外断熱工法構造設計指針案による構造計算例

目 次
１．鋼板工法（窯業系工法）
外装材：スーパーダイマ鋼板

断熱材：FP 板８５㎜

２．外装れんが工法
外装材：セラミックブロック

断熱材：繊維系・板状系兼用１００㎜

３．重量ユニット乾式工法（１）ブラケットを使用した例−その１−
外装材：ノバブリック
断熱材：繊維系板系兼用１００㎜（２）ブラケットを使用した例−その２−
外装材：ノバブリック
断熱材：繊維系・板状系兼用１００㎜（３）下地付ＥＰＳ断熱板
外装材：ノバブリック
断熱材：ＥＰＳ１００㎜
４．発泡プラスチック断熱材を使用した複合断熱パネル工法・湿式密着工法
外装材：不燃外装ボード・壁塗材 断熱材：ＥＰＳ１００㎜(社)北海道建築技術協会

１．鋼板工法（窯業系工法）
１．１

工法の概要
外装材に鋼板もしくは窯業系サイディングを使用した外断熱工法は、外装材がすでに木造や鉄骨造で広く一般に普及して様々な商品が市場に供給されており、工事の職種としても一般化されていることから最もオープン化しやすい工法と考えられる。外装材の取付下地としては、一般的なアン
グルや特殊なボルトを使用したものなどさまざまな提案がなされている(外断熱工法技術マニュア
ル３－４工法のオープン化参照)が、それらの基本的な形は、外装を取り付ける胴ぶちが存在し、その胴ぶちをアングルやボルトなどを介して躯体に取り付けることで共通している。断熱材に関しても繊維系断熱材および発泡プラスチック系断熱材の使用が可能(外断熱工法技術マニュアル参考資料－１関連法規参照)である。材料と施工の汎用性から最もオープン化が期待される工法である。
ここでは、鋼板及び窯業系サイディングを使用した工法の計算例として、下記の外断熱工法の構造計算例を示す。計算例は鋼板外装を主として示しているが、窯業系についても括弧書き等で付記している。
商品名：そとだんかべメイト（ダウ化工株式会社）
特徴:
断熱材は、圧縮強さが大きく、水に強いノンフロン押出法ポリスチレンフォームを使用。
断熱材の圧縮強さを活かし、外断熱外装下地工事を簡素化して施工の簡略化、工期短縮を図る。
胴ぶち材、コンクリートファスナーは耐食性の高い材料を使用。
分別解体が容易な完全乾式、非接着、非打込み工法。構成材料はすべてリサイクルが可能。

鋼製胴ぶち材

コンクリートビス
押出法ポリスチレン
フォーム
ガルバリウム鋼板

そとだんかべメイト施工例

そとだんかべメイト概略図1-1

１．２ 設計条件
１．２．１ 建物概要：立地地域、規模、躯体構法
建設地
札幌市
構造
鉄筋コンクリート造
基準風速
Vo = 32 m/s
建物の型
閉鎖型
建物の高さ
H = 16 m
地表面粗度区分
区分Ⅰ
１．２．２ 外断熱構成材料
構成材料
寸法
下地材
[形 20×60×t1.6
L 形 20×60×t1.6
断熱材
厚 85 ㎜
アンカー材
長 125×呼径 6.0
外装材
働き幅 150 ㎜（働き幅 300 ㎜）

材質等
高耐食性めっき鋼板製胴ぶち材
押出法ポリスチレンフォーム 3 種 b ノンフロン
ステンレス製コンクリートビス
ガルバリウム鋼板（窯業系サイディング）

60
2.3

20

20

60

2.3

一般部用

端部用

そとだんかべメイト胴ぶち材の形状

１．３ 地震力･風圧力･外装材自重などに対する検討(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
１．３．１ 外断熱構成材料の自重
鋼板
部位
材料
重量(kg/㎡)
外装材
ガルバリウム鋼板 0.6 ㎜
10
下地材[形 20×60×t1.6＠900
1.3
断熱材
押出法ポリスチレンフォーム 85 ㎜
3.0
計 14.3→15
窯業系
部位
外装材
下地材
断熱材

材料
窯業系サイディング[形 20×60×t1.6＠450
押出法ポリスチレンフォーム

85 ㎜

1-2

重量(kg/㎡)
20
2.6
3.0
計 25.6→26

１．３．２ 風荷重に対する検討
風圧力の算定風圧力は告示平 12 建告第 1458 号による。
1) 速度圧計算
建物高さ HH = 16 m
基準風速 Vo
32 m/sZb
Zb = 5 m
地表面粗度区分に応じた数値

ZG

ZG = 250 m

地表面粗度区分に応じた数値

αα = 0.10

地表面粗度区分に応じた数値

Er

α

 H 
 = 1.291
Er = 1.7
Z G

平均風速の高さ方向の分布を表す係数
H が Zb を超える場合

速度圧 q (N/㎡)22

q = 0.6 Er V0 = 1024 N/㎡

2) ピーク風力係数 Cf
正のピーク外圧係数 Cpe×Gpe
建築物の高さと軒の高さの平均 H = 16 m
H
当該部分の地盤面からの高さ(m)Z
Z が 5 以下の場合
Cpe
2α

5
 
H

Z が 5 を超える場合

Gpe
地表面祖度区分Ⅰ

Z
 
H

= 0.7922α= 1.00 (Z = 16 のとき)

2.1

Z=16

Cpi
Cf

建築物の内圧係数 Cpi = -0.5
風力係数 Cf＝Cpe×Gpe－Cpi＝2.1＋0.5＝2.6

負のピーク外圧係数 Cpe建築物の高さと軒の高さの平均 H = 16 m
H
Cpe－2.2
地表面祖度区分Ⅰ
H=16

Cpi
Cf

建築物の内圧係数 Cpi =0
風力係数 Cf＝Cpe-－Cpi＝-2.2＋0＝-2.2

3) 風圧力速度圧(N/㎡)

ピーク風力係数

風圧力(N/㎡)

W = q Cf
正
1024
2.6
2663
(N/㎡)
負
1024
-2.2
-2253
したがって、風圧力の最大値は、正圧 2663(N/㎡)、負圧 2253(N/㎡)となる。

1-3

１．３．３ 風荷重に対する検討
風荷重(正圧)に対する検討
外装材が正圧荷重を受けるとき、その荷重は横胴ぶちを介して押出法ポリスチレンフォームの圧
縮応力で受けることになる。押出法ポリスチレンフォームと横胴ぶちの有効接触幅を 5cm とする。
1)-1 鋼板外装（横胴ぶちを 900 間隔で取り付ける）の場合
横胴ぶち 1m 長さ当りの有効接触面積5×100 = 500 cm2/m
外壁 1 ㎡当りの有効接触面積500×1000/900 = 555 cm2
荷重の最大値
2663N/㎡2
有効接触面積 1 cm 当りの荷重 f
2663/ 555 = 4.8 N/cm2
押出法ポリスチレンフォームの圧縮強さ fb
19.6 N/cm2
押出法ポリスチレンフォームの圧縮弾性率 E
980 N/cm2
fb に対する安全率19.6 / 4.8 = 4.1 倍押出法ポリスチレンフォームの厚さ
8.5 cm
最大荷重時の押出法ポリスチレンフォームのひずみ
4.8 / 980×8.5 = 0.042 cm
許容変形量(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
1.0 mm (0.1 cm)以内
判定
0.042＜0.1 OK1)-2 窯業系外装（縦胴ぶちを 450 間隔で取り付ける）の場合
縦胴ぶち 1m 長さ当りの有効接触面積5×100 = 500 cm2/m
外壁 1 ㎡当りの有効接触面積500×1000/450 = 1111 cm2
荷重の最大値
2663 N/㎡
2
有効接触面積 1 cm 当りの荷重 f
2663/ 1111 = 2.4 N/cm2
押出法ポリスチレンフォームの圧縮強さ fb
19.6 N/cm2
押出法ポリスチレンフォームの圧縮弾性率 E
980 N/cm2
fb に対する安全率19.6 / 2.4 = 8.2 倍押出法ポリスチレンフォームの厚さ
8.5 cm
最大荷重時の押出法ポリスチレンフォームのひずみ
2.4 / 980×8.5 = 0.021 cm
許容変形量(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
1.0 mm (0.1 cm)以内
判定
0.021＜0.1 OK
風荷重(負圧)に対する検討
外装材が負圧荷重を受けるとき、その荷重は外装材を介して横胴ぶちの曲げ応力およびコンクリ
ートファスナーの引き抜き強さで受けることになる。
1)-1 鋼板外装（横胴ぶちを 900 間隔で取り付ける）の場合
コンクリートファスナーの引き抜き強さに対する検討
コンクリートファスナーの留め付け間隔
450 ㎜
外壁 1 ㎡当りのファスナー留め付け数
2.47 本/㎡
コンクリートファスナー引き抜き強さ fb
4000 N/本(コンクリート強度 Fc=21)荷重の最大値
2253N/㎡
fb に対する安全率
2.47×4000 / 2253= 4.4 倍
なお、コンクリートファスナー頭の鋼製横胴ぶちに対する引抜は、実験により 6000N の引抜強さに対してもコンクリートファスナーの破断や頭の引き抜けが発生しないことを確認している。

1-4

横胴ぶちの曲げに対する検討
荷重の最大値
横胴ぶち 1cm 長さに働く荷重
横胴ぶち 45cm 長さに働く荷重
横胴ぶち 45cm 長さ当り 3 点で外装材を固定するときの 1 点当りの荷重
胴ぶち支持スパン
胴ぶちの断面二次モーメント I
胴ぶちの断面係数 Z
最大曲げモーメント
最大曲げ応力度
胴ぶちの許容曲げ応力度 fb
fb に対する判定
胴ぶちの最大曲げたわみ

許容変形量(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
曲げたわみに対する判定

2253N/㎡
2253/(1000/900)/100 = 20.3 N/cm
20.3×45 = 914N
914/3 = 305N
45cm
0.474 cm4
0.306 cm3
11/32×305×45 = 4718N･cm
4718/ 0.306 = 15418N/cm2
1600×9.8 = 15680 N/cm2
15418< 15680 OK

23 × 305 × 453= 0.085 cm
768 × 2.1 × 9.8 × 106 × 0.474
1.0 mm (0.1 cm)以内
0.085 ＜ 0.1

