研究結果報告書

接着鋼板と既製梁受金物による木質ラーメン構造の接合の研究
東京大学大学院農学生命科学研究科生物材料科学専攻木質材料学・研究性㈱ユー建築工房＋木工法研究所
博士（工学）
・一級建築士
丸山純夫
要旨
木造建築の接合強度は一般的に材料強度の 20〜30%である。接合強度が材料強度の 100%である鉄骨造や鉄筋コンクリート造より接合効率が大きく劣る。本提案は木造在来軸組構造用の金具工法に用いる既製の梁受金物を利用した木造ラーメン構造用の接合である。接合効率を高めるため木部内の柱の鋼管と梁の鋼板をエポキシ樹脂接着剤で接着した接着金物に接続金物の梁受金物と引張ボルトの接合金物を直接接触させるメタルタッチにより接合部応力を伝達できる接合である。この接合は自然木の特性のばらつきを回避して鋼の安定的な特性に変換する機能を持つ。本接合のメタルタッチの機能による接合効率は曲げ-せん断実験の結果から既往の接合より２倍程高まることが確認できた。
1.はじめに解が可能なため、架構の組立ては鉄骨造と同様に現場で行う。予め工1)

木造の接合 は引きボルト型、ドリフトピン型、合わせ梁型などがある。この従来の接合部の強度は鉄骨造や鉄筋コンクリート造の様に材料強度にはならずに 20～30％程度2)である。そこで接合部の強度を高めるため金物と接着剤を用いた従来の接着工法

3),4),5)もある場で柱の接着鋼管内を貫通する引張ボルトで柱に梁受金物を取り付けておき、現場では梁を柱の梁受金物に梁内の接着鋼板のスリットに落とし込み、D:ドリフトピンを梁の側面から打ち込み取り付ける。
3.接着鋼材梁受金物接合の応力伝達形式

が強度は高いが靭性に乏しい。また架構の一般的な接着作業は現場

本接合の柱梁接合部 Fig.3 が具備する Table1 の材料によるメタルのため作業性が悪い。提案の接合は鋼の特性を活かして接合効率をタッチ機構の応力伝達形式について、Fig.2 と Fig.4 の模式図を参照

高めるため、接合部材双方の内部に接着剤で固着した鋼材の接着金

して説明する。本論は仮定外の軸方向力やその他の応力の検定は従来

物と、Fig.1 左図に示す木造在来軸組構造の金具工法

6),7),8),9)に使う既製の梁受金物（以後、梁受金物）と引張ボルトの接続金物を組の規定 13),14)に準拠する。また接合部は接着金物の接着強度が接続金物の耐力以上に担保されているとして論ずる。

み合わせた接合 10)（以下、接着鋼材梁受金物接合,本接合）である。
接着鋼材梁受金物接合は柱梁接合部の接続金物自体の引張実験 9)と柱梁接合部の曲げ-せん断実験 10)との接合部性能の整合から木造ラー
メン構造に実用可能なことを確かめる。

Bolt hole12.7φ

Slit width 4.9 mm

2.接着鋼材梁受金物接合の概要
木造の接合は釘、ビス、ボルト、ドリフトピン、座金などの金物と木材を直接接触させて応力を伝える。同様に柱梁接合部の梁受金物
7),8)も梁の側面からドリフトピンを打ち込み、ドリフトピンを梁の木材に直接接触させて応力を伝える。一方、提案する木造ラーメン構造
用の本接合は既往の研究 12)の応力伝達形式の知見を応用した接合である。この接合の応力伝達形式の模式図を Fig.2 に示す。
本接合の接合金物は、外力により作用する曲げモーメントとせん

Drift pin hole 12.5
φ
Glued steel
steel plate
plate
Premade beam bracket(in mm)Glued
Fig. 1Bentsteel
Premade beam bracket and glued steel plates

Bent steel plate

断力の複合力に対して B:引張ボルト及び C:梁受金物 8) Fig.1 左図の接続金物と以下の接着金物で抵抗する。柱の接着金物は梁受金物を取付ける引張ボルトのために、柱に貫通させた A:鋼管（以後、接着Beam鋼管）を E:接着剤で固着する。また梁の接着金物は Fig.1 右図に示す
梁受金物の折曲げ鋼板を差し込むため、梁内に 2 枚でスリットを設けた E:鋼板（以後、接着鋼板）を E:接着剤で固着する。本接合は鋼の特性を活かすため木部材内の接合金物を相互のメタルタッチで各種応力を伝達する機構（以後、メタルタッチ機構）を持つ接合 12)である。

