 9 丁目）
E-mail: tak-sas@for.agr.hokudai.ac.jp

本研究では，褐色腐朽菌であるオオウズラタケ(Fomitopsis palustris)を用いて強制腐朽処理を行ったトドマツ(Abies sachalinensis)材に腐朽部の上からビス 1 本で鋼板を留め付けたビス接合部に対し，鋼板添え板一
面せん断試験を行った．ビスの変形を観察したところ腐朽試験体とコントロールとで優勢な降伏モードは明らかに異なっており，腐朽による支圧強度の低下が変形挙動の違いを与えたことが示唆された．腐朽性状の評価を目的としてピロディン打ち込み深さを測定し，また試験体の断面のビス留め付け位置において腐朽部の深さを測定した．ピロディン打ち込み深さは強度特性値のいずれとも有意な相関を示さなかった．
腐朽深さは初期剛性との間に有意水準 1%において有意な負の相関が認められた．腐朽深さと健全部の密度を説明変数とする重回帰分析から，強度特性値は腐朽深さと健全部密度から高確度で説明が可能であると示された．

Key Words: wood decay, screwed joints, brown-rot fungus, shear test, timber repair

1. はじめにとも考えられる．ゆえに，このような補強方法の開発にあたっては腐朽性状の診断に基づく強度評価手法が必要

木材腐朽に関しては腐朽の機構 1), 2)のほか，各種材料
強度についてもまた長きにわたり数多くの研究である．したがってこれに先立ち，腐朽材のビス接合部が行について，その強度特性や変形挙動に関しての知見が求われ，様々に知見が蓄積されてきた．一方で木質構造物

められる．腐朽したビス接合部に対しては森らによる研究 9), 10)があるが，用いるビスの長さが異なる場合につい3-5)にとって肝要となる各種の機械的接合部については，その腐朽劣化に関する研究は釘接合部 6-8)やボルト接合部ては他に研究例がなく，データが不足している．

を中心として数例が最近になり行われた程度であり，デそこで本研究では，強制腐朽処理を施した木材に既往ータの蓄積は進んでおらず，接合部の腐朽劣化に関する研究より長寸のビスを用いて金物を接合したビス接合部

研究は全般的に不足している．そのために接合部が腐朽に対し一面せん断試験を行い，部材の腐朽に対するビス劣化を受けた場合の変形挙動の特徴や強度低下の程度は接合部の残存耐力を求め，腐朽材におけるビス接合部のいまだ明らかではなく，腐朽性状の診断に基づく接合部

変形挙動の違いについて評価を行った．また，腐朽性状の強度評価手法が確立されていないため，部材に劣化ををピロディン打ち込み深さおよび腐朽深さとして調べ，生じた木質構造物の補強の機会を損ね，安易な建て替え

ビス接合部の強度特性を腐朽性状と関連付けて検討した．

に至っている可能性がある．

2. 実験概要

木質構造物の補強には金物を劣化部材やその周囲にビス接合して用いる方法があるが，これにあたっては腐朽(1) 試験体概要の生じている箇所にビスを挿入して金物で補強を行うこ62

木材利用研究論文報告集18, 62-69, 2019. 12

試験体にはトドマツ(Abies sachalinensis)材を用い，試験=6mm，長さ65mm うち首下長さ59mm，(株)タナカ製，

体寸法は断面 60×60mm， 長さ 300mm とした．年輪接図-3)1 本によって留め付けた．試験体の腐朽部には表面

触角の違いによる影響を低減するため，試験体はいずれの痩せがみられる場合があったが，鋼板は腐朽部より幅，も柾目材となるよう木取りして製材した．腐朽試験体は12 体，コントロールは試験体の幅を材料調達上の都合か
ら 45mm としたものを含め 9 体を用意した．