OK1)-2 窯業系外装（縦胴ぶちを 450 間隔で取り付ける）の場合
コンクリートファスナーの引き抜き強さに対する検討
コンクリートファスナーの留め付け間隔
450 ㎜
外壁 1 ㎡当りのファスナー留め付け数
4.94 本/㎡
コンクリートファスナー引き抜き強さ fb
4000 N/本(コンクリート強度 Fc=21)荷重の最大値
2253N/㎡
fb に対する安全率
4.94×4000 / 2253= 8.8 倍
縦胴ぶちの曲げに対する検討
荷重の最大値
縦胴ぶち 1cm 長さに働く荷重
縦胴ぶち 45cm 長さに働く荷重
縦胴ぶち 45cm 長さ当り 1 点で外装材を固定するときの 1 点当りの荷重
胴ぶち支持スパン
胴ぶちの断面二次モーメント I
胴ぶちの断面係数 Z
最大曲げモーメント
最大曲げ応力度
胴ぶちの許容曲げ応力度 fb
fb に対する判定
胴ぶちの最大曲げたわみ

許容変形量(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
曲げたわみに対する判定

2253N/㎡
2253/(1000/450)/100 = 10.2 N/cm
10.2×45 = 459 N
459/1 = 459 N
45cm
0.474 cm4
0.306 cm3
3/16×459×45 = 3873 N･cm
3873/ 0.306 = 12657 N/cm2
1600×9.8 = 15680 N/cm2
12657< 15680 OK

5 × 459 × 45 3
= 0.056 cm
384 × 2.1 × 9.8 × 10 6 × 0.474
1.0 mm (0.1 cm)以内
0.056 ＜ 0.1
1-5

OK１．３．４ 地震荷重に対する検討
横(縦)胴ぶちおよび押出法ポリスチレンフォームと組み合わせたコンクリートファスナー1 本当
りの曲げ応力は実験から以下の値が得られている。(水平方向、鉛直方向とも共通)
300 N/本(1 ㎜せん断たわみ荷重)
水平方向の慣性力に対する検討
1)-1 鋼板外装（横胴ぶちを 900 間隔で取り付ける）の場合
コンクリートファスナーの留め付け間隔
450 ㎜
外壁 1 ㎡当りのファスナー留め付け数
2.47 本/㎡
外壁 1 ㎡当りの外壁支持力 fb
2.47×300 = 741 N/㎡
外装材総重量15 kg/㎡
水平方向の地震慣性力係数
1.0G(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
水平方向の慣性力
15×9.8×1.0 = 147 N/㎡
fb に対する安全率741/147= 5.0 倍
最大たわみ量1×147/741 = 0.20 ㎜
許容変形量
1.0 mm (0.1 cm)以内(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
判定
0.20＜1.0 OK1)-2 窯業系外装（縦胴ぶちを 450 間隔で取り付ける）の場合
コンクリートファスナーの留め付け間隔
450 ㎜
外壁 1 ㎡当りのファスナー留め付け数
4.94 本/㎡
外壁 1 ㎡当りの外壁支持力 fb
4.94×300 = 1482 N/㎡
外装材総重量26 kg/㎡
水平方向の地震慣性力係数
1.0G(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
水平方向の慣性力
26×9.8×1.0 = 255 N/㎡
fb に対する安全率1482/255= 5.8 倍
最大たわみ量1×255/1482 = 0.17 ㎜
許容変形量
1.0 mm (0.1 cm)以内(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
判定
0.17＜1.0 OK

1-6鉛直方向の慣性力に対する検討
1)-1 鋼板外装（横胴ぶちを 900 間隔で取り付ける）の場合
コンクリートファスナーの留め付け間隔
450 ㎜
外壁 1 ㎡当りのファスナー留め付け数
2.47 本/㎡
外壁 1 ㎡当りの外壁支持力 fb
2.47×300 = 741 N/㎡
外装材総重量15 kg/㎡
鉛直方向の地震慣性力係数0.5G(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
外断熱構成材料の自重
15×9.8= 147 N/㎡
鉛直方向の慣性力
15×9.8×0.5 = 74 N/㎡
鉛直方向の荷重合計
147 + 74 = 221 N/㎡
fb に対する安全率741/221= 3.3 倍
最大たわみ量1×221/741 = 0.30 ㎜
許容変形量
1.0 mm (0.1 cm)以内(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
判定
0.30＜1.0 OK1)-2 窯業系外装（縦胴ぶちを 450 間隔で取り付ける）の場合
コンクリートファスナーの留め付け間隔
450 ㎜
外壁 1 ㎡当りのファスナー留め付け数
4.94 本/㎡
外壁 1 ㎡当りの外壁支持力 fb
4.94×300 = 1482 N/㎡
外装材総重量26 kg/㎡
鉛直方向の地震慣性力係数0.5G(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
外断熱構成材料の自重
26×9.8= 255 N/㎡
鉛直方向の慣性力
26×9.8×0.5 = 128 N/㎡
鉛直方向の荷重合計
255 + 128 = 383 N/㎡
fb に対する安全率1482/383= 3.9 倍
最大たわみ量
1×383/1482 = 0.26 ㎜
許容変形量
1.0 mm (0.1 cm)以内(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
判定
0.26＜1.0 OK

1-7

１．３．５ 長期鉛直荷重に対する検討
横胴ぶちおよび押出法ポリスチレンフォームと組み合わせたコンクリートファスナー1 本当りの曲げ応力は実験から以下の値が得られている。
300 N/本(1 ㎜曲げたわみ荷重)
1) 横胴ぶちを 900 間隔で取り付ける場合
コンクリートファスナーの留め付け間隔
外壁 1 ㎡当りのファスナー留め付け数
外壁 1 ㎡当りの外壁支持力 fb
外装材総重量
固定荷重
fb に対する安全率
たわみ量
許容変形量
(外断熱工法構造設計指針案第 2 条)
判定

450 ㎜
2.47 本/㎡
2.47×300 = 741 N/㎡
15 kg/㎡
15×9.8= 147 N/㎡
741/147 = 5.0 倍
1×147/741 = 0.20 ㎜
1.0 mm (0.1 cm)以内
0.20＜1.0 OK

１．３．６ 結果
風荷重、地震荷重、長期鉛直荷重について外断熱工法の耐力を検討した結果、いずれの荷重に対しても十分な安全率が確保され、変形量についても外断熱工法構造設計指針案を満たすことが確認できた。
１．４ 躯体への変形追従性に対する検討(外断熱工法構造設計指針案第 3 条)
当工法においては、実験により 10 ㎜の変位(荷重 30kN 以上)に対して断熱材および胴ぶち材等の破断･脱落がないことを確認している。
外装材の変形追従性に関してはそれぞれについて検討が求められるが、鋼板外装やサイディングの金具留め工法などの、留付部の回転や嵌合部のスライドする動きで躯体の変形に追従することが可能
な外装材および留め付け方を取る必要がある。
以 上（ダウ化工北海道営業所 平川）

1-8

２．外装れんが組積工法
２．１

工法の概要

商品名：外断熱れんがシステム
れんがは非常に強度が高く、熱伝導率が小さい材料であるため、北海道の厳しい気候風土に適しているとともに、時間の経過や四季の移り変わりにより、様々な表情を醸し出す意匠的にも優れた建材のひとつである。
また、北海道では、本州とは異なった独自の技術体系が確立されたことや原料となる粘土が豊富であったことなどの理由から、れんがの文化が確立する下地が整っていた。特に札幌市に隣接した江別市では、古くから官民一体となった技術開発を行い、れんがの普及に努めてきた。その努力により、現在、江別市は、市町村単位において、国内で最大のれんがの生産量をほこり、「れんがのまち」として広くその名声が行き届
くこととなった。
このような理由から、古くから道内の至る所で建物にれんがが用いられてきた。有名なところでは旧北海道庁や札幌ビール園等があり、北海道の代表的な文化のひとつとなっている。
当社では、れんがの優れた材質を生かすとともに形状を検討することにより構造体として使用できる建材として、「セラミックブロック」の開発を行い、「補強セラミックブロック造」という工法を確立した。本
＜写真1 工法のイメージ＞
工法は、セラミックブロックを鉄筋で補強し、モルタ
ルにより一体化することで、地震に対して強く、また、れんがの優れた耐候性や意匠性を生かすことにより、公営住宅や農業倉庫などを中心に広く道内で使用されてきた。
しかし、昨今の建築物の外断熱化の流れの中で、外断熱工法に使用できる外装材の必要性が高まったことから、れんがを外装材として使用する外断熱れんがシステムの開発を行った。本工法では、専用の引き金具とアンカーボルトを用いて、外装用のれんがと構造躯体を緊結させることにより構造的な一体性がなされているが、外装材にれんがのような重量のある建材を使用しており、他の外断熱工法に比べて、耐震的に不利であるとの懸念がある。
そのため、(社)北海道建築技術協会作成の「外断熱工法構造設計指針(案)」（以下、指針(案)と略記）に基
づき、構造計算を行った。

＜写真2

採用例①＞

＜写真3

２−1

採用例②＞

２．２

設計条件
建物概要：立地地域、規模、躯体構法
建設地

岩内町

構造

鉄筋コンクリート造

基準風速

Vo＝36(m/s)

建物の型

離島を含む北海道で基準風速が最大の地域
離島を含む北海道で最大の基準風速

正圧

開放型で風下開放

負圧

開放型で風上開放

ピーク外圧係数が最大となる条件

建物の高さ

H＝20(m)

指針(案)で想定した最高高さ

地表面粗度区分

区分I

平均速度圧が最大となる条件

外断熱構成材料
構成材料

材料

寸法

下地材

−

外装材

外装れんが

通気層

−

厚さ40㎜

断熱材

厚さ100㎜

断熱材

−

＜写真4

外装れんが＞＜図1−
道内産粘土を焼結させたもの

290×90×70−
押出法ポリスチレンフォーム保温板

クロメートメッキ

アンカーボルト w3/8×40
支持金物

材質等

引き金具

L−75×50×30×ｔ4

ステンレス鋼(SUS304)

ボルト

w3/8×140

ステンレス鋼(SUS304)

縦筋

w3/8×1000

ステンレス鋼(SUS304)

高ナット

w3/8×40

ステンレス鋼(SUS304)