Post
Fig.2 Schematic figure of metal touch

Note: Broken line circles show planes of metal touch
A: Glued steel pipe B: Tensile bolt C: Beam bracket
D:Drift pin E: Glued steel plate F: Glue

施工は接着剤の充填を確実にして接着強度を担保するため、現場で本接合の外力による曲げモーメントとせん断力は木部材端部の接行わず作業環境がよい工場で行う。また接着剤は接着が断続的になら合部に作用する。外力に対して接続金物の引張ボルト(両ネジボルト 2×2-ない様に流動性がよい接着剤を用いる。本接合は接着剤を用いても分M12，ネジ強度 8.8)と梁受金物(2-t3.2×100×135×40)を設けて引張力と圧縮力の偶力の働きで抵抗する。
引張力は梁部材から接着鋼板とドリフトピン(12φ×115)を介した支きる。本接合は従来の接着工法には無い鋼の高い靭性に変換できる応力伝達形式に新規性 10)がある。接着金物の接着強度が接続金物の耐力

圧力が引張力として梁受金物に入力される。この引張力は梁受金物を以上にすれば木造も鉄骨造と同じ応力伝達として考えられる。

ナットで止めた板座金(t8×30×120)からメタルタッチで柱の接着鋼管(304.メタルタッチ機構による接合部性能の評価

φ×t3.2)を貫通する引張ボルトに伝わる。さらに引張力は引張ボルト

本接合の木造ラーメン構造の接合部性能（終局曲げモーメント Mu,の柱外面の座金（30φ×t8）と接着鋼管端面とのメタルタッチの支圧力

降伏曲げモーメント My, 終局回転角θu,降伏回転角θy,塑性率μ,回で接着鋼管から柱部材に伝わる。

転剛性 Kθは、前節で想定した応力伝達形式を踏まえて評価 10）する。

圧縮力は梁の接着鋼板からドリフトピンを介した支圧力が、梁受金物底面の圧縮力になり、柱外面の接着鋼管端面にメタルタッチで柱部材に伝わる。この応力伝達形式のため引張ボルトは圧縮力の影響を受
けずに引張力だけを負担する。

Table1 に示す試験体材料の接続金物の特性値において、引張ボルトの破断伸びηと降伏比（降伏点/引張強度）は JIS 基準 B1051 の普通ボルトに示されるが、複合する接続金物の引張ボルトと梁受金物の終局伸びΔu と降伏伸びΔy は予め分からない。そのため接続金物自体の引張実験は引張荷重と伸びをそのまま接続金物の終局引張強度 Tu 降伏
引張強度 Ty と終局伸びΔu 降伏伸びΔy とし、曲げ-せん断実験は試
験機の水平加力の荷重と終局変位δu 降伏変位δy を基に、接続金物の終局引張強度 Tu 終局伸びΔu と降伏引張強度 Ty 降伏伸びΔy を求めて評価する。本接合部は Fig.5 の様に外力による曲げモーメント
Mu,My とせん断力 Qu,Qy の複合力が加わる。曲げモーメント Mu,My に対する抵抗機構は一対の接続金物の終局と降伏の引張強度 Tu,Ty と圧縮強度 Cu,Cy の偶力である。梁受金物の 4 本のドリフトピン中央の合力が引張ボルトの引張強度 Tu,Ty で伝わる。一方の圧縮強度 Cu,Cy は、
梁受金物の４本のドリフトピン中央の合力が梁受金物底面から柱の最外縁部の接着鋼管端面に作用する。この偶力はメタルタッチ機構にFig.3 Joint of the post and beam

せん断力は梁の接着鋼板からメタルタッチによるドリフトピンを介した支圧力が梁受金物に伝わる。柱梁接合部の接合面は、梁の端面より木の特性に依存しない。隅力が作用する２点を結ぶ距離の応力中
心間距離 J は、隅力の作用点の位置の違いからαの傾き 16)がある。
Fig.4 の応力中心間距離Ｊを本接合の曲げ-せん断実験における実験
体スギ 120×450 の梁せい D=450mm から求めることにする。Fig.3 に示の梁受金物底面と柱側面の接着鋼管端面に、偶力の圧縮力と柱の引張

