使用データ No.
No.22 ～ 26
第2版

1軸組 - 接合部

1継手

06

金輪継ぎ
曲げ概要
主に横架材の継ぎ手部に良く用いられ、耐震改修の際の柱の根継ぎ部などにも用いられる金輪継ぎについて、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。特に根継ぎ部で用いる場合には、鉛直力によって顎部に大きな初期支圧が入力されて、回転中心軸位置等も異なることが予想されるため、本理論式の適用範囲外である。今回の実験では試験体数も少ないため、更に検討が必要という段階である。

共通データNo.22 ～ 26
第2版

1軸組 - 接合部1継手

06

金輪継ぎ曲げ●姿図・寸法 1）
L
L/2120H/2

込栓:シラカシ

No.
D2- 1
D2- 2
D2- 3
D2- 4D2- 5e1530453030H180
180180300
180⑩

試験体数
33333⑫④⑥⑤⑭⑦⑮⑧⑨⑬

軸組 - 接合部

850

加力

②1⑪L
300
300
300
300
450

No.22 ～ 26第2版

HH/2

e1560

1515③①2500

継手

実験概要

1図
【使用材料】

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）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、うモードとなること、継ぎ手長さが大きくなることによって接合部内の曲げ変形が生じることが予想されることから、腮幅と継ぎ手長さのプロポーションに留意する必要があるが、後述の実験結果からは、比較的腮幅が大きく継ぎ手長さの短いものが評価式の適用範囲となっている。同様のプロポーション、材料であれば適用可能であるが、それ以外のものについては更なる検討を要する。
また、追掛け大栓継ぎより、多くの割裂誘発機構が含まれるため、材の内部割れ、外部の干割れについては特に留意する必要がある。

金輪継ぎ
曲げ

追掛け大栓継ぎと同様に、腮幅が大きくなることによって腮から目違いにかけてのせん断破壊が割裂破壊を伴

06

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。

●理論式
L
L/2

L/2

W/2
Wege'jθpq
Δσp2･ xθpVn

Δσp2･ yp

図ypVnHΔσp2xq

VfNo.22 ～ 26
第2版

1Vf

H-yp

Δσp1･ (H-yp )剛性算出のための力学モデル【初期剛性】
32}

W

yp =

( W − 2α e ) ⋅ H ：回転中心軸位置
W − 2α ekα=E 2E k1

k2 =

1

：母材腮部分の繊維方向面圧と栓の全面横圧縮による合成面圧定数

Wk = E0 /  31.6 + 10.9 ⋅ 2
E 1：母材胴付き部分の繊維方向面圧定数 [N/mm3]E

k2 = E0 / ( 31.6 + 10.9e )E

k3 = E0 k / 25e ' ：込み栓の全面横圧縮剛性 [N/mm2]

E0：母材腮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]

：摩擦係数

06

K n ：へそとその受け側の合成めり込み剛性 [N/mm] （稲山式等による）

金輪継ぎ
曲げE0k ：込み栓の曲げヤング係数 [N/mm2]µ継手k2

121+kE 2E k3

軸組 - 接合部

241KR ={k 8α ey p 3 + 4W ( H − y p ) + 3µ LW ( H − y p ) + 12 K n L2E 1

【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{}

325G f GWL  E k1 8α ey p 3 + 4W ( H − y p ) + 3µ LW ( H − y p ) + 12 K n L2 
M f1 =2
1
172 µ E k1 ( H − y p ) − H−yHp

L/2θpΔθ
VfypHH-ypNo.22 ～ 26
第2版

ΔxΔδ

割裂発生時のモデル

1

胴付き上部Δδ
Δδ

Δθ

{軸組 - 接合部L/2L/2

θp（2）へそ下端高さでの割裂発生モーメントΔθθp}

HH

H-yp
(H+q)/222
5G f GW 2 L  E k1 8α ey p 3 + 4W ( H − y p ) Δx+ 3µ LW
Vf ( H − y p ) + 12 K m L Vf
Mf2 =2 121
288  K n L + E k1µW ( H − y p )  − 4
 H + q H Vnyp q)/2(H-G f ：エネルギー開放率