長さとも大きく，取り付けにあたり表面の痩せは支障と(2) 強制腐朽処理

示す．

腐朽試験体に対しては一般的な褐色腐朽菌であり，日本工業規格 JIS Z2101:2009 木材の試験方法 26 耐朽性試

り試験体と鋼板との相対すべり量を測定し，その平均値

ならなかった．ビスの留め付け位置はコントロールでは材端から 80mm， 腐朽試験体では腐朽処理位置の中央(いずれも材端から約 80mm)とした．
試験体概要を図-4 に加力にあたっては試験体左右に取り付けた変位計によ験 11)などにおいて供試菌と定められたオオウズラタケ(Fomitopsis palustris)による強制腐朽処理を行った．強制を荷重に対するビス接合部の変位として用いた．一面せん断試験では，予備試験として行った健全材の単調引張試験における降伏変位の値(2．4mm)を基準として，繰り返し設定変位をその 1/2，1，2，4 倍とした一方向繰り返

腐朽処理には腐朽源ユニット法を用い，ポリプロピレン
容器(幅 188×長さ 129×深さ 43mm)に充填したポテトデキストロース寒天培地上にオオウズラタケを生育させて作製した腐朽源ユニット(図-1)を，菌糸が試験体表面の木表側に接するよう梱包用ラップを用いて試験体に取り付けることで行った(図-2)．
腐朽処理期間は 22 週間とし，その間，試験体を温度 28℃，相対湿度 75%環境下に静置し加力を行ったのち，破壊に至るまで，または変位が40mm を超えるまで単調加力を行った．なお予備試験における降伏変位の値は，最大荷重の 10，40，90%点を用いた完全弾塑性モデル化による評価方法 12)に基づき決定した降伏点から求めた．加力方法を図-5 に示す．試験終した．腐朽処理期間が終了後，試験体から腐朽源ユニッ
トを取り外し，湿度無調整の室温環境下で 2 週間静置し了後に各試験体の主材をビスを通る断面で割断し，主材て養生した．

ドを決定した．

(3) ビス接合部の一面せん断試験方法

なお，試験終了直後に各試験体の健全部から求めた含水率は 8.5～11.4%であった．

内におけるビスの変形形態を観察して接合部の降伏モー各試験体には先穴を設けず，一面せん断試験の直前に鋼板(幅 50×長さ 242×厚さ 6mm)を”TBA-65D”ビス(φ図-3 Screw “TBA-65D”.
図-1 Rot fungus feeder unit.

図-2 Attachment of the rot fungus feeder unit.

図-4 Outline of the specimen.

63木材利用研究論文報告集18, 62-69, 2019. 12

図-7 Specimen failure caused by the screw breakage．

(2) ビス接合部の降伏モード

図-5 Setup of shear tests for screwed joints.

観察されたビス接合部の降伏モードは EYT(ヨーロッパ型降伏理論)13)に定義された降伏モードのうちモード
III とモード IV の 2 種類(図-8)であった．腐朽試験体では(4) 腐朽性状の評価
腐朽性状の評価として，ピロディン打ち込み深さおよ

12 体中 9 体が接合具に生じる塑性ヒンジの数が 1 つであび腐朽深さの測定を行った．ピロディン打ち込み深さはピロディン(エフティーエス社製，ピン径 2.5mm，打ち込
みエネルギー6J，最大打ち込み深さ 40mm)を用いて各試るモード III，3 体が塑性ヒンジの数が 2 つであるモード
IV で降伏したのに対しコントロールでは 9 体中 2 体が験体のビス留め付け位置の近傍で測定した．腐朽深さはモード III，7 体がモード IV で降伏しており，2 者の間で試験終了後にビスの変形形態の観察のため試験体を割断した際，その断面のビス留め付け位置において目視で確

優勢な降伏モードが異なっていた．腐朽試験体においてモード III での降伏がモード IV に対し優勢であったこと認される腐朽による褐変部について，試験体表面の痩せは，腐朽による木材の支圧強度低下のため接合具全体がを考慮し，試験体の下側から褐変部の最下部までの距離を測定して材厚から差し引くことにより求めた(図-6)．

木材にめり込んでいき，塑性ヒンジの形成が遅れたという釘接合部での実験結果 8)に一致しており，腐朽の結果として木材のめり込み強度が低下し塑性ヒンジの形成が遅れることで，モード III での降伏を生じやすくなる変形
挙動の変化が生じたと推察できる．

図-6 Way to determine the decay depth.