す引張ボルト心間寸法 L は梁受金物を梁の上下面に合わせて取付ける

ボルトのネジ締結のトルクによる圧縮力が作用する。せん断力をこのため L=D-2・55=340mm になり、Fig.1 の梁受金物の寸法の 2 本の引張圧縮力から生じる梁の材軸直角方向の摩擦力で柱材に伝える。せん断

ボルト間中心 35mm を加えた L+35=375mm と梁受金物の寸法によるｄ力が増してこの摩擦力以上になると、梁受金物は柱の接着鋼管端面上=85mm から、応力中心間距離 J は J=√(ｄ2+K2)= 385mm になる。梁のせを変位(滑り)して、引張ボルトが接着鋼管内の空隙だけ移動し、接着ん断力は、梁の偶力の圧縮力が梁受金物底面と最外縁部の柱の接着鋼

鋼管内面に接触して引張力とせん断力を同時に伝える。しかし梁受金

管端面にメタルタッチで接触して、その圧縮力と接触面の静摩擦係数

物の接着鋼管端面上の変位(滑り)が起きない許容できるせん断力は、

β17)から生じる摩擦力で抵抗する。この許容できる終局摩擦力 Qu は

偶力の圧縮強度による摩擦力である。

接続金物の偶力の終局圧縮強度 Cu(＝終局引張強度 Tu)による摩擦力

そこで木造における曲げ材の中立軸ついて従来の柱梁接合と本提案の接着鋼材梁受金物を Fig.4 を参照して考察する。従来の柱梁の引きボルト式モーメント抵抗接合 15)は曲げの偶力による一対の引張力と圧縮力の応力中心間距離Ｊによる、圧縮力の接合面は、繊維方向の梁木口から柱側面の繊維直角方向に三角形分布のめり込み応力が作用する。この三角形分布のめり込み応力の接触面積は曲げモーメントに抵抗する圧縮力の変化と共に変わる。それに相応してめり込み応力である。
Qu＝β・Cu

(kN)

・・・①

Qy＝β・Cy

(kN)

・・・②

また終局回転角θu降伏回転角θyは、接続金物自体の実験値あるいは
柱梁接合部の曲げ―せん断実験から算出する接続金物の終局伸びΔu
降伏伸びΔyを応力中心間距離Jで除した値になる。
θu=Δu/J(×10-3rad.)・・・③の合力の圧縮力の作用点が変位する。また木のばらつきがあるめり込
み応力の特性から応力中心間距離Ｊが変わり中立軸は定まらない。一方、本接合の柱梁接合部の曲げによる偶力の圧縮力は、梁受金物底面と接着鋼管端面を圧縮する。この圧縮力から生じる接触面の摩擦力は偶力を担う引張ボルトに破断がない限り働く。曲げモーメントと共に変化する圧縮力の応力はメタルタッチの集中分布であり、接触面の位置は不動(Fig.4 の回転中心(固定点)) 16)である。そのため応力中心間
距離Ｊと中立軸は一定である。
本接合の接合金物は接着金物（接着鋼板、接着鋼管）と接続金物（梁受金物、ドリフトピン、引張ボルト）で構成するメタルタッチ機構は従来の木造の接合部を木の特性であるめり込みのばらつきを回避でFig.4 Stress and deformation of the jointof the beam and post

Table 1. Sample materials and their properties
Young’smodulus

Steel type

Metal parts
Glued steel plate

SS400

Drift pin
Beam bracket

S45C
SS400

Plate washer

S35C

Glued steel pipe STKM13AP

σy N/m ㎡

Tensilestrength
σu N/ｍ㎡

Breaking
elongation

Eｔ N/ｍ㎡

Yield
strength205000205000

245
345

400

21

570

205000

245

20

400

21

205000305

510205000

23

245

400

21

η ％

Tensile bolt

SWCH45205000

640

800

12

Washer

STKM13205000

245

400

21

Column/Beam
SamplesMaterial

Young’smodulusN/ｍ㎡

Bonding
material

Type

Glue

2-part curing
epoxy resinglue

Standard material strength
Bending

Shear

N/ｍ㎡

22.5

2.1

18.6

Main agent Hardener

Thickness

Viscosity

Epoxy
resin 2 g

2.5 mm

500ｍPa.s.

