東急建設技術研究所報 No. 46

U.D.C 699.83

金属製外装パネルの耐風圧性能―構成部材の力学的性質―
本田宏武 ＊中本
要

約：康 ＊＊＊

富田健司 ＊

大岡督尚 ＊＊

加藤晃敏 ＊＊＊＊

瀬戸山春輝 ＊＊＊＊

佐藤良介 ＊＊

横山広大 ＊＊＊＊

建築物の強風被害は外装材や付帯設備に多く発生しており，過去に襲来した台風によって金属製外装パネルが脱落・飛散する事例も報告されている。こうした被害を防止するためには，接合部を含む外装パネル構成部材の詳細な構造検討が必要であるが，多様な部材で構成される外装材の耐力を机上の構造検討で適切に評価できているかどうかについては明らかとなっていない。
本研究では，アルミ製外装パネルを構成する部材の要素試験を実施し，その力学的性質と公称耐力との比較検討を行った。その結果，パネルを留付けるビス締結部付近が構造上のウィークポイントであることを確認した。
また，要素試験で得られた耐力は公称耐力を上回っており，公称値に基づく許容応力度設計により実際の耐力を安全側に評価できることを明らかにした。

キーワード：

金属製外装パネル，耐風設計，構成部材，アルミ，要素試験

目

1．はじめに5．ビス留付け部の局部曲げ試験

2．対象パネル

6．折曲げ材の局部曲げ試験

3．パネル素材の引張試験

7．まとめ

次：

4．スキンプレート・中骨・接着体の曲げ試験
1．はじめに

2．対象パネル

建築物の強風被害は，外装材や付帯設備に多く発生して本研究で対象とするパネルは，図 1 に示す金属板端部をおり，過去に襲来した台風によって外壁，屋根などの金属折曲げ加工したアルミ製外装パネルであり，鋼板製外壁構製外装パネルが脱落・飛散する事例が報告されている。こ法標準 SSW2011 3)の適用範囲外のパネルである。本パネルのような外装材の強風被害を招く要因として，不適切な風はタッピングビスにより胴縁に留付けられ，ファスナー・力係数や設計用再現期間の設定といった風荷重設定上の問間柱等を介して構造体に接続される。また，パネル裏面に題，接合部などの構造的脆弱部の強度検討不足といった耐は中骨がパネルの長辺方向に沿って取付けられることがあ力評価上の問題，下地精度や締結材の留付け不良といったる。この中骨は，パネルの板厚が 2 mm 程度と比較的薄い

施工品質上の問題，外装材の疲労損傷および経年劣化といため，外観上凹凸が生じないよう平滑面を確保することをった維持管理上の問題などが考えられる 1)。

目的に構造用両面テープでパネル裏面に接着補強されるものである。

こうした強風被害を設計の観点から未然に防ぐためには，検討対象の建物部位に応じて適切な風荷重を設定するだけなく，接合部を含む詳細な構造検討が必要である。しかし，多様な部材で構成される外装材の耐力を経験的に使用されている単純梁モデルでの机上の構造検討で適切に評価できているかについては明らかとなっていない。また，外装材は荷重伝達経路が複雑なため，外皮とその支持部材で構成されたアセンブリ試験体による試験結果を基に検定を行うことが理想であるが 2)，多くの場合は個々の構成部材ごとに許容応力度設計を行っているのが実情である。
そこで本研究では，建築物の外壁面に設置されるアルミ製外装パネルを対象に構成部材の要素試験を実施し，その力学的性質について検証するとともに，構造検討で用いられる公称耐力との比較検討を行った。

＊技術研究所 温熱・風グループ＊＊＊＊建築事業本部 技術統括部

図1＊＊技術研究所 構工法・材料グループ
建築技術部 仕上環境技術グループ

45

アルミ製外装パネルの例＊＊＊建築事業本部

技術統括部

建築技術部

東急建設技術研究所報 No. 46

表1

アルミ材（A1100P‑H14）の引張試験結果

3．パネル素材の引張試験
3.1

試験概要

本研究で使用するアルミパネル素材（A1100P‑H14）の一 軸 引 張 試 験 を 行 っ た。試 験 体 は 幅 25 mm，長 さ 160mm，厚さ 2 mm の短冊形試験片とした。試験体数は 6 体とし，試験体の両面にひずみゲージを取付け，インストロン型精密万能試験機により載荷した。載荷方法は変位制御とし，載荷速度は試験体の変位が 2 mm 以下までは 0.4mm/min，変位 2 mm を超えた段階で 1 mm/min とした。
試験データはサンプリング周波数 1 Hz で試験機荷重とク