＜写真5

引き金具＞

水平断面図＞

２−2＜写真6

支持金物納まり＞

＜写真7

施工例①＞

＜図2

２．３

＜写真8

垂直断面図＞

施工例②＞

構造計算

２．３．１

計算条件

1.前提条件①本計算例は、「指針(案)」の基づき簡易的に行ったものであり、実際の建築物の安全性を確認するためには各々の建築物に応じた詳細な計算を行う必要がある。
②本計算例は、外装れんがをアンカーボルトと引き金具を用いてRC躯体と緊結させた外断熱工法で、複数の点
で外装れんががRC躯体と接合しているものとして計算を行う。
③指針(案)に基づく構造計算はアンカーボルト一本が負担する面積分(図3参照)の外断熱構成部材を片持梁と見なして行い、変形する箇所は外断熱構成部材のみと考える。

＜図3

＜写真9

負担面積＞

アンカーボルトの施工例＞

3.荷重の算定
アンカーボルト1本が負担する荷重は、以下の通りとなる。
(1)面材
単位荷重

アンカーピッチ

負担面積

荷重

(cm)

(㎡)

(kgf)

60

60

0.36

54.0

60

60

0.36

3.6

水平方向

鉛直方向

(kgf/㎡)

(cm)

外装れんが

150

断熱材

10

(2)支持金物
荷重(kgf/個)引き金具

0.3

アンカーボルト

0.3

２−3

(3)合計荷重と計算用荷重
面材小計

支持金物小計

合計荷重

計算用荷重

(kgf)

(kgf)

(kgf)

(kgf)

57.6

0.6

58.2

60.0

4.各部材の許容応力度(1)れんが壁体
2)

れんがの圧縮強さから、れんがの組積体強度を推定する と、以下の通りとなる。
れんがの圧縮強さ

組積係数

組積体強度

(kgf/)(−)(kgf/)

102

0.55

56.1

※耐久性が重要な部位に用いるユニットとして想定されているれんがの圧縮強さの最小値3)※組積係数は最も厳しい条件であるC種ブロックを適用2)

組積体(打込み目地鉄筋コンクリートを除く)の圧縮及びせん断の短期に生じる力に対する許容応力度4)は、
以下の通りとなる。

圧縮：2F/3
せん断：√0.1F/2
F：設計基準強度（実況に応じた圧縮強度試験により求めた材齢が28日の供試体の圧縮強度の平均値以下のものに限る。）
よって、圧縮及びせん断の許容応力度は、以下の通りとなる。
圧縮

せん断(kgf/)(kgf/)

37.4

1.18

(2)引き金具
せん断(kgf/)1386(3)アンカーボルト
引張

圧縮

せん断

(kgf/)(kgf/)(kgf/)

2400

2400

1386

5.各部材の断面積(1)れんが壁体
幅

せい

断面積

(cm)

(cm)

()

60

7

420

(2)引き金具
幅

せい

断面積

(cm)

(cm)

()

0.95

0.4

0.38

1

0.4

0.4

(3)アンカーボルト
半径

断面積

(cm)

()

0.5

0.785

２−4

２．３．２

計算結果

1.地震力に対する検討

指針(案)第2条1項
水平方向については1.0G、鉛直方向については0.5Gの地震力に対して外装材及び支持部材が脱落しないこと(A)水平方向(1)検討事項
れんが壁体、引き金具及びアンカーボルトに生じるせん断力に対する検討する。
(2)慣性力の計算
1)

水平方向に生じる慣性力の計算は、指針(案) に基づき下記の通り行う。

Ｆ H ＝Ｋ H ・Ｗ
Ｋ H ＝Ｚ・β H ・ｋ H ・Ｋ 0 かつＫ H ≧0.3
Ｆ H ：非構造部材の重心に作用する水平方向の慣性力
Ｋ H ：非構造部材の設計用水平震度
Ｗ：非構造部材の重量
Ｚ：地震地域係数
β H ：非構造部材の応答倍率により定まる係数
ｋ H ：建築物の床応答倍率により定まる係数
Ｋ 0 ：地盤面または建築物基部の入力地震動の基準震度

この式において、各定数を次の通りと仮定すると、非構造部材の設計用水平震度は、以下の通りとなる。
Ｚ

βH

ｋH

Ｋ0

ＫH

(−)

(−)

(−)

(−)

(−)

1.0

1.5

3.3

0.3

1.5

よって、非構造部材の重心に作用する水平方向の慣性力は、以下の通りとなる。
ＫH

Ｗ

ＦH

(−)

(kgf)

(kgf)

1.5

60

90.0

せん断力

断面積

せん断応力度

許容応力度

(kgf)

()

(kgf/)(kgf/)

れんが壁体

90.0

420

0.214

1.184

○

引き金具

90.0

0.38

237

1386

○

アンカーボルト

90.0

0.785

115

1386

○

(3)せん断力に対する検討＜図4

れんが壁体に生じるせん断力＞＜図5

引き金具に生じるせん断力＞

２−5

＜図6

適否

アンカーボルトに生じるせん断力＞

(B)鉛直方向(1)検討事項
れんが壁体、引き金具及びアンカーボルトに生じるせん断力に対する検討する。
(2)慣性力の計算
1)

鉛直方向に生じる慣性力の計算は、指針(案) に基づき下記の通り行う。

Ｆ V ＝Ｋ V ・Ｗ
Ｋ V ＝1/2・Ｚ・ｋ H ・Ｋ 0
Ｆ V ：非構造部材の重心に作用する鉛直方向の慣性力
Ｋ V ：非構造部材の設計用鉛直震度
Ｗ、Ｚ、ｋ H 、Ｋ 0 ：上記参照

この式において、各定数を次の通りと仮定すると、非構造部材の設計用鉛直震度は、以下の通りとなる。
Ｚ

ｋH

Ｋ0

ＫV

(−)

(−)

(−)

(−)

1.0

3.3

0.3

0.5

よって、非構造部材の重心に作用する鉛直方向の慣性力は、以下の通りとなる。
ＫV

Ｗ

ＦV

(−)

(kgf)

(kgf)

0.5

60

30.0

せん断力

断面積

せん断応力度

許容応力度

(kgf)

()

(kgf/)(kgf/)

れんが壁体

30.0

420

0.071

1.184

○

引き金具

30.0

0.4

75

1386

○

アンカーボルト

30.0

0.785

38

1386

○

(3)せん断力に対する検討＜図7

れんが壁体に生じるせん断力＞＜図8

引き金具に生じるせん断力＞

２−6

＜図9

適否

アンカーボルトに生じるせん断力＞

2.風圧力に対する検討

指針(案)第2条2項
建築基準法の風圧力に対して外装材及び支持部材が脱落しないこと(1)検討事項
アンカーボルトに生じる引張及び圧縮力について検討する。
(2)風圧力の計算
6)7)

風圧力の計算は、建築基準法施行令

W=ｑ･C fq＝0.6・E r 2 ・V 0 2
E r ＝1.7・(H/Ｚ G ) α

8)9)

及び関連告示に基づき下記の通り行う。

ただし、H＞Ｚ b の場合

W：風圧力
q：平均速度圧
C f ：屋根ふき材又は屋外に面する帳壁に対するピーク風力係数で、風洞試験によって定める場合のほか、平成12年建設省告示1458号第2項又は第3項に規定する数値
E r ：平均風速の高さ方向の分布を表す係数。
V o ：その地方における過去の台風の記録に基づく風害の程度その他の風の性状に応じて30ｍ/sから46ｍ/sまでの範囲内において国土交通大臣が定める風速
Ｚ b 、Ｚ G 、α：地表面粗度区分に応じて定められる係数
H：建築物の高さと軒の高さの平均①ｑ及びErの算出
上記算出式に数値を代入すると、ｑ及びErは下記の通りとなる。
H

ＺG

α

Er

Vo

q

(m)

(m)

(−)

(−)

(m/s)

(N/㎡)

20

250

0.10

1.32

36

1356

②Cfの算出
Cｆの算出は告示1458号第3の帳壁の算出方法に基づき行う。
Ⅰ)正圧
正圧の場合のCｆの算出は、下記の算定式で求める。

C pe ＝(Z/H) 2α
ただし、H＞5(m)及びZ＞5(m)の場合
ピーク外圧係数＝C pe ･G pe
C f ＝ピーク外圧係数ーピーク内圧係数
Z：帳壁の部分の地盤面からの高さ
H、α：上記参照
Cpe：平成12年建設省告示1458号中の表8に規定する数値
Gpe：平成12年建設省告示1458号中の表9に規定する数値
A)ピーク外圧係数a)Cpeの算出
上記の値を代入して計算すると、Cpeは以下の通りとなる。
H

Z

α

Cpe

(m)

(m)

(−)

(−)

20

20

0.10

1.0

b)Gpeの算出
Z＝20(m)のGpeの算出は、Z＝5(m)以下とZ＝40(m)以上の場合のGpeの値を線形変換して求められる。
Gpeの値

対象建築物

Z=5(m)以下

Z=40(m)以上

Z

Gpe

(−)

(−)

(m)

(−)

2.2

1.9

20

2.07

２−7

c)ピーク外圧係数の算出
よって、ピーク外圧係数は、上記の算定式より、下記の通りとなる。
Cpe

Gpe

ピーク外圧係数

(−)

(−)

(−)

1.0

2.07

2.07

B)ピーク内圧係数
ピーク内圧係数は、「開放型の建築物」で「風下開放の場合」であるから、−1.2となる。
C)Cfの算出
Cfは、上記の算定式より、下記の通りとなる。
ピーク外圧係数

ピーク内圧係数

Cf

(−)

(−)

(−)

2.07

-1.2

3.27

Ⅱ)負圧
A)ピーク外圧係数
ピーク外圧係数は、最も厳しい条件である隅角部を適用する。H＝45(m)以下であることから、−2.2となる。
B)ピーク内圧係数
ピーク内圧係数は、「開放型の建築物」で「風上開放の場合」であるから、1.5となる。
C)Cfの算出
Cfは、上記の算定式より、下記の通りとなる。
Cf

ピーク外圧係数

ピーク内圧係数

(−)

(−)

(−)

-2.2

1.5

-3.70

③Wの算出
Wは、上記の算定式より、下記の通りとなる。
q

Cf

W

(N/㎡)

(−)

(N/㎡)

正圧

1356

3.27

4436

負圧

1356

-3.70

5017

応力

断面積

応力度

許容応力度

(kgf)

()

(kgf/)(kgf/)

圧縮力

163.0

0.785

207.6

2400

○

引張力

184.3

0.785

234.8

2400

○

(3)各種応力の計算＜図10

アンカーボルトに生じる圧縮力＞

２−8

＜図11

適否

アンカーボルトに生じる引張力＞

3.外装材の自重による支持金物のたわみに対する検討

指針(案)第2条4項
外装材の重量による支持部材の鉛直方向のたわみが1.0㎜以内であること
指針(案)第2条4項に外装材の重量による支持部材のたわみの規定が設けられている。
しかし、本工法のように基礎かられんがを積み上げていくような場合、支持金具(引き金具)がその直下のれんがにより支えられるため、支持金具にたわみが生じるとは考えにくい。よって、本工法の場合には本規定について適用する必要はないと考えられる。
4.支持部材の引き抜き耐力の算定