5500

Polyamidoamine 1 g

N/ｍ㎡

Fig.5 Tensile experiment of the joint parts†1 The tensile bolt is an M12 stud bolt with strength 8.8 and effective cross section 84.3 mm2.
†2 The physical properties of metal parts are those of JISG4051 for the steel plates and of
JISB1051 for the bolts.
†3 The glued steel plates and steel pipes were shot blasted or pickled to remove mill scale.
†4 The sample pieces of the column and the beam are laminated wood meeting Japanese
Agricultural Standards.
†5 The measured average characteristic values of the column and beam samples were Young’s
modulus 8,850 N/mm2, density 0.40 g/cm3, and moisture content 12.4%.

(×10-3rad.)θy=Δy/J

Photo 1. Beam bracket
damaged in the tensile
experimentCompressive

N/ｍ㎡

Cedar
laminated wood E55―F225(same grade)(in mm)・・・④

Fig.6 Tensile load andelongation of the joiparts

Fig.7 Load and distortionof the strain gaugeof sample ST-01

伸びδmax は 8.68mm,8.35mm, 8.15mm から平均で 8.40mm になる。

木構造では靭性を担保するため、めり込み塑性変形から塑性率μをFig.7 のグラフは引張ボルトの 1 軸の歪ゲージ○
b1 ,○
b2 と梁受金物の6～129)程度に設定することが推奨されている。しかし本接合は、引張2 軸の歪ゲージ○
k1 ,○k2 は同じ最大引張強度 Tmax を示している。これ

ボルトと梁受金物を組み合わせた接続金物の降伏点は明確ではなく、は接続金物と治具がメタルタッチ機構の応力伝達形式のため応力の塑性率μは目標とする設定は行わず接合金物に委ねる。

ロスが生じないことを示す。なお梁受金物の 2 軸の歪ゲージ○
k1 ,○
k2

・・・○
5

μ=θu/θｙの歪は、最大引張強度 Tmax の時点で減少した。原因は梁受金物とド

終局曲げモーメントMu,降伏曲げモーメントMyは偶力の終局引張強度

リフトピンの接触による支圧力のため、梁受金物の折曲げ鋼板に局Tu降伏引張強度Tyで求める。

部的な歪硬化 17)が生じて歪が減少したと推察できた。なお梁受金物

My= Ty・J・10-6(kN・m)

・・・○
6の 2 軸の歪ゲージ○
q1 ,○
q2 は引張ボルトと梁受金物の偏心による引張

Mu= Tu・J・10-6(kN・m)

・・・⑦

力の分力からの水平方向の応力と歪を示している。それは引張ボル

なお回転剛性KθはMyとθyから求める。
（ｋN・m/rad.） ・・・⑧

Kθ=My/θy5.接続金物自体の引張実験
5.1 試験体と実験方法
Table1 に示す試験体材料を使い、Fig.3 柱梁接合部と同じ接続金物にした梁受金物に 4 本のドリフトピンを差し込み、2 本の引張ボルトで取り付けた 3 体の試験体を、Fig.5 の様に試験機の冶具に取り付けて 引張荷重 P を単調加力 1mm/1min.で損傷するまで引張実験を行った。

印の１軸の歪ゲージ○
b1 ,○b2 で２本の引張ボルトの歪を測定した。2 本の引張ボルト心と梁受金物の 4 本のドリフトピンの合力
心の偏心量 12.5mm の影響を見るため、梁受金物の折曲げ鋼板に貼りつけた印の 2 軸の歪ゲージ○
k1 ,○
k2 で垂直方向の歪と○
q1 ,○
q2 で水

平方向の歪を測定した。また試験機で引張荷重と伸びを測定した。
5.2 実験結果と考察
Fig.6 は試験体 3 体（ST-0１,ST-02,ST-03）の接続金物の引張荷重と伸びを示す。損傷状態は全ての試験体で梁受金物が Photo 1 の様にドリフトピン穴間の破断になった。この最大引張強度 Tmax は
110.86kN,106.39 kN,109.35kN から平均で 109.53kN になった。しかし Fig.6 のグラフでは鋼特有の降伏棚 12)は両ネジアンカーボルト
SNR400B（JIS 基準 B1220）の様に明確には現れなかった。また最大