3. 結果と考察(1) 試験体の破壊性状
腐朽試験体 12 体中 11 体およびコントロール 9 体中 7
体が変位 40mm までに破壊した(破壊しなかったコント
ロール 1 体は最大荷重に達したのち変位 30mm 付近で試

図-8

験を中断)が，試験体の破壊はいずれもビス頭部の破断により生じていた．試験体の破壊性状の一例を図-7 に示す．

64

Observed failure modes of the screwed joints.

木材利用研究論文報告集18, 62-69, 2019. 12(3) 接合部性能の評価試験より得られた荷重-変位曲線の一例を図-9 に示す．
接合部性能の評価方法には，最大荷重の 10，40，90%点を用いた完全弾塑性モデル化による評価方法

リニア近似が困難であった．これらに対してはいずれも最大荷重の 10，60，80%点を用いることでバイリニア近似が可能であったことから，この 3 点を用いて降伏点をを用い，決定し，各特性値を求めた．また，荷重-変位曲線からせ荷重-変位曲線からバイリニア近似により降伏点を決定ん断エネルギーをエネルギー吸収量として算出した．求して，降伏荷重および初期剛性の各特性値を求めた．ただし，荷重の立ち上がりが遅い 3 試験体(腐朽試験体 1 体およびコントロール 2 体)については，この方法でのバイめた特性値をピロディン打ち込み深さ，腐朽深さ，含水率，健全部の密度とともに表-1 に示す．

12)

Load (kN)6

42

Control
Decayed
0
0

10

20

30

40

Displacement (mm)
図-9 Load - displacement curves of the screwed joints (examples).
表-1 Strength properties and other properties of the specimens.
Strength Propertiesd p(mm)Name
P max (kN)P y (kN)

K s (kN/mm)

U s (J)

Sound partD (mm)

Decayed partWD h(kg/m3)

MC (%)

Control
C-1

5.55

2.90

0.42

174.03

21

468

10.2

C-2

5.96

3.62

0.61

135.05

18

493

10.6

C-3

4.47

3.53

0.24

83.67

25

314

8.5

C-4

6.34

4.81

0.45

160.44

23.5

361

8.5

C-5

5.90

3.85

0.37

177.25

23.5

409

9.6

C-6

4.28

2.56

0.35

47.19

23.5

398

9.5

C-7

5.76

2.93

0.40

157.23

23

383

10.0

C-8

6.02

3.39

0.75

180.52

21.5

417

9.7

C-9

5.13

3.09

0.31

60.81

20

403

9.9

Decayed
D-1

5.22

3.34

0.38

86.10

19.5

24

6.00

481

11.4

D-2

3.83

2.35

0.33

75.51

20

22

1.35

352

10.9

D-3

3.69

1.88

0.26

65.16

26

32

8.20

446

10.9

D-4

3.58

2.16

0.21

41.33

16

20

9.05

462

11.0

D-5

4.28

2.37

0.37

50.68

22.5

22

1.75

450

10.8

D-6

3.57

2.04

0.30

67.37

20

24

5.20

400

11.1

D-7

5.18

3.02

0.41

103.13

18

20

3.55

473

10.9

D-8

2.72

1.58

0.16

26.03

18

21

20.25

491

11.0

D-9

4.88

3.09

0.33

90.12

17

25.5

10.40

477

11.1

D-10

5.04

2.46

0.45

174.62

20

23.5

3.00

497

10.7

D-11

4.83

2.97

0.45

137.51

18

23

4.10

525

10.5

D-12

5.64

3.90

0.52

161.77

18

18

4.75

527

10.6

Note: P max =Maximum shear load, P y =Yield shear load, K s =Initial stiffness, U s =Shear energy capacity, d p=Pilodyn penetration depth,
D =Decay depth, WD h=Wood density of sound part, MC =Moisture content
665