写真 1

試験状況

図2記号の定義 4)

ロスヘッド変位およびひずみゲージ出力を収録した。
3.2

試験結果

表 1 に引張試験結果を，写真 1 に試験状況を示す。また，表 1 中の記号の定義を図 2 に示す。パネル素材の引張強さ

m

は 129 N/mm 2，0.2% 耐力

p0.2

は 119 N/mm 2 で5)

あ り，JIS H 4000：2014 の 規 定 値（引 張 強 さ：120 N/mm 2 以上 145 N/mm 2 以下，耐力：95 N/mm 2 以上）を満足している。ヤング係数は 67.9 kN/mm 2 であり，後述

する要素試験の曲げ剛性の理論値は=70 kN/mm 2（70×10 3 N/mm 2）を用いることとした。図 3 に試験体 6 体の図3

応力―ひずみ曲線を示す。破断時全伸びは試験体によってアルミ材（A1100P‑H14）の応力―ひずみ曲線バラツキがみられるものの，応力―ひずみ曲線の勾配や引張強さは試験体によって大きな差異はみられなかった。
4．スキンプレート・中骨・接着体の曲げ試験
4.1

試験概要

スキンプレート（以降，PL と称す）と中骨で構成された接着体の曲げ剛性が，個々の部材剛性の合成効果があるかを確認するため，PL 単体，中骨単体および接着体（PL＋中骨）の曲げ試験を行った。試験体の種類を図 4 に示す。
試験体は PL 単体，中骨単体，接着体とし，中骨は押出材（A6063S‑T5）と曲げ材（A1100P‑H14）の 2 種類とした。
図4

また，接着体は PL と中骨を厚さ 1 mm の構造用両面テー曲げ試験体の種類

プで接着補強している。試験状況を写真 2 に示す。試験は500 kN 万能試験機を用いて三等分点曲げ試験（図 5：支点間距離 300 mm，載荷点間隔 100 mm）を行った。また，試験体数はそれぞれ 5 体とし，試験体中央下面には計測治具を取付けて接触型変位計を 2 点設置した。試験データは，サンプリング周波数 1 Hz で載荷時の荷重と変位計出力およびクロスヘッドのストロークを収録した。

写真 246

曲げ試験状況

図5

載荷条件（単位：mm）

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図 6(ａ)

図 6(ｄ)

4.2

PL 単体

図 6(ｂ)

中骨単体（押出材）

PL＋中骨（押出材）

図 6(ｅ)

PL＋中骨（曲げ材）

試験結果

4.2.2

図 6(ｃ)

中骨単体（曲げ材）

図7

単純梁モデル

中骨単体（押出材）

図 6 に曲げ試験で得られた荷重―変位曲線（各 5 体）を中骨単体（押出材：A6063S‑T5）の試験結果を図 6(ｂ)示す。図中の変位は，試験体の中央で計測した 2 点の変位に示す。試験体の最大荷重は 16.4〜17.9 kN の範囲にあり，計出力の平均変位である。また，図中には図 7 に示す単純公称曲げ耐力を上回っている。また，公称耐力までの曲げ梁モデルから(剛性は理論剛性と概ね対応している。

)式に基づいて算出した曲げ剛性の理論値（以降，理論剛性と称す）と公称値に基づく曲げ耐力（以4.2.3降，公称耐力と称す）を併記した。
k =

P =

中骨単体（曲げ材：A1100P‑H14）の試験結果を図 6(ｃ)に示す。最大荷重は 9.4〜9.6 kN と公称耐力を上回るもの

1296EI 
1296EI 
1296EI , k =, k =23l 23l 23l k=k+k, k=k+k

中骨単体（曲げ材）の，図 6(ｂ)に示した押出材の中骨に比べて耐力は 1/2 程()度である。また，公称耐力までの曲げ剛性は理論値よりも6Z  f 6Z  f 6Z  f , P =, P=lll