トと梁受金物のドリフトピンの合力の偏心のため水平方向の歪が生じている。この接続金物を従来の引きボルト式モーメント抵抗接合
15)に前節の梁スギ 120×450 で算定した応力中心間距離 J=385mm を用いた場合の最大曲げモーメント Mmax は、最大引張強度 Tmax に応力
中心間距離 J を乗じた Mmax=Tmax・Ｊ=109.53×0.385=42.68 kN・mになる。平均の最大回転角θmax は、最大伸びδmax（Δmax）に応力
中心間距離 J で除したθmax=Δ/=8.40/385=022rad.になる。なおこの算出方法は以後の接合部性能の検証に用いる。
6. 柱梁接合部の曲げ-せん断実験
6.1 試験体と実験方法
本接合は曲げモーメントとせん断力の複合力の接合部性能を得るた
めに曲げ-せん断実験11）を行った。曲げ-せん断実験の柱梁接合部の試
験体材料の種類と特性をTable1に示す。試験体は3体にして、3回正負交番で水平加力P(以下、荷重)をTable2に示す加力スケジュールで接合部が破損するまで行った。測定はFig.8の試験体図に示す引張ボルトの印の１軸の歪ゲージ○
a ,○
b ,○
d ,○
e と梁受金物の軸の歪ゲージ○
c1 ,○
c2 ,○
f1 ,○
f2 によるものと印の2

印の①～⑦の変位計によるものである。１軸の歪ゲージは引張ボルトの長さの中央の片側の表面に接着剤で貼り付けた。引張ボルトは柱の接着鋼管を貫通す

るため、接着鋼管の中央の材軸方向の長穴13mm×30mmと柱の同位置に開けた30φの穴から歪ゲージのリード線を取り出した。
2軸の歪ゲージ
は梁受金物のコの字型の折曲げ鋼板の片側の鋼板に接着した。位置はTable 2. Force schedule of the bending -shear experiment
Cycle

Rotation angle (rad)Cycle

Rotation angle (rad)

1
1/450
5
1/75

2
1/300
6
1/50

3
1/200
7
1/30

4
1/150
8
1/15

梁受金物の柱面から25mm内側のドリフトピン4本の中央にした。リード
線は梁上下縁の50mm×30mmの欠き取り部から取り出した。変位計は試
験体の外面に所要の位置に設置した。
曲げモーメントと回転角の関係を求めるためFig.8に示すロードセ
ルで荷重Pと変位δを測定した。回転角θはこの変位δをロードセルの加力点から柱心までの距離で除した値である。試験体の変位δは変位
Photo2. A beam bracket
damaged in the bending-shear experiment

計②,③で梁と柱の相対変位を、変位計④,⑤で梁の変位を測定し変位計⑥,⑦で柱の変位を測定した。1軸の歪ゲージ○
a ,○
b ,○
d ,○
e は柱の引張ボルトの材軸方向の歪を測定した。2軸の歪ゲージ○
c1 ,○
c2 ,○
f1 ,○
f2 は

30

、梁の上端と下端（Fig.8では左右）の梁受金物の垂直方向の引張応力20と水平方向のせん断応力の分力の歪を測定した。

1006.2 実験結果と考察-20

Fig.9 に本接合の試験体 3 体の曲げ-せん断実験の荷重-変位関係曲は見られないため、接着耐力は接合金物の耐力以上に担保できていた。試験体 3 体(M-01,M-02,M-03)のロードセルの最大水平加力 Pmax
は 22.09kN,22.41kN,21.29kN になり平均で Pmax＝21.93kN である。

-10

0

-20

線を示す。全ての試験体は Photo2 の様に引張力による梁受金物のドリフトピン穴間の破断になった。木部材と接着金物の接着部の損傷

➃

-30

20

➄

（単位ｍｍ）(in mm)Fig.８The unit of a beam-post joint
for the bending-shear experimentFig.10The load-displacement
curves obtained in thebending-shear experiment
for the beam-post joint

接合部の最大モーメント Mmax は加力点間距離 H=2.00m を乗じて
Mmax= 21.93×2.00=43.86kN・m になる。その最大変位σmax は 52.54
mm,54.50mm, 55.10mm で平均は 54.05mm になり、平均の最大回転角θmax はロードセルの最大変位σmax を加力点間距離 H=2000mm で除したθmax=54.05/2000=0.027rad.になった。
接続金物の引張強度 Tmax を本実験の実験値から算出すると、最大モーメント Mmax を前節の接合部性能の評価で算定した応力中心間距
離 J＝385mm で除して求めた最大引張強度は、Tmax= Mmax/J= 43.86/
0.385=113.92kN である。曲げ－せん断実験の最大引張強度 Tmax は接Fig.9 The load-elongation curves obtainedin the bending-shear experiment for the beam-post joint

