テキスト原稿様式（パネル）ＢＲＩ－Ｒ０４講演会テキスト

繰り返し地震力を受ける集成材構造の柱脚部の力学的挙動に関する研究
山崎 義弘

材料研究グループ 主任研究員

Ⅰ はじめに脱炭素社会の実現のため、木造建築物の中高層化の検討が理論値に概ね一致している。変動軸力大で接合部曲げ耐力・母材曲げ耐力の理論値のいずれも下回っているもの（図 6 の進められている。中高層化にあたり、地震時に柱に生じる軸(i)や(ii)）は、繰り返しの影響と考えられる。

力はさらに大きくなり、最終的にどのような破壊が生じるの

Ⅲ 引きボルト式集成材柱脚接合部の座彫部における圧縮・かを適切に評価しなければならない。本課題では、引きボル引張の交番応力による強度低下

ト式集成材柱脚部を対象に、地震による繰り返し軸力と曲げ前章の実験で観察された母材破壊を再現する要素実験を行モーメントを受けたときの挙動に関する検討結果を紹介する。

った。座彫のある断面では曲げ圧縮により断面縁に図 5[1]のⅡ 繰り返し変動軸力と曲げモーメントを受ける引きボルトように木材にしわが生じ、ここが引張応力下に転じるとしわ

図 1 に示す引きボルト接合による柱脚部を模した試験体

孔加工Φ 26

座彫り加工
80x80x90

20 80 20（異等級構成集成材・オウシュウアカマツ・E105-F300,120120x450mm）を対象とした。図 2 の載荷装置を用いて繰り返
9080
M22(ABR490)

400

変動軸力中200

一定軸力0-50350

じ接合部を設けているのは、逆対称曲げ試験において反曲点変動軸力大600

45080し変動軸力下での逆対称曲げ試験を行った。試験体上下に同Pv1+Pv2(kN)

800

PL- 22x78x782050

式集成材柱脚接合部の挙動

050100P (kN)-200

位置が比較的低い状態（柱脚接合面から 1025mm）を再現するためである。軸力（圧縮が正）の水準は図 3 の 3 種を考慮

図 1 試験体

図 3 軸力の水準した。各軸力水準につき 3 体ずつ試験を行い、変動軸力中のみ別途単調載荷を正負 1 体ずつ行った。

δH

図 4 に各試験体の曲げモーメント M－回転角 θ 関係を、図P：水平ジャッキ荷重
Pv1, Pv2：鉛直ジャッキ荷重
δH：加力梁の水平変位
φ：鉛直ジャッキ傾角
R：試験体部材角
Q：試験体せん断力
N：試験体軸力(圧縮が正)M1, M2：下部／上部接合部モーメント5 に破壊性状を示す。変動軸力中・大の試験体において、繰り返し載荷により曲げ圧縮で座彫り近傍にしわ（キンクバンドとも呼ばれる）が生じた後に曲げ引張を受けることで、そQのしわから引張破壊が生じたものが見られた（図 5[1]）。繰りMNP

返し載荷と単調載荷では、曲げ耐力は単調載荷の方が僅かに高い程度だが、変形性能は単調載荷の方が優れている。これ

図 2 載荷方法は繰り返し載荷による曲げ引張破壊が生じないためである。
図6 に実験で得られた最大曲げモーメント Mmaxと最大軸力M (kNm)

N maxの関係を示す。Mmax, Nmaxはそれぞれ曲げと圧縮の基準強度に基づく曲げ耐力 Mb, 圧縮耐力 Naで基準化した。文献 1の接合部の終局曲げ耐力 Muおよび母材の曲げ耐力 cMwuの理論式に基づく M-N 曲線も重ねて示す。
本実験の変動軸力大を除くと、いずれも接合部曲げ耐力のM (kNm)120

M (kNm) 120

80

8080

404040120

00-0.06

-0.04

-0.02
-40

単調-80

00.02

0.040.06 -0.06

θ(rad)

変動軸力中-0.04-0.02-40-80000.020.04

0.06 -0.06

θ(rad)

変動軸力大-0.04-0.02-40-80

図 4 接合部のモーメント－回転角関係

00.020.040.06

θ(rad)

一定軸力500kN ジャッキ
ﾘﾆｱﾚｰﾙ

面外拘束治具(4 面)

