使用データ No.
No.44 ～ 59
第2版

1軸組 - 接合部

1

継手05

追掛け大栓継ぎ曲げ概要
伝統的構法のみならず、在来軸組工法にも比して良く用いられる、追掛け大栓継ぎについて、その曲げ剛性・耐力に関する実験、理論式等について記載してある。
継手接合部の曲げ抵抗は建物の復元力特性には大きく影響しないが、曲げモーメントの負担が予想される場所に継手を設けざるを得ない場合に、二次的に理論式を用いることで、その許容耐力について確認を行うことが出来る。実験は 4 点曲げ試験によってモーメントのみを加えるものであるため、軸力やせん断力が過大に入力される場合については、理論式の適用範囲外であり、別途検討を要する。

共通

データ
No.44 ～ 59
第2版

1軸組 - 接合部

1

継手05

追掛け大栓継ぎ曲げ●姿図・寸法 1）
No.

L
L/2

L/4

L/460120
H
H/2

込栓:シラカシ

H120180240300
180180180180180300180180180180180180⑩L300
300300300300300300
180450600300300
300
300450180

N数6666666663333333⑫④⑥⑤⑭⑦⑮⑧⑨⑬

軸組 - 接合部

850

加力

②

1⑪大栓
無無無無無無無無無無□15□24
φ15φ24□15□15

No.44 ～ 59
第2版

H/2e

1515

e
15
15
1515304560
151530151515151515

D1- 1
D1- 2
D1- 3
D1- 4
D1- 5
D1- 6
D1- 7
D1- 8
D1- 9
D1- 10D1- 11D1- 12
D1- 13D1- 14D1- 15D1- 16③①2500

実験概要

継手【使用材料】

1図

木材：天然乾燥スギ無等級材（平均ヤング 7900N/mm2、平均含水率 14%）、シラカシ（込栓）（D1-11 ～ 16）
試験方法：4 点曲げ試験●概要・適用条件
軸力を考慮しない曲げ剛性・耐力算定の理論式構築のための 4 点曲げ試験である。軸力が過大となる場合には、剛性・耐力とも理論式の適用範囲外であり、別途検討を要する。
後述の理論式 - 実験結果の比較から、腮幅が大きくなると腮から目違いにかけてのせん断破壊が、割裂破壊を05伴うモードとなるため、腮幅は 5 分～ 1 寸（15 ～ 30mm）程度にする。曲げ耐力が不足する場合には、梁背だ追掛け大栓継ぎ
曲げけでなく、継手長さを長くすることも有効な手段である。ただし、長くなりすぎると、接合部内での材の曲げ変形によって理論値より剛性が低くなることが考えられるため、材背：継手長さは 1:1.5 ～ 1:2 程度とする。
耐力性能担保に大きく影響するため、内部割れを有する材料を用いないこととする。

●理論式 1）
L
L/4

L/4Weg

W/2

L/2jθpVk

Δσp2 ･ x

HxΔσp2θpΔσp2 ･ yp

図No.44 ～ 59
第2版

θp1

VkVfypVf

H-yp

Δσp1 ･ (H-y p )剛性算出のための力学モデル【初期剛性】
KR =32}24( W − α e ) ⋅ H ：回転中心軸位置 [mm]軸組 - 接合部

W1yp ={k 4α ey p 3 + 4W ( H − y p ) + 3µ LW ( H − y p ) + 3ks L2

E 1

W −αekE k1

α= E 2W
k = E0 /  31.6 + 10.9 ⋅ 2E 1Ek2 = E0 / ( 31.6 + 10.9e )：腮の中立軸位置下部分の繊維方向面圧剛性 [N/mm3]
1E0：胴付きの腮の中立軸位置上部分の繊維方向面圧剛性 [N/mm3]：母材の繊維方向ヤング係数 [N/mm2]

継手µ ：摩擦係数【最大モーメント】

M u = min .[ M c , M s ]（1）胴付き上部の割裂発生モーメント}

G = E0 /15 ：母材のせん断弾性係数 [N/mm2]

追掛け大栓継ぎ曲げG f ：エネルギー開放率

05{325G f GWL  E k1 4α ey p 3 + 4W ( H − y p ) + 3µ LW ( H − y p ) + 3k s L2 
Mc =2
11− 72 µ E k1 ( H − y p ) H−yHpL/2θpΔθ
Vfyp