続金物自体の引張実験の最大引張強度 Tmax=109.53kN とほぼ等しグラフは Fig.8 の 2 本の引張ボルト○
a ,○b を示し、第 2 象限と第 4い。これは本実験の接続金物が接続金物自体の引張実験のメタルタ

象限のグラフは Fig.8 の片側 2 本の引張ボルト○d ,○e を示す。水平ッチ機構と同じ応力伝達形式のためである。

加力 P の荷重における引張力(以後、引張力)の引張ボルト○
a ,○
b が

なお梁受金物の損傷の終局強度は時系列的に高い値と低い値を示

第 1 象限の歪の時に、片側の引張ボルト○d ,○e は第 4 象限の水平加す。Photo2 から分かる様に梁受金物の折曲げ鋼板の 2 枚にドリフト

力 P の荷重における圧縮力(以後、圧縮力)の歪を示し、荷重は偶力

ピンの支圧力が終局時は均等に働かず、片方の主支圧部の鋼板が破のため同じ値である。第 1 象限と第２象限の引張力の歪より第３象断した直後に残りの鋼板が支圧されて破断する。そのため終局強度

限と第 4 象限の圧縮力による歪は小さい。この歪は進展せずに一定に時間差が生じていると推察する。そこで梁受金物の折曲げ鋼板のの範囲に納まっている。また中立軸から遠い引張ボルト○
a ,○
e は中

ドリフトピン穴間で破断した時の支圧強度 18),19),20) を試算して見立軸に近い引張ボルト○b ,○d より引張力は大きい。引張ボルトは中る。この破断部を実測した破断長さｌ=77.6mm と鋼板の厚さ 3.2mm の立軸に対して等距離に配置されずに荷重による引張力に違いがある

有効断面積 At=248.3 mm2 に、SS400 材の引張強度σu=400N/mm2 を乗Fig.12 は Fig.8 に示す梁受金物の 2 軸の歪ゲージ○
c1 ，○c2 で測定しじた理論上の引張強度 Tmax は 99.32kN である。実験による引張強度

た荷重と歪の関係のグラフである。歪が大きく進展する第 2 象限とTmax は 113.92kN であり 15%程大きい。これは梁受金物の製造時の加第 4 象限の○c1 のグラフは引張力の垂直方向の歪を表す。第 1 象限と17)による引張強度の増加が原因と思われる。

第 3 象限の Y 軸に接近して歪が進展しない○
c2 のグラフは水平加力 P

Fig.10 は変位計○4 ,○5 の荷重と梁の変位 δ4,δ5 のグラフである。

の荷重によるせん断力(以後、せん断力)の水平方向の歪を表す。

工の歪硬化

4 , 5 のグラフは X 軸に対して対称になり荷重と変位は同じ値を示○○

Fig.13 のグラフは梁受金物の 2 軸の歪ゲージ○
f1 ,○
f2 で測定した荷重す。これは梁受金物底面の接着鋼管端面上の変位(滑り)が起こらずと歪の関係のグラフである。歪が大きく進展する第 1 象限と第 3 象

梁の移動はないことを示す。

限の○
f1 のグラフは、引張力による垂直方向の歪を表す。第２象限とFig.11 は一対の 2 本の引張ボルトを１軸の歪ゲージで測定した荷第 4 象限の Y 軸に接近して歪が進展しない○
f2 のグラフはせん断力の重と垂直方向の歪のグラフである。この図の第 1 象限と第 3 象限の

水平方向の歪を表す。Fig.12 Fig.13 は偶力のため荷重と歪は正負

Fig.11 Relation between load and strain of
a , ○
b , ○
d , and ○e
the tensile bolts ○Fig.12 Relation between load andstrain of the beam brackets ○f1 and ○f2

Fig.13 Relation between load andstrain of the beam brackets ○c1 and ○c2が異なる対称のグラフになっているなお引張ボルト Fig.11○
a ,○
b ，

実験の知見と同様に応力中心間距離 J は一定になることも分る。そd , e の第 1 象限,第 2 象限と梁受金物の Fig.12 c2 の第 2 象限、第 4○○のため試験体と異なる大きさの柱梁の接合部性能はその応力中心間