木材利用研究論文報告集18, 62-69, 2019. 12(4) 腐朽性状と接合部性能

7

腐朽試験体・コントロール間で各特性値について
Welch の t 検定により有意差検定を行ったところ，最大荷重および降伏荷重について有意水準 1%，せん断エネ
ルギーについて有意水準 5%においてそれぞれ有意差が認められたが，初期剛性については有意差を認められなかった．これは，釘接合部や複数本のビス接合部においControl
Decayed6

Maximum shear load (kN)a) 腐朽による接合部性能の変化

5
4
3
2
1
0

て，接合部の初期剛性は腐朽により低下しなかったとの報告 8), 14)と同様の傾向である．

15b) ピロディン打ち込み深さと接合部性能

6

腐朽によりピロディン打ち込み深さは有意に増加していた(図-10)．
ピロディン打ち込み深さと各特性値との関係を図-11に示す．腐朽試験体・コントロールとも，各特性値とピ

4
3
2
1
0

ロディン打ち込み深さとの間に有意な相関は認められな15かった．ピロディン打ち込み深さの測定にあたってはピロディン頭部を試験体表面に押し付ける必要があるが，腐朽試験体では試験体表面に痩せや割れを生じており，Initial stiffness (kN/mm)

ピロディン頭部が試験体にめりこむ場合があったため，強度特性に対して測定値のばらつきが大きかったものと考えられる．いっぽうコントロールでは先述のように接合部の変形において材中でビスの曲げ変形を伴う例が多かったために，ピロディン打ち込み深さを接合部の強度特性値に単純に関連付けることが困難であったものと考
えられる．

20
25
30
Pilodyn penetration
depth (mm)350.8Control
Decayed

0.6
0.4
0.2
0.0
15

Shear energy capacity (J)

200

30

Pilodyn penetration depth
(mm)

35

Control
Decayed

5

Yield shear load (kN)

腐朽試験体において健全部に対し測定したピロディン
打ち込み深さは腐朽部(ビス留め付け位置の近傍)での測定値との間に有意水準 5%において有意差が認められ，

20
25
30
Pilodyn penetration
depth (mm)

25
20
15

10

100

50
0
15

0
Decayed

図-10 Pilodyn penetration depth of sound part and decayed part of35

Control
Decayed

150

5
Sound

20
25
30
Pilodyn penetration
depth (mm)

20
25
30
Pilodyn penetration
depth (mm)35

図-11 Relationships between Pilodyn penetration depth and strength

decayed specimens.

properties.

66木材利用研究論文報告集18, 62-69, 2019. 12c) 腐朽深さと接合部性能

7

Maximum shear load (kN)

腐朽深さと各特性値との関係を図-12 に示す．腐朽深さは初期剛性との間には有意水準 1%において有意な負の相関を認められたが，最大荷重，降伏荷重，せん断エ
ネルギーとの間に有意な相関は認められず，腐朽深さによる強度特性値の説明は困難であるとの結果を得た．
d) 腐朽深さと健全部密度による接合部性能の推定

Control
Decayed

6
5
4

3
2

1
0

腐朽深さと強度特性値とが十分な相関関係を示さなかったことに関連して，腐朽深さの値が約 1～20mm であったのに対し主材の厚さは 60mm，ビスの有効長さは

0

10

20

30

Decay depth (mm)59mm(ビスの首下長さ 65mm から鋼板の厚さ 6mm を引

6
Yield shear load (kN)いた値)であったことから，接合部の強度特性には腐朽深さに加えて腐朽部直下の健全部の特性が関わっていることが十分に考えられた．そこで腐朽試験体の健全部から求めた密度(健全部密度)および腐朽深さを説明変数とし，各強度特性値に対して重回帰分析を行い，次の(1)～(4)式を得た．
𝑃𝑚𝑎𝑥 = 0.0121 × 𝑊𝐷ℎ − 0.124 × 𝐷 − 0.433 (1)𝑃𝑦 = 0.00838 × 𝑊𝐷ℎ − 0.0734 × 𝐷 − 0.827 (2)𝐾𝑠 = 0.00130 × 𝑊𝐷ℎ − 0.0177 × 𝐷 − 0.141 (3)Control
Decayed