HH-ypΔxΔδ

破壊性状

破壊性状

追掛け大栓継ぎ曲げ割裂発生時の変形モデル

No.44 ～ 59
第2版

図（2）腮下部での腮～目違いにかけてのせん断破壊発生モーメントM s = K R ⋅θsθs =Lβ1+ β{−1 + 1 + β}{β +1− 1+ β}⋅ Fs

14 Ly p( e + g )( 2 j + L )軸組 - 接合部

β=E k2 eypFs ：母材のせん断強度 [N/mm2]

1
継手
05

図

せん断破壊発生時の変形モデル

●回転バネとしてモーメント - 変形角曲線を考慮する場合のモデル化
基本的に継手には曲げ性能を期待せず（ピン接合とみなす）、応力解析と上式に基づいて許容耐力についてのみ検討を行うが、フレーム解析上必要となる場合は、回転バネとして表現する。ただし前述したように、当該実験では軸力やせん断力が負荷されていないため、解析上での取扱には注意が必要である。
また、設定するモーメント - 変形角関係においても、腮下部のせん断破壊に先行して、同部のめり込み降伏が生じる場合がある。このような場合を考慮するため、以下の関係性を考慮して、モーメント - 変形角関係を設定する。終局変形角 θu は、せん断と割裂発生モーメント M s、 M f から剛性値を用いて算出したものの小さい方とすれば良い。
MMye >Ms, Mf

MyKRKRθu

M ye = K R ⋅Mye <Ms, Mf
No.44 ～ 59
第2版

MyM

θ

θu

θ

2 Fe：腮下部の面圧降伏モーメントkE 2 ⋅ yp

Fe ：母材の支圧強度 [N/mm2]

1

回転バネとしてモデル化する場合

x軸組 - 接合部z1
継手05
追掛け大栓継ぎ曲げ●実験結果と計算結果の比較 1）
以下のように各種材料定数を設定した場合の計算結果を示す。
3222µ = 0.4 、G f = −162 + 1.07 ρ 、 ρ = 320 [kg/m ] 、 E = 7900 [N/mm ] 、 Fs = 1.8 [N/mm ]、 Fe = 19.4 [N/mm ]（c）No.D1-3（d）No.D1-4（e）No.D1-5（f）No.D1-6（g）No.D1-7（h）No.D1-81（b）No.D1-2

No.44 ～ 59
第2版（a）No.D1-1

軸組 - 接合部
1
継手
05
追掛け大栓継ぎ曲げ（j）No.D1-10（k）No.D1-11（l）No.D1-12（m）No.D1-13（n）No.D1-14（o）No.D1-15（p）No.D1-16 の比較

No.44 ～ 59第2版（i）No.D1-9

1軸組 - 接合部
1継手

M [kN･m]05
追掛け大栓継ぎ曲げθ [rad]上図では計算結果の剛性・耐力・終局変形角に加えて、実験結果の M- θ曲線、個の試験体の特性値を算出して平均の完全弾塑性モデルに置き換えた実験結果の平均値、実験結果の特性値から得られる耐力の 5% 下限値を表示している。回転角算出のための変位計取り付け位置での変位計のずれ等、また別の破壊性状によって M- θ関係を他の試験体と同様に算出出来なかった試験結果は掲載していない。実験結果と計算結果の比較として考察可能なのは、No.D1-2,D1-3,D1-4,D1-5,D1-7,D1-11,D1-12,D1-13,D1-16 である。
基本的に全ての試験体で、耐力が 0 となる時点の最終的な破壊は腮～目違いにかけてのせん断破壊である。しかしそれ以前に、割裂等が発生し、また同破壊現象の進展に関する知見が不足しているため、割裂が発生する段階を最終的な終局状態と評価することとしている。実験結果の平均値と、評価式による M- θ関係の最小値によって求まる台形（バネとしての取扱い部分に記述）が安全側に評価出来ているのは、No.D1-2,D1-3,D1-4,（D1No.D1-7 が比較的良く一致しているように見えるが、これについては更なる検討を要する。
No.D1-1 ～ D1-9 は実験時期、製作者が異なっている。おそらく、嵌合度の違いに起因するものであり、初期支圧力を大きく加えているため、剛性が高く出たものの、せん断等の破壊の変形角も過大評価となっていると考No.44 ～ 59
第2版7）,D1-9,D1-11,D1-12 の試験体である。No.D1-6,D1-7 で腮幅にパラメータが増加しており、No.D1-6 に対してえられる。これについては後述する。
今回安定して得られた試験結果と評価式の比較から、設計時に同様の継ぎ手を用いる際には冒頭に述べたように、通常用いる横架材の梁背に対して、継ぎ手長さ、腮幅を決定するのが良い。