象限と Fig.13○
f2 の第 1 象限、第 3 象限の垂直方向の引張力は同じで

距離 J と Table 3 の接合部性能を用いた算定値に低減率 9)を掛けてあるが、引張ボルトの垂直方向の歪は梁受金物の方がわずかに小さ実用可能である。

○

い。これは引張ボルトと梁受金物の材質や引張力か支圧力かの応力の違いが原因と推察する。

そこで本接合と従来の接合の接合効率を以下に比較する。木造在来軸組構造の金具工法は参考文献 9)による本接合に利用している梁接続金物に貼り付けた歪ゲージの引張ボルト Fig.11○
a ,○
b ，○
d ,

受金物 (引張ボルト 2- M12,Ae=168mm2,ネジ強度 4.6,スギ異等級集成材 E65-F225，梁梁e の第 3 象限、第４象限の圧縮力による垂直方向の歪は Y 軸に接近○して進展せずに一定の範囲にとどまる。また梁受金物 Fig.12○
c2 ，
Fig.13○f2 のせん断力の水平方向の歪も Y 軸に接近して進展せずに一

105×180～330)の短期基準引張強度は P０=11.94kN になっている。この最定の範囲にとどまる。これは梁受金物底面と接着鋼管端面の圧縮力

Tu=113.92kN であり 6 倍以上になる。また従来の引きボルト式モーメの作用点に変位は無く梁の移動も無いことを示している。

ント抵抗接合(引張ボルト 1 M16,Ae=-157mm2,SNR400B,スギ対称異等級構成集成材，梁

なお本接合の許容せん断力 Qmax は梁受金物が破断した最大引張強

大引張強度は概算で Tu=3/2・P０=3/2・11.94=17.91kN になる。提案の接着鋼材梁受金物接合は曲げ－せん断実験から最大引張強度は120×450,E65-F225,材料の曲げ強度 91.12kN･m)は文献 2)から終局曲げモーメン

度 Tmax=113.92kN と同じ値の圧縮力による摩擦力である。推定する
許容せん断力 Qmax は、この実験値を用いて Qmax=β・Tmax=0.45・
113.92kN=51.20kN（鋼と鋼の静摩擦係数 17)β=0.45）になる。この推定する許容せん断力は本実験の試験体にせん断力として最大水平加力の荷重 Pmax=21.93kN より大きい。そのため推定値からも実験の知見と同様に梁受金物底面と接着鋼管端面の変位(滑り)は起こらず、
引張ボルトにせん断力は作用しないことが分る。
7.接着鋼材梁受金物接合の接合部性能の検証
Fig.14 は柱梁接合部の曲げ-せん断実験からの曲げモーメントと回Fig.14 M-θ curves in the bending-shear
experiment for the beam-post joint

転角関係の M-θ 曲線のグラフである。モーメント M は Fig.８に示す
ロードセルで測定した水平加力の荷重 P を柱心から加力点高 H=2.0m

Experimを乗じた M=2.0・P で求めた。回転角θは変位計④の変位δ4 と変位
Experimen

計⑤の変位δ5 の相対変位の和を、その変位計間の距離 580mm で除したθ=(δ4+δ5)/580 を真の回転角θにしている。
Fig.15 ,Fig.16 のグラフは、4 節の接合部性能の評価の○1 ～○8 式に基づく柱梁接合部の曲げ-せん断実験と接続金物自体の引張実験を代替えにした仮想の柱梁接合部の曲げ-せん断実験の M-θ曲線からの包絡線 9)Fig.15 とバイリニア曲線 9)Fig.16 である。実線のグラフは
曲げ-せん断実験を示し、破線のグラフは仮想の曲げ-せん断実験を示す。なお接続金物自体の引張実験を代替えした仮想の曲げ－せん
断実験にするのは、接続金物の引張ボルトと梁受金物の複合する終局伸びδu と降伏伸びδy が分らず、曲げ-せん断実験の結果と比較できないからである。その M-θ曲線は Fig.6 の接続金物自体の引張
実験の引張荷重と伸びを用いて 5.2 実験と結果の末尾の算出方法により作成している。Table 3 は曲げ-せん断実験と仮想の曲げ-せん断実験の M-θ曲線の接合部性能を比較した表である。代替値/実験値は0.8～1.1 になり Fig.15,Fig.16 のグラフがほぼ一致することを示

Fig. 15 Envelopes of M-θ curves

Fig.16 linear curves

Table 3. Comparison of the experimental values of joint
performance and its substitutes
δmax,Δmax