5
4
3
2
1

0
0

10

20

30

Decay depth (mm)𝑈𝑠 = 0.621 × 𝑊𝐷ℎ − 6.01 × 𝐷 − 160
ここで，Pmax：最大荷重(kN)，Py：降伏荷重(kN)，Ks：初期剛性(kN/mm)，Us：せん断エネルギー(J)，WDh：健全部の密度(kg/m3)，D：腐朽深さ(mm)を示す．また，重回帰式(1)～(4)の決定係数と，各強度特性値に対する腐朽深さ，または健全部密度を説明変数とした単回帰における決定係数を表-2 に示す．
腐朽深さまたは健全部密度による各強度特性値への単Initial stiffness (kN/mm)(4)

回帰は，腐朽深さによる初期剛性の単回帰を除きすべて有意でなかった．いっぽう重回帰式(1)～(4)はいずれも有意水準 5%において有意であった．したがって腐朽

0.8

Control
Decayed

0.6

R² = 0.50**

0.4

0.2
0.0
0

10

20

30

Decay depth (mm)

深さと健全部密度を説明変数として，単回帰は困難であっても重回帰により各強度特性値は高確度で説明可
Shear energy capacity(J)能であることが示された．初期剛性については，腐朽深さによる単回帰に対して健全部密度を説明変数に加えた重回帰では決定係数が上昇し，回帰の精度が向上した．なお本試験の結果において腐朽深さと健全部密度との間には有意な相関は認められず，重回帰分析において 2 説明変数は独立であり，腐朽深さと健全部密度とが相乗的に腐朽接合部の強度特性値を与えていたことが示唆された．重回帰式(1)～(4)によりそれぞれ推200
Control
Decayed

150
100
50
0
0

定した各強度特性値と，実験により求めた各強度特性値との関係を図-13 に示す。

10

20

30

Decay depth (mm)

図-12 Relationships between the decay depth and strength
properties. (**= significant at the 1% level)67

木材利用研究論文報告集18, 62-69, 2019. 12

表-2 Coefficient of determination (R2) of single and multiple

6

regression of strength properties on WDh and D.

5

4

3

Variables

3
2

WD h

D

WD h and D

1

P max

R 2 =0.25

R 2=0.31

R 2 =0.74***0Py

R 2 =0.23

R 2=0.17

R =0.53*

2

2

0

0

1
2
3
4
5
Estimated Pmax(kN)

2

Ks

R =0.14

R =0.50**

R =0.85*****

Us

R 2 =0.25

R 2=0.25

R 2 =0.66***=significant at the 5% level.**=significant at the 1%
level. ***=significant at the 0.5% level. *****=significant
at the 0.05% level.

0

6

1

2

3

4

Estimated Py(kN)
200

0.6
0.5

Ks (kN/mm)

2

2
1

150

0.4
0.3

Us (J)

Variables

Py (kN)

Multiple regression:

Pmax (kN)

4Single regression:

0.2

100
50

0.1
0

0.0
0

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6
Estimated Ks (kN/mm)

0

50

100

150

200

Estimated Us (J)

図-13 Comparison between the test results and estimated valuesof the strength properties.

4. 結論

れなかった．腐朽深さは強度特性値のうち，初期剛本研究は腐朽の生じた接合部の強度評価および強度評

性との間にのみ有意な負の相関が認められた．

価手法の確立に必要となる強度特性や変形挙動に関して

・ 腐朽試験体の強度特性値について，腐朽深さに加えの知見をビス接合部について得ることを目的とした．そのために本研究では，強制腐朽処理を施したトドマツ材

健全部密度を説明変数として重回帰分析を行った
ところ重回帰式はいずれも有意水準 5%で有意であに鋼板を接合したビス接合部に対し一面せん断試験を行った．腐朽深さまたは健全部密度による単回帰が困って部材の腐朽に対するビス接合部の残存耐力を求め，難であっても，各強度特性値は腐朽深さおよび健全