指針(案)第2条5項
重量系ユニットを組積して一体化した外装材をアンカーボルトなどで躯体へ留め付ける場合、支持部材の引き抜き耐力算定時の応力集中係数を1.5以上とすること(1)検討事項
アンカーボルトに生じる引張及び圧縮強度について検討する。
(2)面外方向の地震力の計算
1)

支持金物の引き抜き力(面外方向の地震力)の計算は、指針(案) に基づき下記の通り行う。

Ｆ o ＝α・Ｋ H ・Ｗ
Ｋ H ＝Ｚ・β H ・ｋ H ・Ｋ 0 かつＫ H ≧0.3
Ｆ o ：非構造部材の重心に作用する面外方向の慣性力
α：応力集中係数ｋ H 、Ｗ、Ｚ、β H 、Ｋ 0 ：上記参照

この式において、各定数を次の通りと仮定すると、支持金物に生じる引き抜き力は、以下の通りと
なる。
Ｚ

βH

ｋH

Ｋ0

ＫH

(−)

(−)

(−)

(−)

(−)

1.0

1.5

3.3

0.3

1.5

指針(案)より応力集中係数は1.5となる。よって、非構造部材の重心に作用する面外方向の地震力は、
以下の通りとなる。
α

ＫH

Ｗ

ＦH

(−)

(−)

(kgf)

(kgf)

1.5

1.5

60

135.0

(3)各種応力の計算
応力

断面積

応力度

許容応力度

(kgf)

()

(kgf/)(kgf/)

圧縮力

135.0

0.785

172.0

2400

○

引張力

135.0

0.785

172.0

2400

○

＜図12

アンカーボルトに生じる圧縮力＞

２−9

＜図13

適否

アンカーボルトに生じる引張力＞

＜参考文献＞
1)外断熱構法構造設計指針 (社)北海道建築技術協会編
2)壁式構造関係設計規準集･同解説(メーソンリー編)(社)日本建築学会偏3)JIS A 5210 「建築用セラミックメーソンリーユニット」
4)平成13年国土交通省告示1024号 「特殊な許容応力度及び特殊な材料強度を定める件」
5)非構造部材の耐震設計指針･同解説及び耐震設計・施工要領 (社)日本建築学会偏
6)建築基準法施行令第82条の5 「屋根ふき材等の構造計算」
7)建築基準法施行令第87条 「風圧力」
8)平成12年建設省告示1458号 「屋根ふき材及び屋外に面する帳壁の風圧に対する構造耐力上の安全性を確かめるための構造計算の基準を定める件」
9)平成12年建設省告示1454号 「Eの数値を算出する方法並びにVo及び風力係数の数値を定める件」（北海道農材工業(株)

２−10

笠井

靖弘）

３.重量ユニット乾式工法（１）ブラケットを使用した例―その１―
取り付け図
z 取り付け金物展開図
胴縁6mm タップビス

胴縁受けピース

ブラケットピース
引抜耐力 2.5t アンカー

・ブラケットピッチ
750×1800
・胴縁ジョイント部は受け
ピース W 使いM12BN+丸ワッシャー

ノバブリック断熱材
役物断熱材(ブラケット部)

引抜耐力 2.5t アンカー

キーストンプレート
３−(１)−１取り付け材料・方法
z 構成部材A 下地取り付けブラケットピース（アングル加工）B 胴縁受けピース（亜鉛鍍鋼板加工）
C 胴縁材（亜鉛鍍鋼板加工）
D 見切り物(サッシュ,パラペットなど)取り付けピース（亜鉛鍍鋼板加工）
C 開口仕舞い曲げ金物（亜鉛鍍鋼板加工）

A

下地取り付けブラケットピース

B

L-100×100×7 加工

C

胴縁受けピース

亜鉛鍍鋼板 2.3mm 加工

胴縁材(1.8m)
開口仕舞い曲げ金物

D亜鉛鍍鋼板 2.3mm 加工

見切り物

亜鉛鍍鋼板 2.3mm 加工

見切り物・塗り物取り付け例

３−(１)−２構造強度の検討《 条件 》[検討部位]
・ 面板について曲げ応力度の検討を行なう。
・ 胴縁について曲げ応力度の検討を行なう。
・ アンカーについて引張り力,せん断力の検討を行なう。
[荷重条件]
・ 鉛直荷重はノバ・ブリック重量(135kg/㎡)と面板材(15kg/㎡)の重量を足したもの
150kg/㎡とする。
・ 面板,胴縁の検討における応力集中係数はα=1とする。
・ アンカーの検討における応力集中係数はα=2とする。
[梁条件]・ 面板の検討は胴縁間を支点とする等分布荷重単純梁で行なう。
・ 胴縁の検討はブラケット間を支点とする等分布荷重単純梁で行なう。

３−（1）−３

面板の検討[梁モデル]
等分布荷重単純梁

ω

Ａ

Ｂ

ℓ

180.0 cm

[検討部材]
キーストンプレート

t=1.2mm[断面性能]
断面２次モーメント
断面係数
ヤング率
許容曲げ応力度
許容たわみ量[設定条件]
スパン
単位荷重
荷重幅
応力集中係数I =17.5 cm4
Z =14.0 cm32
E = 2100000 kg/cm
fb =1600 kg/cm2
δf =0.9 cm

ℓ =
ω =
ℓw =
α =

(L/200)180.0 cm
0.015 kgf/cm2
100.0 cm
1.0

[計算式]
梁計算単位荷重
最大曲げモーメント
最大曲げ応力度
計算たわみ量[検討結果]
最大曲げモーメント

最大曲げ応力度W = ω×ℓw
Mmax = α（Wℓ2 / 8）
σb = Mmax / Z
δmax = 5Wℓ4 / 384EI
Mmax = 1.0×(1.5×1702)/8=
6080 kgf・cm
σb = 6080/14=
434 kgf/cm2

<fb

【ＯＫ】
計算たわみ量δmax = (5×1.5×1804)/(384×17.5×2.1×106)=
0.56 cm<δf【ＯＫ】

３−（１）−４

横胴縁の検討[梁モデル]
等分布荷重単純梁ωＡＢ

75.0 cm[検討部材]
加工プレート L-50×50×2.3[断面性能]
断面２次モーメント
断面係数
ヤング率
許容曲げ応力度
許容たわみ量[設定条件]
スパン
単位荷重
荷重幅
応力集中係数I =5.59 cm4
Z =1.53 cm3
E = 2100000 kgf/cm2
fb =1600 kgf/cm2
δf =0.38 cm

ℓ =
ω =
ℓw =
α =

(L/200)75.0 cm
20.015 kgf/cm
180.0 cm
1.0

[計算式]
梁計算単位荷重
最大曲げモーメント
最大曲げ応力度
計算たわみ量[検討結果]
最大曲げモーメント

最大曲げ応力度W = ω×ℓw
Mmax = α（Wℓ2 / 8）
σb = Mmax / Z
δmax = 5Wℓ4 / 384EI

Mmax = 1.0×(1.5×752)/8=
1900 kgf・cm
σb = 1900/1.53=
1244 kgf/cm2

<fb

【ＯＫ】
計算たわみ量δmax = (5×1.5×754)/(384×5.59×2.1×106)
=
0.095
<δf

【ＯＫ】

３−（１）−５

《 アンカーの検討 》
P[検討部材]
M12ケミカルアンカー(R-12)

T

T
側面図

[断面性能]
許容引張り力許容せん断力Ft =Fs =1150 kg（メーカー提示）
1810 kg(M16ボルトせん断耐力)

鉛直荷重
応力集中係数P =α =203 kgf
2.0[設定条件]

[計算式]
引張り力
せん断力

T = α(P×150/75)
Q = α×P

引張り力

T = 2.0×(203×150/75)=
810 kgf[検討結果]
<Ft

【ＯＫ】
せん断力

Q = 2.0×203=
405 kgf<Fs【ＯＫ】（大関化学工業(株)（日本仮設(株)３−（１）−６

駒木根
鈴木

洋一）
義一）

３.重量ユニット乾式工法（２）ブラケットを使用した例―その２―
はじめに施工性を高める為に高強度なブラケット及び横胴縁を使用し、アンカー数を減らす。又、横胴縁の固定を簡単に行なえる特殊ボルトを使用し、更に施工性を高めた事を特長とするノバブリック外装材用下地材。
長所・ブラケットを大きくし、数量を減らす。
・鋼製の胴縁を使い、ブラケットの数量を減らす。
・全体的に高強度な物を使用し部材数量を減らす。特にアンカーを減らす。
・微調節をボルトで行ない、施工性UP。
・胴縁の固定をボルト(特殊ボルト)を使用し取り付けが容易。
・溶接固定が無く、取り付けが容易
・キーストンプレートを前面に使用する事で、ノバブリックのビス固定が容易になり、かつ、安全性をUP。

短所

・鋼製の部材を使用しているので、現場加工が困難。
・比較的高価。

取付図
z 構成部材・後打ちケミカルアンカー(M12)・横胴縁(C 型チャンネル)z 割付図…次ページ図面参照
z 割付イメージ図・アングルブラケット・縦胴縁(キーストンプレート)

３−(２)−１

正面

背面

３−(２)−２

取り付け材料・方法の解説
z コの字型アングルブラケット

側面図

平面図

・所定の位置に後打ちケミカルアンカーを取り付ける
・ブラケットを用意し、アンカーボルトで仮固定する。
・上下の微調節を行ない本締めする。

・ブラケットのボルトを緩める。
・前後の微調節を行ない本締めする。

z C 型横胴縁

横胴縁

特殊ボルト

３−(２)−３

・横胴縁をブラケットに仮置きする・・特殊ボルトのナット部を横胴縁に挿入しボルトで締め込む。

・次の胴縁をセットする。
・胴縁のつなぎ目につなぎプレートを用意する。
・つなぎプレートを特殊ボルトで締め込む。

・キーストンプレートをビスで固定。
・下地材取付完了。

３−(２)−４

施工上の留意点
・ブラケットピッチは縦1700mm×横900mm以内とする。
・横胴縁1本に対してブラケットは2個以上取り付ける。

構造強度の検討《 条件 》[荷重条件]
・ 鉛直荷重はノバ・ブリック重量(135kg/㎡)と面板材(15kg/㎡)の重量を足したもの
150kg/㎡とする。
・ 面板,胴縁の検討における応力集中係数はα=1とする。
・ アンカーの検討における応力集中係数はα=2とする。
[梁条件]・ 面板の検討は胴縁間を支点とする等分布荷重単純梁で行なう。
・ 胴縁の検討はブラケット間を支点とする等分布荷重単純梁で行なう。