J, H

Mmax

θmax

（kN）

（mm）

（mｍ）

（ｋＮ・ｍ）（×10 rad.）(ｋＮ・m)

ST-01

110.86

8.68

385

42.68

22.55

39.22

ST-02

108.39

8.35

385

41.73

21.70

37.28

ST-03

109.35

8.15

385

42.10

21.17

38.44

Sub. average

109.53

8.40

385

42.17

21.81

38.31

M-01

22.09

52.54

2000

44.18

26.27

41.47

M-02

22.41

54.50

2000

44.83

27.25

43.83

M-03

21.29

55.10

2000

42.57

27.55

39.11

Exp. Average

21.93

54.05

2000

43.86

27.02

41.47

1.0

0.8

0.9

μ

DamageSample No.

Tmax,Pmax

Sub./Exp.

Kθ

Mu

θu

My

(×10-3rad.)（ｋＮ・ｍ）

ST-01

24.72

24.97

9.44

2645

2.6

Bracket breakage

ST-02

25.89

24.65

9.63

2560

2.7

Bracket breakage

ST-03

24.56

24.10

6.58

3663

3.7

Bracket breakage

Sub. average

25.06

24.57

8.55

2956

3.0

Sample No.

θy-3（×10-3rad.） （ｋN・m/rad.）

M-01

31.05

24.34

8.29

2936

3.7

Bracket breakage

す。これは柱梁接合部の曲げ-せん断実験と接続金物自体の引張実験

M-02

30.82

26.65

10.57

2521

2.9

Bracket breakage

M-03

31.57

22.00

7.79

2824

4.1

Bracket breakage

が同じメタルタッチ機構の接合形式を持つからである。また前節のExp. Average

31.15

24.33

8.88

2760

3.6

Sub./Exp.

0.8

1.0

1.0

1.1

0.8

ト Mu=19.60kN・m は材料の曲げ強度の 21%であり回転剛性は kθ
=1400kN・m/rad.である。提案の接着鋼材梁受金物接合(引張ボルト 2M12, Ae=168mm2、ネジ強度 8.8,スギ同一等級構成集成材，梁 120×450, E55-F225.材料の曲
げ強度 91.12kN･m)は曲げ-せん断実験から終局曲げモーメントは Mu=

41.47kN･m を示し材料の曲げ強度の 45%になり回転剛性は kθ=2760kN・m/rad.になる。従来の引きボルト式モーメント抵抗接合よりも接合効率が 2 倍程高い。接着鋼材梁受金物接合は、メタルタッチ機構の応力伝達形式から従来の接合より接合効率が高まる。
8.まとめ
本提案の接着鋼材梁受金物接合は、接続金物自体の引張実験と柱梁接合部の曲げ-せん断実験の検証により以下の知見が得られた。そのため木造ラーメン構造に実用可能なことが確定できた。
(1)接着鋼材梁受金物接合の梁の曲げによる偶力の圧縮力の作用点
は、梁受金物の底面と柱の最外縁部の接着鋼管端面にメタルタッチ機構で偶力の回転中心(不動点）になる。そのため偶力の応力中心間距離 J は一定である。
(2)せん断力はその不動点に作用する圧縮力で生じる摩擦力が抵抗
して、引張ボルトにせん断力は作用しない。
(3)柱梁接合部の曲げ-せん断実験と接続金物自体の引張実験の仮想の曲げ-せん断実験による、M-θ曲線の包絡線とバイリニア曲線の接合部性能は等しくなる。そのため本接合では接続金物自体の引張実験から接合部性能は予測できることが示唆された。
(4)接着鋼板梁受金物接合は、短期基準引張強度が木造在来軸組構造の金具工法による梁受金物接合の 6 倍以上になる。また短期
許容曲げモーメントと回転剛性は従来の引きボルト式モーメント
抵抗接合の 2 倍になる。

なお木造の接合に金物と接着剤を汎用的 21)に使うには金物形状と樹種による接着強度とその検査方法などの標準化が必要である。
謝辞
本研究は（公財）大畑財団の助成の基で行ない、セメダイン㈱に接着剤の提供を受けました。関係各位に感謝致します。㈱テクノウ

492,June.2017.佐々木賢、太田尾玄秀、河原大、青木謙治、稲山正弘、大野英克、
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ッドワークスの大貫氏の加工の協力に感謝致します。実験を行った
栃木県林業センター研究部木材チームの方々に深く感謝致します。
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