pp.259-266、2016 年 3 月

軸組 - 接合部

1）河原大、蒲池健、青木謙治、稲山正弘：追掛け大栓継ぎの曲げに関する剛性・耐力算定式の提案、構造工学論文集 Vol.62B、

1

文献

1継手05
追掛け大栓継ぎ曲げ使用データ No.
No.44 ～ 59
第2版

1軸組 - 接合部

1

継手

05

追掛け大栓継ぎ曲げ解説○構造システムと施工の注意点
基本的な抵抗メカニズムとしては、回転変形によって、中立軸上で胴付き部の面圧抵抗（それに伴った摩擦抵抗）、中立軸下で腮部の面圧抵抗が生じ、男木・女木のずれに伴って大栓の一面せん断抵抗が生じることで、回転剛性を担っている。その後、腮部の面圧降伏、胴付き部上部での割裂を伴い、最終的には腮下部分での目違いにかけてのせん断破壊が生じた段階で終局耐力（最大耐力）を迎える。このことから、例えば同継手に引張り軸力が作用する場合、中立軸位置が変わるだけでなく、せん断破壊発生が想定より先行する場合が考えられる。そのような場合は、追掛け大栓継ぎの引張りに関する理論式を用い、軸力、曲げモーメントそれぞれに対する許容耐力の検定を行ったのち、複合応力の検定を行うなどの方法を考慮しなければならない。このような場合の理論式については、今後も検討の必要がある。鉛直方向のせん断力については大栓の一面せん断抵抗が大部分を負担すると予想されるため、軸力に比して敏感にならずともよいが、構造計画上はなるべく応力の小さい部分に継手を配することが重要である。
また、以上と同様の理由から、嵌合度についても留意する必要がある。理論式上では表現されていないものの、通常は腮部にテーパーを設け、男木と女木の部材上下端が揃う位置より下には移動できないように加工を行う。この加工と組み立ての際、嵌合度を高くして叩き入れることで、初期支圧力により剛性は向上するものの、せん断破壊の発生が計算上より先行することとなる。このことは、「曲げ」に対してだけでなく、「引張り」に対しても関係性が深い事象である。施工の際には、軽く叩いて男木女木が同一レベルになる程度の嵌合度とし、大栓によってそのせん断ずれを防止することを心がけるのが良い。

○設計における考え方と適用範囲
元来継手には曲げ性能を期待していないため、剛性・降伏・終局までを考慮した復元力特性を設定する必要はないものと考えられる。しかし、有る程度の曲げ性能を有していることから、全体の変形モードに影響を与えると考えられる場合には、フレーム解析モデル中に回転バネとして設定しても良い。この場合には、応力解析によって軸力を大きく負担しないことを確認する必要がある。
フレーム解析を用いない場合には、前述した 2 つの式によって最大耐力を算定し、継手位置の存在応力に対して安全であることを確認する。この場合、上述した実験経験上、以下の方法によって簡便に対応する方法が考えられる。
１．耐力の算定に必要となる剛性評価式の簡便化
剛性評価式の性質上、腮の寸法によって中立軸位置があまり変化せず材下端から材背の 3/5程度の位置にくることとなる。したがって、剛性評価式は、下式として良い。
k H 2 {108α eH + 32WH + 60 µ LW } + 375k s L2
KR = E 1
3000

材料の適用条件としては、抵抗機構の性質から、一般に良く用いられ、ヤング係数とせん断強度の相関が高い針葉樹材（スギ、ヒノキ、ベイマツなど）とする。また、冒頭で示したように、内部割れ等の影響が最大耐力に大きく影響することが考えられるため、欠点部を含めて、木取りに留意する必要がある。

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