腐朽材におけるビス接合部の変形挙動の違いについて評部密度から重回帰により高確度で説明が可能であ価を行った．また，腐朽性状をピロディン打ち込み深さったと示された．

および腐朽深さとして調べ，ビス接合部の強度特性を腐
謝辞：本研究は JSPS 科研費 17K07870 の助成を受けた．

朽性状と関連付けて検討した．
強度試験の結果，以下のような結果が得られた．
・ せん断試験において腐朽試験体 12 体中 11 体，コン
トロール 9 体中 7 体が破壊した．破壊はすべてビス

参考文献
1)

の破断により生じていた．
・ 試験体の降伏モードは，腐朽試験体ではヨーロッパ
型降伏理論(EYT)におけるモード III，コントロール

2)ではモード IV の降伏がそれぞれ優勢であった．腐朽による主材の支圧強度低下によって塑性ヒンジ形成が遅れる変形挙動の変化が生じ，モード III の3)降伏が増えたと考えられる．
・ 腐朽によりビス接合部の最大荷重および降伏荷重，

4)

せん断エネルギーは有意に低下した．初期剛性は有意には低下しなかった．

5)・ 腐朽試験体，コントロールとも，ピロディン打ち込
み深さと強度特性値の間には有意な相関が認めら

68

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11) JIS Z 2101, 木材の試験方法 26 耐朽性試験, 2009.
12) 日本住宅・木材技術センター：木造軸組工法住宅の許
容応力度設計(2008 年版), pp.561-592, 2008.
13) 日本建築学会：木質構造設計規準・同解説 ―許容応
力度・許容耐力設計法―, pp.26-71, 2006.
14) 高梨隆也, 戸田正彦, 宮内輝久, 森満範, 森拓郎：腐朽した木材における複数本ビスの接合部耐力, 木材学会誌. Vol. 64, No. 3, pp. 122-129, 2018.

6)

Kent, S., Leichti, J., Rosowsky, D., Morrell, J.: Effects of
Decay on the Cyclic Properties of Nailed Connections, J.
Matel. Civil Eng., Vol. 17, No. 5, pp. 579-585, 2005.
7) Takanashi, R., Sawata, K., Sasaki, Y., Koizumi, A.:
Withdrawal Strength of Nailed Joints with Decay
Degradation of Wood and Nail Corrosion, J. Wood Sci., Vol.
63, No. 2, pp. 192-198, 2017.
8) 戸田正彦, 森満範, 大橋義徳, 平井卓郎：木材腐朽が釘接合部のせん断性能に及ぼす影響, 木材学会誌,
Vol. 56, No. 1, pp. 41-47, 2010.
9) 森拓郎,野田康信,東智則,森満範,戸田正彦：強制腐朽処理を施した木ねじ接合部の一面せん断性能評価,
構造工学論文集, Vol.60B, pp.371-375, 2014.
10) 森拓郎,野田康信,東智則,森満範,戸田正彦,五十田博：
強制腐朽処理を施した木材にあと施工した木ねじ接(Received August 31, 2019)(Accepted November 11, 2019)

EFFECTS OF WOOD DECAY ON THE STRENGTH PROPERTIES AND
DEFORMATION PROCESS OF THE SCREWED JOINTS
Rintaro UEDA, Kei SAWATA, Ryuya Takanashi, and Takanobu SASAKI
Single shear tests were conducted on screwed joints that were loaded parallel to the grain after the decay
treatment of the main members. Observation of the deformed screws revealed that dominant failure modesof the decayed and control specimens were clearly different. Therefore, it is suggested that the degradationof bearing strength of the main member caused by decay made a difference to the deformation process ofthe screwed joints.
Penetration depth of Pilodyn and the depth of decay in the screwed point were measured so that
degradation of the strength properties and the change in deformation process of screwed joints wereconsidered in association with the extent of decay. Whereas penetration depth of Pilodyn showed nosignificant correlations with the strength properties of the screwed joints, the depth of decay showedsignificant inverse correlations with the initial stiffness of the screwed joints at the 1% level. In multiple
regression analysis of the strength properties on the depth of decay and the wood density of sound part ofthe specimens, the multiple regressions of maximum load, yield load, initial stiffness, and shear energy
capacity were all significant at the 5% level and above. Therefore, it is demonstrated that the 2 variables
can explain the strength properties with high accuracy.

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