90[1]引張側座彫り部の破壊-1：曲げ圧縮によるしわ

試験体[2]圧縮側座彫り部
での破壊-2：曲げ引張による破断

80or100

図 5 典型的な破壊性状
Nmax/Na0.8

接合部 Mu1)
支圧強度=基準強度

接合部 Mu1)
支圧強度=要素実験値

母材 cMwu1)0.6
材料強度=要素実験値(i) ↑(ii) ↓00.2

図 7 要素試験体σt
Rtσt0.60.8-0.2110.6(i)

もので、材中央に設けた四角穴周辺を破壊部とした。材料は

0.4

ασcσc×0.20

図 9 載荷方法が起点となって引張破壊が生じた。よって、事前に与える圧試験体は図 7 に示す引きボルト式接合部の座彫部を模した

1.6Rt1.40.350.0040.021.61.61.21.21110.80.80.80.60.60.6ギ（E65-F240）とした。四角穴の大きさは 80mm 幅を標準、0.40.40.4

図 8 に示す加力装置を用い、(i)単調圧縮載荷、(ii)単調引張載荷、(iii)圧縮後引張載荷の 3 種の載荷を行った。図 9 に示す

0.60.7α0.80.9

10.16 0.14 0.23

Rt

1.41.41.20.2
05%下限値(単調引張)(a) ｵｳｼｭｳｱｶﾏﾂ・座彫幅 80(ES)

同一等級構成集成材でオウシュウアカマツ（E105-F300）とス100mm 幅は比較とした。各仕様 6 体ずつ試験を行った。

0.08 0.01(t 検定の p 値)

0.81.2縮応力レベルが引張強度へ与える影響を把握する必要がある。

0.331.2(iii)

Mmax/Mb

図 6 M-N 相関関係

Rt

1.4×× (ii)

文献 10.4

図 8 載荷装置
1.6

文献 2
文献 2(座彫りなし)

0.2080単位(mm)
変動軸力大
変動軸力中(単調)
変動軸力中
一定軸力

文献 1,2 のﾌﾟﾛｯﾄは比較対象外

0.4120

ピン

80

0.7

0.80.95%下限値

0.20.2

α0.6平均値

1(b) ｵｳｼｭｳｱｶﾏﾂ・座彫幅 100(EL)

00

α0.6
0.60.70.70.80.8

0.90.9(c) スギ・座彫幅 80(CS)1

図 10 圧縮応力経験後の引張強度の低下率（Rt-α 関係）

ように、(i)と(ii)で単調圧縮強度 σc と単調引張強度 σtの平均値を求め、(iii)ではまず σc の α 倍の圧縮応力を 1 回与えた後にげ圧縮応力を基準強度付近まで使用することなく、多少の余引張応力を与えて破壊に至らしめ、そのときの引張破壊強度裕を見ておくことも必要と考えられる。の σt に対する比 Rtを求めた。

参考文献(iii)圧縮後引張載荷で得られた Rt-α 関係を図 10 に示す。図1) 秋山信彦, 岡本滋史, 山崎義弘, 槌本敬大 : 引きボルト式

10 には 6 体平均値に加え、信頼水準 75%の 5%下限値と、(ii)集成材ラーメン構造の耐震設計法に関する研究 軸力を考と(iii)を独立した標本と見なした Welch の t 検定による p 値を慮した柱脚接合部の剛性および耐力の推定方法の提案, 日併記した。ES は α = 0.9 で、EL は α = 0.8 以上で Rtの有意な

本建築学会構造系論文集, 第 87 巻, 第 793 号, pp.295-306,低下が見られた（p < 0.05）。CS は α が 0.9 以下で有意な低下

2022.3はない（p > 0.05）と判断されるが、α = 0.9 で 6 体のうち 2 体2) 山崎義弘, 溝口比菜, 松田和浩, 秋山信彦 : 曲げモーメン

で Rtが 0.5 程度と低い値を示しており、5%下限値で見ると顕トと軸力の複合応力を受ける集成材柱脚部および CLT 壁著な低下を示した。以上を踏まえると、引きボルト式柱脚部脚部の性能評価, 日本建築学会技術報告集, 第 28 巻, 第 68の座彫部のように破壊の起点となる箇所では、大地震時の曲号, pp.161-166, 2022.2