31G = E0 /15 ：母材のせん断弾性係数 [N/mm2]

継手

L/2θpΔδVf

割裂発生時のモデル

破壊性状

金輪継ぎ
曲げへそ下端部

Vn06(H-q)/2H(H+q)/2Δθ

（3）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 =( L − e ' ) xs + 2 β ⋅ F

k2 exs ( 2 y p − xs )sβ = ( e + g )( L − e '+ 2 j )Fs ：母材のせん断強度 [N/mm2]
LjL/2

L/4

L/4e'xs

Δσp2 ･ (yp -xs)ypHNo.22 ～ 26
第2版

H-ypθsΔσp2 ･ yp

1
軸組 - 接合部

腮下部

せん断破壊発生時の変形モデル

破壊性状

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継手検討を行うが、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

1●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

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。

MyKRMye <Ms, MfKR

θu

θθu

θ

F 
 FM ye = K R ⋅ min .  em , es  ：腮下部の面圧降伏モーメント k2 ⋅ y p k2 ⋅ y p Fem ：母材の支圧強度 [N/mm2]

金輪継ぎ
曲げMyM

Mye >Ms, Mf06

MFes ：母材の支圧強度 [N/mm2]

回転バネとしてモデル化する場合

zx●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。
32No.22 ～ 26第2版µ = 0.4 、G f = −162 + 1.07 ρ 、 ρ = 320 [kg/m ] 、 E = 7900 [N/mm ] 、
Fs = 1.8 [N/mm2]、 Fe = 19.4 [N/mm2]、 Fes = −8.2 + 35.4 ρ o 、 Fe = 19.4 [N/mm2]

443322110000.005

0.010.015

0.02

00.005（a）No.D2-10.010.015

0.020.0150.02（b）No.D2-26155124

軸組 - 接合部

5159136継手

2310000.005

0.010.015

0.0200.005（c）No.D2-30.01（d）No.D2-4

M [kN･m]06

θ [rad]00.0050.010.015

0.02（e）No.D2-5
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金輪継ぎ
曲げ9876543210

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.D2-2,D2-3,D2-4,D2-5 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。上記のどの試験体においても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。しかし、最終的な脆性破壊を生じたと予想される曲線の折れ点より、評価値のせん断破壊発生変形角が小さく算出出来ているのは、No.D2-3,D2-4 のみである。このことは、寸法の違いによる効果からかは確認出来ていないが、追掛け性がある。また、実験時の観察から、材の干割れが大きく、局所的にいくつか生じた割裂破壊部分がせん断破壊位置につながることで、評価値より小さい変形角で脆性破壊に至っている可能性が考えられる。

No.22 ～ 26
第2版

大栓継ぎに比して、目違い幅が大きくなることによる偏心モーメントの影響は、込み栓によって緩和される可能文献
1）河原大、青木謙治、稲山正弘：金輪継ぎの曲げ剛性・耐力算定式の提案、第 66 回日本木材学会大会（名古屋）、H27-07-1600、2016 年 3 月

1軸組 - 接合部
1継手
06
金輪継ぎ
曲げ

使用データ No.
No.22 ～ 26
第2版

1軸組 - 接合部

1継手

06

金輪継ぎ
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（栓の横圧縮抵抗との直列関係）、さらにへそ部分での引っかかり部でのめり込み抵抗が合成されて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、へそ下端部からの割裂を伴い、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、金輪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は、へそ部分しか抵抗機構が無いことから、基本的には抵抗性能は低い。構造計画上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。金輪継ぎの場合、先に男木女木をかみ合わせた後、栓を叩き入れて締めることで組み立てを行う。この組み立ての際、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するのが良い。

○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。
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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