３−（２）−５

面板の検討[梁モデル]
等分布荷重単純梁

ω
Ａ

Ｂ

ℓ

170.0 cm

[検討部材]
キーストンプレート

t=1.2mm[断面性能]
断面２次モーメント
断面係数
ヤング率
許容曲げ応力度
許容たわみ量[設定条件]
スパン
単位荷重
荷重幅
応力集中係数I =17.5 cm4
Z =14.0 cm32
E = 2100000 kgf/cm
fb =1600 kgf/cm2
δf =0.85 cm

ℓ =
ω =
ℓw =
α =

(L/200)170.0 cm
0.015 kgf/cm2
100.0 cm
1.0

[計算式]
梁計算単位荷重
最大曲げモーメント
最大曲げ応力度
計算たわみ量[検討結果]
最大曲げモーメント

最大曲げ応力度W = ω×ℓw
Mmax = α（Wℓ2 / 8）
σb = Mmax / Z
δmax = 5Wℓ4 / 384EI
Mmax = 1.0×(1.5×1702)/8=
5420 kgf・cm
σb = 5420/14=
387 kgf/cm2

<fb

【ＯＫ】
計算たわみ量δmax = (5×1.5×1704)/(384×17.5×2.1×106)=
0.44 cm<δf【ＯＫ】

３−（２）−６

横胴縁の検討[梁モデル]
等分布荷重単純梁

ω
Ａ

Ｂ

ℓ

90.0 cm[検討部材]
ネグストラット C-42.1×42.1×2.6[断面性能]
断面２次モーメント
断面係数
ヤング率
許容曲げ応力度
許容たわみ量[設定条件]
スパン
単位荷重
荷重幅
応力集中係数I =7.38 cm4
Z =3.25 cm32
E = 2100000 kgf/cm
fb = 1600.0 kgf/cm2
δf =0.45 cm

ℓ =
ω =
ℓw =
α =

(L/200)90.0 cm
0.015 kgf/cm2
170.0 cm
1.0

[計算式]
梁計算単位荷重
最大曲げモーメント
最大曲げ応力度
計算たわみ量[検討結果]
最大曲げモーメント

最大曲げ応力度W = ω×ℓw
Mmax = α（Wℓ2 / 8）
σb = Mmax / Z
δmax = 5Wℓ4 / 384EI
Mmax = 1.0×(1.5×902)/8=
2590 kgf・cm
σb = 2590/3.25=
795 kgf/cm2

<fb

【ＯＫ】
計算たわみ量δmax = (5×1.5×904)/(384×7.38×2.1×106)
=
0.14
<δf

【ＯＫ】

３−（２）−７

《 アンカーの検討 》[検討部材]
M12ケミカルアンカー(R-12)

P

T

T
側面図

[断面性能]
許容引張り力許容せん断力Ft =Fs =1150 kgf（メーカー提示）
1810 kgf(M12ボルトせん断耐力)

鉛直荷重
応力集中係数P =α =230 kgf
2.0[設定条件]

[計算式]
引張り力
せん断力

T = α(P×181.2/95)
Q = α×P

引張り力

T = 2.0×(230×181.2/95)=
875 kgf<Ft[検討結果]

【ＯＫ】
せん断力

Q =
=

2.0×230459 kgf<Fs【ＯＫ】（日本仮設(株)３−（２）−８鈴木義一）

３．重量ユニット乾式工法(3) 下地付ＥＰＳ断熱板(3)−１ 工法の概要
乾式重量ユニット「商品名：ノバブリック（㈱よねざわ工業）」を外装材に，下地付ＥＰＳ断熱板「商品名：スタットボード（岩倉化学工業㈱）」を断熱材に使用した外断熱工法。
コンクリート躯体完了後，外壁下段部分からスタットボード T=100 を，固定用ビス（ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ）を併用してｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞで貼り付ける。スタットボードの上に透湿防水シートを張り，デッキプレート T=1.2 を，スタットボードの特殊プラスチック補強材にビス（ｽﾄﾘｰｶｰﾀｲﾌﾟ 75 ﾋﾞｽ）にて固定する。補強のため水平方向最下段から，910 ㎜間隔に躯体にビス留め（ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ）する。前記作業完了後，スタート金物を取り付けて，
ノバブリックを３段ごとにビス留めし（MB ｼｰﾄﾃｸｽ），外壁を完成させる。
この工法の特徴は，モルタルを使わない乾式工法でノバブリックを施工できるため，寒冷期にも，品質を損ねることなく施工可能なことで
ある。

工法概要図

３−(3)−１

ノバブリック

(3)−２ 設計条件
1) 設計条件
項 目

内 容

備 考

建設地

−

構造

鉄筋コンクリート造

建物高さ

10ｍ

基準風速

Ｖo＝36m/s

離島を含む北海道内で最大の基準風速（建告第 1454 号）

建物の型

閉鎖型

建告第 1458 号

地表面粗度区分

Ⅰ

建告第 1454 号

2) 主構成材料の仕様
部位

名称

寸法

重量

外装材

ノバブリック

T65 ㎜×W200×H150

135 kgf/㎡

通気層

デッキプレートt1.2 ㎜ t50 ㎜

13 kgf/㎡

T100 ㎜×W1,820〜3,000×H910

5 kgf/㎡

スタットボードＧ３

断熱材

下地材組込みﾋﾞｰｽﾞ法ﾎﾟﾘｽﾁﾚﾝﾌｫｰﾑ断熱板

3) 断熱板の強度（測定結果）
標準施工要領の接着剤配置における測定結果より。各許容応力（単位面積 巾 375 ㎜×高さ 303 ㎜当り）
破壊荷重

許容応力（kgf）

変形量 y(㎜)（但し ｙ≦１㎜）（kgf）(1 ㎜変位時荷重)

Ｐ＝単位面積当たりの荷重（kgf）

せん断（鉛直方向）

179.2

32.7

ｙ＝0.0306･Ｐ

せん断（水平方向）

176.6

31.1

ｙ＝0.0322･Ｐ

引張

136.6

57.8

ｙ＝0.0173･Ｐ

圧縮

201.1

30.3

ｙ＝0.0330･Ｐ

力の向き
面内方向
面外方向

4) 接合部材の仕様，材料強度
許容応力度（kgf/㎜ 2）
有効

名 称

使用部位

（材質）

寸 法

長期 L

断面積

fc

(㎜ 2)

ft

ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸとﾃﾞｯｷﾌﾟ

呼び径 4.2 ㎜

8.78

(鋼製)

ﾚｰﾄの接合×L60 ㎜(M4)

ｽﾄﾘｰｶｰﾀｲﾌﾟ

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄとｽﾀｯﾄ

呼び径 4.2 ㎜

8.78

75 ﾋﾞｽ(鋼製)ﾎﾞｰﾄﾞ補強材の接合

×L75 ㎜(M4)

ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ

ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材

呼び径 6.0 ㎜

を介してﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰ

×L150 ㎜

(S45C[H]
SUS305)＋18.09

ﾄと躯体を接合３−(3)−２

ビスピッチ

fc
fs

fb

MB ｼｰﾄﾃｸｽ

短期 S
ft

Fs

fb

16

9.2

24

13.8

16

9.2

24

13.8

16

9.2

24

13.8

横 0.455m×
縦 0.225m
断熱板 W0.6m×H0.91m 当り６本
断熱板 W0.6m×H0.91m 当り３本

5) 接合部材の接合強度※

接合部材の許容引抜強度

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄに対する許容引抜強度：27.65 kgf/本（＝82.95×1/3）
MB ｼｰﾄﾃｸｽ

ﾋﾞｽの許容せん断強度
長期：80.7 kgf/本（＝9.2×8.78），短期：121.1 kgf/本（＝13.8×8.78）
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材に対する許容引抜強度：41.9 kgf/本（＝125.9×1/3）

ｽﾄﾘｰｶｰﾀｲﾌﾟ 75 ﾋﾞｽ

ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材に対する許容せん断引抜強度：56.6 kgf/本（＝170×1/3）
ｺﾝｸﾘｰﾄ（Fc200kgf）に対する許容引抜強度：246 kgf/本（＝740×1/3）

ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ

ﾋﾞｽの許容せん断強度
長期：166.4 kgf/本（＝9.2×18.09），短期：249.6 kgf/本（＝13.8×18.09）※許容引抜強度はﾋﾞｽの引抜強度(実験値) × 安全率 1/3(3)−３ 構造計算
1) 外断熱構成部材の重量
外装材＋通気層＋断熱材＝ 135＋13＋5＝ 153 kgf/㎡2) 地震荷重の検討
慣性力計算式Ｆ：Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ
Ｇ：設計用震度（上下方向 0.5 以上，左右方向 1.0 以上），
α：応力集中係数（ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ部α＝2.0（本指針第２条第５項），面的接合部α＝1.0）
Ｗ：単位面積当たりの外断熱構成部材重量[kgf]2)-1 面内水平方向（左右方向）の慣性力の検討
ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸと① ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ固定ﾋﾞｽ（MB ｼｰﾄﾃｸｽ）ﾋﾟｯﾁは，横 450 ㎜以下×縦 225 ㎜。

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ

ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ固定ﾋﾞｽの負担面積Ａ＝0.450m×0.225m＝0.102[㎡]② 負担面積Ａ当りの慣性力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]＝1.0×2.0×135×0.102＝27.54[kgf]③ 接合箇所（MB ｼｰﾄﾃｸｽ）の許容せん断応力＝121[kgf/本]④ 判定：27.54[kgf]＜121[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝121／27.54＝4.3 倍ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄと① ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄの固定にはﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ面積Ａ（＝0.91m×0.6m＝0.546[㎡]）当たり，ｽﾄﾘｰｶ

ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材

ｰﾋﾞｽ６本（補強材へ留付け），ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ３本（補強材を解して躯体まで）を施工する。
② 負担面積Ａ当りの地震力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]＝1.0×1.0×(135＋13)×0.546＝80.8[kgf]③ 接合箇所の許容せん断応力
ｽﾄﾘｰｶｰﾋﾞｽの補強材に対するせん断引抜強度＝56.6[kgf/本]ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝの許容せん断応力＝249.6[kgf/本]
56.6×6 本＋249.6×3 本＝1,088.4[kgf]④ 判定：80.8[kgf]＜1,088.4[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝1,088.4／80.8＝13.4 倍
３−(3)−３

ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ① 上記負担面積（0.546 ㎡）内のｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材は長さ 1.8m あり，9 本のﾋﾞｽで力が補強材と EPS，EPS

断熱板に伝えられる。したがって，ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ単位面積 0.1137 ㎡当り（ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強とｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞ，

材長さ 0.375m 当り）の負担慣性力以下の通り。

ｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞと躯 ② 負担面積当りの慣性力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]体＝1.0×1.0×(135＋13＋5)×0.546／1.8×0.375＝17.4[kgf]③ 接合箇所の許容せん断応力
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞの面内水平方向の許容せん断応力＝32.7[kgf]④ 判定：17.4[kgf]＜32.7[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝32.7／17.4＝1.8 倍⑥ 変形量ｙ＝0.0306×17.4＝0.54 ㎜＜1.0 ㎜ ････O.K.

2)-2 面外水平方向（引張方向）の慣性力の検討
ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸと① ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ固定ﾋﾞｽ（MB ｼｰﾄﾃｸｽ）ﾋﾟｯﾁは，横 450 ㎜以下×縦 225 ㎜。

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ

ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ固定ﾋﾞｽの負担面積Ａ＝0.450m×0.225m＝0.102[㎡]② 負担面積Ａ当りの慣性力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]＝1.0×2.0×135×0.102＝27.54[kgf]③ 接合箇所の許容引抜強度
MB ｼｰﾄﾃｸｽの許容引抜強度＝27.65[kgf/本]④ 判定：27.54[kgf]＜27.65[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝27.65／27.54＝1.003 倍

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄと① ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄの固定にはﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ面積Ａ（＝0.91m×0.6m＝0.546[㎡]）当たり，ｽﾄﾘｰｶ

躯体ｰﾋﾞｽ６本（補強材へ留付け），ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ３本（補強材を解して躯体まで）を施工する。
② 負担面積当りの慣性力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]1.0×1.0×(135＋13)×0.546＝80.8[kgf]③ 接合箇所の許容引張応力
ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝの躯体に対する許容引抜強度＝246[kgf/本]
246×3 本＝738[kgf]④ 判定：80.8[kgf]＜738[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝738／80.8＝9.1 倍2)-3 面外水平方向（圧縮方向）の慣性力の検討
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ

ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ部分のみ検討する補強材と EPS，EPS① 負担面積Ａ＝0.375m×0.303m＝0.1137[㎡]とｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞ，② 負担面積当りの地震力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]ｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞと躯

＝1.0×1.0×(135＋13＋5)×0.1137＝17.4[kgf]体③ 接合箇所の許容圧縮応力
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞの面外圧縮方向の許容圧縮応力＝30.3[kgf]④ 判定：17.4[kgf]＜30.3[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝30.3／17.4＝1.7 倍⑥ 変形量ｙ＝0.033×17.4＝0.58 ㎜＜1.0 ㎜ ････O.K.

３−(3)−４2)-4 面内鉛直方向（上下方向）の慣性力の検討
ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸと① ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ固定ﾋﾞｽ（MB ｼｰﾄﾃｸｽ）ﾋﾟｯﾁは，横 450 ㎜以下×縦 225 ㎜。

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ

ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ固定ﾋﾞｽの負担面積Ａ＝0.450m×0.225m＝0.102[㎡]② 負担面積当りの慣性力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]＝0.5×2.0×135×0.102＝13.77[kgf]②-1 負担面積当りの自重Ｗ＝135×0.102＝13.77[kgf]②-2 荷重合計Ｆ＋Ｗ＝13.77＋13.77＝27.6[kgf]③ 接合箇所（MB ｼｰﾄﾃｸｽ）の許容せん断応力＝121[kgf/本]④ 判定：27.6[kgf]＜121[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝121／27.6＝4.3 倍ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄと① ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄの固定にはﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ面積Ａ（＝0.91m×0.6m＝0.546[㎡]）当たり，ｽﾄﾘｰｶ

ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材

ｰﾋﾞｽ６本（補強材へ留付け），ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ３本（補強材を解して躯体まで）を施工する。
② 負担面積当りの慣性力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]＝0.5×1.0×(135＋13)×0.546＝40.4[kgf]②-1 負担面積当りの自重Ｗ＝(135＋13)×0.546＝80.81[kgf]②-2 荷重合計Ｆ＋Ｗ＝40.4＋80.81＝121.3[kgf]③ 接合箇所の許容せん断応力
ｽﾄﾘｰｶｰﾋﾞｽの補強材に対するせん断引抜強度＝56.6[kgf/本]ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝの許容せん断応力＝249.6[kgf/本]
56.6×6＋249.6×3＝1,088.4[kgf]④ 判定：121.3[kgf]＜1,088.4[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝1,088.4／121.3＝8.9 倍

ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ

① 上記負担面積（0.546 ㎡）内のｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材は長さ 1.8m あり，9 本のﾋﾞｽで力が補強材と EPS，EPS

断熱板に伝えられる。したがって，ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ単位面積 0.1137 ㎡当り（ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強とｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞ，

材長さ 0.375m 当り）の負担慣性力以下の通り。

ｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞと躯 ② 負担面積当りの慣性力Ｆ＝Ｇ･α･Ｗ×Ａ[kgf]体＝0.5×1.0×(135＋13＋5)×0.546／1.8×0.375＝8.7[kgf]②-1 ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ単位面積当りの自重Ｗ＝(135＋13＋5)×0.1137＝17.4[kgf]②-2 荷重合計Ｆ＋Ｗ＝8.7＋17.4＝26.1[kgf]③ 接合箇所の許容せん断応力
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞの面内鉛直方向の許容せん断応力＝32.7[kgf]④ 判定：26.1[kgf]＜32.7[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝32.7／26.1＝1.3 倍⑥ 変形量ｙ＝0.0306×26.1＝0.8 ㎜＜1.0 ㎜ ････O.K.

３−(3)−５3) 風荷重の検討
基準風速 36 m/s，地表面粗度区分Ⅰ，建物高さ 10 m，の場合の風圧力を計算例として示す。
（令第 82 条の５による，風圧力の計算過程は省略。
）
風圧力（正圧）Ｖc ＝ 239.1 kgf/㎡ ，風圧力（負圧）Ｖt ＝ 173.7 kgf/㎡3)-1 風圧力（負圧）の検討
ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸと① ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ固定ﾋﾞｽ（MB ｼｰﾄﾃｸｽ）ﾋﾟｯﾁは，横 450 ㎜以下×縦 225 ㎜。

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ

ﾉﾊﾞﾌﾞﾘｯｸ固定ﾋﾞｽの負担面積Ａ＝0.450m×0.225m＝0.102[㎡]② 負担面積Ａ当りの風圧力Ｖ＝Ｖt×Ａ[kgf]＝173.7×0.102＝17.8[kgf]③ 接合箇所の許容引抜強度
MB ｼｰﾄﾃｸｽの許容引抜強度＝27.65[kgf/本]④ 判定：17.8[kgf]＜27.65[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝27.65／17.8＝1.5 倍

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄと① ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄの固定にはﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ面積Ａ（＝0.91m×0.6m＝0.546[㎡]）当たり，ｽﾄﾘｰｶ

躯体ｰﾋﾞｽ６本（補強材へ留付け），ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ３本（補強材を解して躯体まで）を施工する。
② 負担面積Ａ当りの風圧力Ｖ＝Ｖt×Ａ[kgf]＝173.7×0.546＝94.9[kgf]③ 接合箇所の許容引張応力
ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝの躯体に対する許容引抜強度＝246[kgf/本]
246×3＝738[kgf]④ 判定：94.9[kgf]＜738[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝738／94.9＝7.7 倍3)-2 風圧力（正圧）の検討
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ

ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ部分のみ検討する。

補強材と EPS，EPS① ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ単位面積Ａ＝0.375m×0.303m＝0.1137[㎡]とｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞ，② ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ単位面積当りの風圧力Ｖ＝Ｖc×Ａ[kgf]ｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞと躯体＝239.1×0.1137＝27.2[kgf]③ 接合箇所の許容圧縮応力
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞの面外圧縮方向の許容圧縮応力＝30.3[kgf]④ 判定：27.2[kgf]＜30.3[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝30.3／27.2＝1.11 倍⑥ 変形量ｙ＝0.033×27.2＝0.90 ㎜＜1.0 ㎜ ････O.K.

３−(3)−６4)長期鉛直荷重の検討

4)-1 外装材重量による支持部材（ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ）のたわみの検討
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ① ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄの固定にはﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ面積Ａ（＝0.91m×0.6m＝0.546[㎡]）当たり，ｽﾄﾘｰｶ

補強材と EPS，EPS

ｰﾋﾞｽ６本（補強材へ留付け），ﾀﾞｲｱﾋﾟｱｽｺﾝ３本（補強材を解して躯体まで）を施工する。

とｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞ，

そして，上記Ａ内のｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材は長さ 1.8m あり，9 本のﾋﾞｽで力が断熱板に伝えら

ｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾞﾝﾄﾞと躯 れる。したがって，ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ単位面積 0.1137 ㎡当り（ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞ補強材長さ 0.375m 当体り）の負担自重Ｗは以下の通り。
② Ｗ＝(135＋13＋5)×0.546／1.8×0.375＝17.4[kgf]③ 接合箇所の許容せん断応力
ｽﾀｯﾄﾎﾞｰﾄﾞの面内鉛直方向の許容せん断応力＝32.7[kgf]④ 判定：17.4[kgf]＜32.7[kgf/本] ････O.K.
⑤ 安全率＝32.7／17.4＝1.8 倍⑥ 変形量ｙ＝0.0306×17.4＝0.54 ㎜＜1.0 ㎜ ････O.K.
以上（㈱よねざわ工業 久津那 誠司）（岩倉化学工業㈱ 舘脇 英）

３−(3)−７

４．発泡プラスチック断熱材を使用した複合断熱パネル工法・湿式密着工法
４−１ 工法の概要
北海道の外断熱工法の歴史の中で湿式密着工法や複合断熱パネルによる外断熱工法は最も施工実績が多い工法であり，外装材（湿式工法：繊維補強された樹脂モルタル類，乾式工法：不燃ボード材類）を断熱材に接着して，断熱材を介して外装材を躯体に留める形式を取り，適度な剛性がある発泡プラスチック断熱材を構造的に使用する一般的な例と言える。
従来の外装材重量は，湿式工法で 10kg/㎡未満，乾式工法で 20kg/㎡未満と軽量で，経験的に支障が無いことから構造的な面が話題にされることはほとんどなく，主に可燃物である発泡プラスチック断熱材が使われていることから，防火上の安全性が問題にされることが多かった。しかし，近年の構造関連基準の強化や外装材の耐久性向上・高級化からタイル系等の重量外装材も多く扱われるようになっている経緯から，同形式の外断熱工法においても，過去の実績とは別に，構造計算を行う手法が必要になっていると考えられる。
鋼材やコンクリートのように設計手法が明確な素材と異なり，発泡プラスチック断熱材を構造計算に乗せるためには考慮すべき事項がいくつか挙げられるため，同形式の外断熱工法を独自でご検討される場合や，商品開発の判断材料として本計算例をご参考にしていただきたい。

通気層付断熱複合パネル

湿式密着工法による外断熱工法

断熱複合パネルによる外断熱工法
４−１

４−２

４−２ 設計条件
1) 設計条件
項 目

内 容

備 考

建設地

−

構造

鉄筋コンクリート造

建物高さ

20ｍ

基準風速

Ｖo＝36m/s

離島を含む北海道内で最大の基準風速（建告第 1454 号）

建物の型

閉鎖型

建告第 1458 号

地表面粗度区分Ⅱ

建告第 1454 号

2) 主構成材料の仕様
部位

名称

寸法

重量

外装材

不燃ボード材

厚さ 20 ㎜

20 kgf/㎡

断熱材

ビーズ法ポリスチレンフォーム特号

厚さ 100 ㎜

3 kgf/㎡

４−３ 構造計算
4-3-1 計算の条件① 本計算例は，外断熱構成部材各層が面的に連続的に接合している，湿式密着工法や断熱複合板・通気層付断熱複合板等を，同時打込工法や十分に密な接着剤併用で後張りする場合の計算例。
② 構造計算は，単位面積Ａの外断熱構成部材を片持ち梁と見なして行い，変形する箇所は断熱板部分のみと考える。単位面積Ａは後張り工法における接着剤配置の基本配置や，最小のパネルサイズなど，実情に応じて適宜決定する。
③ 断熱材の許容応力度は，長期クリープ耐性，疲労耐性を考慮した安全率を見て設定する。
④ 断熱材部材強度より接着剤付着強度の方が通常大きくなるため，断熱板と接着剤界面の破壊は断熱材側で起こるとして許容応力度は断熱材の値を使用する（スキン層付断熱材など接着剤付着強度が弱くなると考えられる場合は付着強度を確認したほうが良い）。
⑤ 本計算例では，火災時の脱落防止措置や後張り施工時に施工されるビスやアンカー類（外装材を躯体に直接緊結する金物）を省略している。これらアンカー類は引張耐力に大きな効果があるので適宜検討をしてください。
⑥ 複合断熱パネル工法は，同時打込工法と後張り工法の２種類があるが（湿式密着工法は後張り工法
のみ），ここでは躯体との接着面積が少なく，強度的に危険側の後張り工法を例にした。
4-3-2 発泡プラスチック断熱材の許容応力
一般に「○○強さ」
・「○○強度」と呼ばれる機械物性は主に破壊応力を示す。
「発泡プラスチック保温材：
JIS A9511(2005)本年公示予定」に規定される発泡プラスチック断熱材の場合，圧縮強さは「変形率 10％以内に到達した最大荷重」，曲げ強さは「破壊荷重，若しくは変形率 5％時荷重」と定義されているが，これらの強度は断熱材の塑性変形範囲に入っており長期クリープや繰返し荷重に対してはそのまま使用する
べきではなく適切な安全率を見ておく必要がある。

４−３

長期クリープ耐性，疲労耐性を考慮した許容応力を算定する方法は断熱材の種類によって様々だが，ここでは，ビーズ法及び押出法ポリスチレンフォームを想定し，各弾性率から変形率１％程度（弾性変形範囲）の微小変形応力を求めて許容応力に設定する方法を示す。長期クリープ耐性・疲労耐性を必要とする
場合には極めて安全側の許容応力の設定方法である。
下記のような機械物性値が示されたＥＰＳ断熱材を例にすると，
圧縮強さ

2.6 kgf/㎝ 2

圧縮弾性率

曲げ強さ

4.6 kgf/㎝ 2

曲げ弾性率 140 kgf/㎝ 2

引張強さ

4.2 kgf/㎝ 2

引張弾性率

せん断強さ 2.0 kgf/㎝ 2

40 kgf/㎝ 2
60 kgf/㎝ 2

せん断弾性率 17 kgf/㎝ 2

変形率１％時応力を許容応力とすると，各許容応力は以下のように設定できる。
圧縮弾性率

40 kgf/㎝ 2 → fc ＝ 40×0.01 ＝ 0.4 kgf/㎝ 2 （圧縮強さに対し安全率 6.5 倍）

曲げ弾性率 140 kgf/㎝ 2 → fb ＝ 140×0.01 ＝ 1.4 kgf/㎝ 2 （曲げ強さに対し安全率 3.2 倍）
引張弾性率

70 kgf/㎝ 2 → ft ＝ 60×0.01 ＝ 0.7 kgf/㎝ 2 （引張強さに対し安全率 6.0 倍）

せん断弾性率 17 kgf/㎝ 2 → fs ＝ 17×0.01 ＝ 0.17 kgf/㎝ 2（せん断強さに対し安全率 11.7 倍）

4-3-3 構成部材の断面算定
右図に示す，単位面積・接着剤配置の各断面の係数を計算する。
① 単位面積Ａ ，単位面積当たりの接着剤面積 Ａbon

A = Wbon × H bon = 30 cm × 20 cm = 600cm 2 ( = 0.06m 2 )Abon = 3.5cm × 3.5cm × 4 = 49 cm 2 ( = 0.0049 m 2 )（同時打込工法では全面接着となり，Ａ＝Ａbon ）② 断面二次モーメントＩ，断面係数Ｚ検討する力の方向は，面内の鉛直方向及び水平方向，面外の前後方向の計６方向ある。単位面積や接着剤の配置に方向性がある場合は，各方向について断面の諸係数を算出する。
（添え字 Ｖ：鉛直方向，ｈ：水平方向，dan：断熱材，bon：コンクリートボンド）

鉛直方向：
水平方向：
鉛直方向：
水平方向：

30 × 20 3= 20 ,000 [ cm 4 ]12
20 × 30 3= 45 ,000 [ cm 4 ]I Hdan =12
IVdan =

30 × 20 2= 2 ,000 [ cm 3 ]6
20 × 30 2= 3 ,000 [ cm 3 ], Z Hdan =6, ZVdan =7 × ( 20 3 − 13 3 )= 3 ,385 [ cm 4 ]
127 × ( 30 3 − 23 3 )I Hbon == 8 ,652 [ cm 4 ]12IVbon =

４−４

7 × ( 20 3 − 13 3 )= 338 [ cm 3 ]6 × 207 × ( 30 3 − 23 3 ), Z Hbon == 576 [ cm 3 ]6 × 30, ZVbon =③ 外断熱構成部材の単位重量Ｗ，荷重の作用位置 L
計算モデルで外断熱層構成部材重量が作用する位置は，重心位置や外装材表
面位置のように一本化した方が計算が簡単になる。ここでは，外断熱構成部材の重心位置を使った場合を示す。接着剤を無視した屋外側の外断熱構成部材の面密度と厚さより単位重量Ｗ，重心位置Ｌ を決定する。
○計算例で使用する外装材・断熱材の厚さと重量・外断熱構成部材厚さ

T gai = 2cm , Tdan = 10cm

・外装材面密度W gai = 50 kg/m 2 ,・断熱板面密度Wdan = 3.0 kg/m 2 ,・単位重量

W = (Wgai + Wdan) × A = ( 50 + 3.0 ) × 0.06 = 3.18 kgf

・重心位置（断熱板裏面からの位置）
L=

W gai × ( T gai / 2 + Tdan ) + W dan × ( Tdan / 2 )W gai + W dan=

50 × 11 + 3.0 × 5.0= 10.7 [ cm ]50 + 3.0（記号・添え字 Ａ：単位面積，Ｔ：厚さ，gai：外装材，dan：断熱材）

4-3-4 応力図
計算モデルのモーメント図[Ｍ図]，せん断力図[Ｑ図]は，右図に示す通りである。各点 ｘ における曲げモーメントＭ，せん断力Ｑ，曲げ変形量ｙb ，せん
断変形量ｙs は以下に示す通り。

M = −W ( L − x ) , Q =

dM
=W
dx

M
1
W
x2
dx = −
{
W
(
L
x
)
}
dx
(
Lx
−
−
=
−
)
Eb I
Eb I ∫
Eb I
2
σs
x3
W
x2
W
2
ys =
T
−
=
−
)
(
Lx
)
dx
(
Lx
yb = ∫ θ dx =∫Es
3
2 Eb I2
Eb I

θ = −∫

厚さが薄く，剛性の大きな硬化した接着剤を無視すると，曲げモーメントが最大となるのは断熱板と接着剤の界面（ｘ＝0 の場合）
，平均せん断力も同様に付着面積が最小の断熱板と接着剤の界面（ｘ＝0 の場
合）になる。
yb =自重による垂直方向のたわみ量は外装板と断熱板の界面（ｘ＝10 ）で最大となるが，外装P
x3( Lx 2 −)2 Eb I3

材表面のたわみ量まで考慮する場合にはｘ=10における回転角に比例して増加するものとした。

θ × Tdan =

４−５

P
x2
( Lx −
)Tdan
Eb I
2

4-3-5 構造計算指針に基づく計算
4-3-5-1 地震荷重の検討
慣性力計算式： F = G ⋅ α ⋅ W
Ｆ：慣性力，Ｇ：設計用震度（上下方向 0.5 以上，左右方向 1.0 以上）
α：応力集中係数（面的接合部 1.0）
Ｗ：単位面積当たりの外断熱構成部材重量[kgf]1) 面内水平方向（左右方向）の慣性力の検討
面内水平方向慣性力による，断熱材の曲げ及びせん断変形を検討する。
① 単位面積当たりの慣性力（面内水平方向）

FH = G ⋅ α ⋅ W = 1.0 × 1.0 × 3.18 = 3.18 [ kgf ]（設計用震度Ｇ＝1.0，応力集中係数α＝1.0（面的接合部），単位面積当たりの外断熱構成部材重量Ｗ＝3.18[kgf]）② ｘ＝0 の，曲げモーメントとせん断力

M = FH ( L − x ) = 3.18 × (10.7 - 0) = 34.1[kgf ⋅ cm] , Q = FH = 3.18 [ kgf ]③ｘ＝0 の，曲げ応力度σＨｂ と平均せん断応力度σＨＳ

σ Hb =σ HS =

M

34.1= 0.06 [ kgf/cm 2 ] < fb = 1.4 [kgf/cm 2 ]
576

Ｏ．Ｋ．

Q
3.18
=
= 0.07 [ kgf/cm 2 ] < fs = 0.17 [kgf/cm 2 ]
Abon
49

Ｏ．Ｋ

Z Hbon=④-1 ｘ＝10 ㎝ の，曲げたわみ量 ｙb

yb =⎛ 2 x3 ⎞⎛FH
3.18
10 3 ⎞⎜⎜ Lx −⎟⎟ =⎜⎜ 10.7 × 10 2 −⎟ = 0.00019 [ cm ] = 0.0019 [ mm ]2 E b I Hdan ⎝3 ⎠ 2 × 140 × 45 ,000 ⎝3 ⎟⎠④-2 ｘ＝10 ㎝ の，せん断たわみ量 ｙs
断熱材に加わる平均せん断応力は，

ys =

σs
Es

⋅ Tdan =

σs =

Q
3.18
=
= 0.0053 [ kgf/cm 2 ]
Adan
600

0.0053× 10 = 0.0032 [ cm ] = 0.032 [ mm ]17④-3 ｘ＝10 ㎝ の回転角より，外装板表面（x＝12 ㎝）のたわみ量 ｙｇ

θ=

FH
x2
3.18
10 2
( Lx −)=( 10.7 × 10 −) = 0.000029
E b I Hdan2
140 × 45 ,000
2

y g = θ ⋅ T gai = 0.000029 × 2 = 0.000058 [ cm ] = 0.00058 [ mm ]④-4 ｘ＝12 ㎝ の，総たわみ量 ｙ

y = y b + y s + y g = 0.0019 + 0.032 + 0.00058 ≒ 0.035 [ mm ] < 1.0 [ mm ]
４−６

Ｏ．Ｋ．

2) 面外水平方向（前後方向）の慣性力の検討
面外水平方向慣性力による，断熱材の圧縮及び引張変形を検討する。
① 単位面積当たりの慣性力（面外水平方向）

Fo = G ⋅ α ⋅ W = 1.0 × 1.0 × 3.18 = 3.18 [ kgf ]（設計用震度Ｇ＝1.0，応力集中係数α＝1.0（面的接合部），単位面積当たりの外断熱構成部材重量Ｗ＝3.18[kgf]）② ｘ＝0 の，圧縮応力度σc と引張応力度σt

σｃ =

Fo
3.18
=
= 0.065 [kgf/cm 2 ] < fc = 0.4 [kgf/cm 2 ] Ｏ．Ｋ．
Abon
49

σt =

Fo
3.18
=
= 0.065 [kgf/cm 2 ] < ft = 0.7 [kgf/cm 2 ] Ｏ．Ｋ．
Abon49

③ ｘ＝0 ㎝ の，圧縮変形量 ｙC ，引張変形量 ｙt

yc =

yt =

σC
EC

σt
Et

⋅ Tdan =0.065⋅ 10 = 0.017 [ cm ] = 0.17 [ mm ] < 1.0 [ mm ] Ｏ．Ｋ．
40

⋅ Tdan =0.065⋅ 10 = 0.011[ cm ] = 0.11[ mm ] < 1.0 [ mm ]60Ｏ．Ｋ3) 面内鉛直方向（上下方向）の慣性力の検討
面内鉛直方向慣性力による，断熱材の曲げ及びせん断変形を検討する。
① 単位面積当たりの慣性力（面内鉛直方向）

FV = G ⋅ α ⋅ W = 0.5 × 1.0 × 3.18 = 1.59 [ kgf ]（設計用震度Ｇ＝0.5，応力集中係数α＝1.0（面的接合部），単位面積当たりの外断熱構成部材重量Ｗ＝3.18[kgf]）

面内下方向には常時，自重Ｗも加わっているため，上記Ｆv に自重Ｗを加えて，改めてＦv とおく。

FV = 1.59 + 3.18 = 4.77 [ kgf ]② ｘ＝0 の，曲げモーメントとせん断力

M = FV ( L − x ) = 4.77 × (10.7 - 0) = 51.1[kgf ⋅ cm] , Q = FV = 4.77 [ kgf ]③ 曲げ応力度σＶｂ と平均せん断応力度σＶＳσ Vb =

M
51.1== 0.16 [ kgf/cm 2 ] < fb = 1.4 [kgf/cm 2 ] Ｏ．Ｋ．
Z Vbon 338

σ VS =

Q
4.77== 0.098 [ kgf/cm 2 ] < fs = 0.17 [kgf/cm 2 ] Ｏ．Ｋ
Abon
49④-1 ｘ＝10 ㎝ の，曲げたわみ量 ｙb

yb =⎛⎛ 2 x3 ⎞FV
4.77
10 3 ⎞⎟ = 0.00063 [ cm ] = 0.0063 [ mm ]⎟⎟ =⎜⎜ 10.7 × 10 2 −⎜⎜ Lx −
2 E b I Vdan ⎝3 ⎠ 2 × 140 × 20 ,000 ⎝
3 ⎟⎠

４−７

④-2 ｘ＝10 ㎝ の，せん断たわみ量 ｙs
断熱材に加わる平均せん断応力は，

ys =

σs
Es

⋅ Tdan =

σs =

Q
4.77
=
= 0.008 [ kgf/cm 2 ]
Adan
600

0.008
× 10 = 0.0047 [ cm ] = 0.047 [ mm ]17④-3 ｘ＝10 ㎝ の回転角より，外装板表面（x＝12 ㎝）のたわみ量 ｙｇ

θ=

FV
x2
4.77
10 2
( Lx −)=( 10.7 × 10 −) = 0.000098
E b I Vdan
2
140 × 20 ,000
2

y g = θ ⋅ Tgai = 0.000098 × 2 = 0.0002 [ cm ] = 0.002 [ mm ]④-4 ｘ＝12 ㎝ の，総たわみ量 ｙ

y = y b + y s + y g = 0.0063 + 0.047 + 0.002 ≒ 0.056 [ mm ] < 1.0 [ mm ] Ｏ．Ｋ．

4-3-5-2 風荷重の検討
風圧力計算式関連法規：建築基準法施工令 第 82 条の５（屋根ふき材等の構造計算）→ 建告第 1458 号
ここでは，基準風速 36 m/s，地表面粗度区分Ⅱ，高さ 20 m の場合の風圧力を計算例に示す。
（風圧力計算自体は省略）
風圧力（正圧） ＝ 280.4 kgf/㎡ ，風圧力（負圧） ＝ 213.8 kgf/㎡① 単位面積Ａ当たりの風圧力（面外水平方向） 正圧ｑc ，負圧ｑt

q c = 0.06 × 280.4 = 16.9 [ kgf / m 2 ] , q t = 0.06 × 213.8 = 12.9 [ kgf / m 2 ]② ｘ＝0 の，圧縮応力度σc と引張応力度σt

σｃ =

qc
16.9
=
= 0.35 [kgf/cm 2 ] < fc = 0.4 [kgf/cm 2 ] Ｏ．Ｋ．
Abon
49

σt =

qt
12.9
=
= 0.27 [kgf/cm 2 ] < ft = 0.7 [kgf/cm 2 ] Ｏ．Ｋ．
Abon49

③ ｘ＝0 ㎝ の，圧縮変形量 ｙC ，引張変形量 ｙt

yc =

yt =

σC
EC

σt
Et

⋅ Tdan =0.35⋅ 10 = 0.088 [ cm ] = 0.88 [ mm ] < 1.0 [ mm ] Ｏ．Ｋ．
40

⋅ Tdan =0.27⋅ 10 = 0.045 [ cm ] = 0.45 [ mm ] < 1.0 [ mm ] Ｏ．Ｋ
60

４−８

4-3-5-3 長期鉛直荷重の検討
自重Ｗによる，断熱材の曲げ及びせん断変形を検討する。
① 単位面積当たりの自重 W = 3.18 [ kgf ]② ｘ＝0 の，曲げモーメントとせん断力

M = W ( L − x ) = 3.18 × (10.7 - 0) = 34.1[kgf ⋅ cm] , Q = W = 3.18 [ kgf ]③ 曲げ応力度σVb と平均せん断応力度σVSσ Vb =

M
34.1== 0.10 [ kgf/cm 2 ] < fb = 1.4 [kgf/cm 2 ] Ｏ．Ｋ．
Z Vbon 338

σ VS =

Q
3.18== 0.065 [ kgf/cm 2 ] < fs = 0.17 [kgf/cm 2 ] Ｏ．Ｋ
Abon
49④-1 ｘ＝10 ㎝ の，曲げたわみ量 ｙb

yb =⎛⎛ 2 x3 ⎞W
3.18
10 3 ⎞⎟ = 0.00042 [ cm ] = 0.0042 [ mm ]⎜⎜ 10.7 × 10 2 −⎟⎟ =⎜⎜ Lx −
3 ⎟⎠2 E b I Vdan ⎝3 ⎠ 2 × 140 × 20 ,000 ⎝④-2 ｘ＝10 ㎝ の，せん断たわみ量 ｙs
断熱材に加わる平均せん断応力は，

ys =

σs
Es

⋅ Tdan =

σs =

Q
3.18
=
= 0.0053 [ kgf/cm 2 ]
Adan
600

0.0053× 10 = 0.0032 [ cm ] = 0.032 [ mm ]17④-3 ｘ＝10 ㎝ の回転角より，外装板表面（x＝12 ㎝）のたわみ量 ｙｇ

θ=

x2
3.18
10 2
W
( Lx −)=( 10.7 × 10 −) = 0.000065
2
E b I Vdan
2
140 × 20 ,000

y g = θ ⋅ Tgai = 0.000065 × 2 = 0.00013 [ cm ] = 0.0013 [ mm ]④-4 ｘ＝12 ㎝ の，総たわみ量 ｙ

y = y b + y s + y g = 0.0042 + 0.032 + 0.0013 ≒ 0.038 [ mm ] < 1.0 [ mm ]

Ｏ．Ｋ．

以上
（岩倉化学工業㈱ 舘脇 英）

４−９