やや小さい結果となっている。
4.2.4

ここで， ：理論剛性（N/mm）， ：断面二次モーメン

PL＋中骨（押出材）PL＋中骨（押出材）で構成される接着体の試験結果をト（mm 4）， ：ヤ ン グ 係 数（=70×10 3 N/mm 2）， ：支図 6(ｄ)に示す。図中の理論剛性は式(2点 間 距 離（mm）， ：許 容 曲 げ 応 力 度（=95 N/mm ：)中の（PL 単D

体と中骨単体の曲げ剛性の重ね合わせ）および各構成部材

A1100P‑H14，=110 N/mm 2：A6063S‑T5）， ：断面係数の公称耐力（mm 3）， ：公称耐力（N）

kN と図 6(ｂ)の中骨単体と同程度であるが，曲げ剛性は，ABを示している。最大荷重は 16.4〜18.1

添え字は A : PL 単体，B：中骨単体（押出材），C：中理論剛性よりも低く，各断面性能の合成効果は見られなか骨単体（曲げ材），D：接着体（PL＋中骨（押出材）），E：った。これは，PL と中骨を接着する構造用両面テープの接着体（PL＋中骨（曲げ材））を示す。

せん断剛性が不足しているためと考えている。

4.2.1

4.2.5

PL 単体

PL 単体（A1100P‑H14）の試験結果を図 6(ａ)に示す。

PL＋中骨（曲げ材）

PL＋中骨（曲げ材）の試験結果を図 6(ｅ)に示す。図中の理論剛性は式(

本試験体は変形が大きくなるにつれて変位計測用治具が試)中の（PL 単体と中骨単体の曲げE

験機テーブルに接触する恐れがあったため，変位が 20剛性の重ね合わせ）および各構成部材の公称耐力mm を超えた時点で試験を打ち切った。変位 20 mm 時点である。最大荷重は 9.0〜9.6 kN と図 6(ｃ)に示した中骨における荷重値は 0.27〜0.28 kN の範囲にある。また，実単体と同程度であり，公称耐力を上回る。また，実験で得験で得られた曲げ剛性は理論剛性と概ね一致しており，荷られた曲げ剛性は理論剛性よりも低く，図 6(ｄ)の押出材重値は公称耐力よりも高い結果となっている。の中骨を用いた接着体と同様の傾向を示した。

47，

AC

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表25．ビス留付け部の局部曲げ試験
5.1

局部曲げ試験ケース

試験概要

本研究で対象とするパネルは，タッピングビスによって胴縁に留付けられるため，その耐力はビスの頭抜けやパネル縁の破断，パネルの局部曲げなどビス締結部付近で決定されるものと考えられる。そこで，ビス留付け部周りの破壊モードや耐力を評価するため，局部曲げ試験を行った。
表 2 に試験ケースを，図 8 に試験体概要を示す。図 9 に示
すとおり，アルミパネルは 300 mm 間隔でビス孔が設けられており，パネル長辺方向折曲げ縁の片側は丸孔，もう片側は地震時の層間変形に追従するためにルーズ孔が施される。そのため本試験では，ビス孔の形状を試験パラメータとした。図 8 中の赤塗潰し部が本試験の対象部（ビスの負担幅：300 mm）であり，それ以外は試験治具である。写真 3 に試験状況を示す。試験は 500 kN 万能試験機を用いて鉛直方向に載荷した。試験体数は各ケース 5 体とした。
図8

試験データはサンプリング周波数 1 Hz でクロスヘッドの試験体概要ストロークと荷重値を取得した。
5.2

試験結果

図 10 に局部曲げ試験で得られた荷重―変形性能を示す。
横軸はクロスヘッドのストロークを，灰破線は Case 1 の丸孔タイプ（5 体）の結果を，カラー実線は Case 2 のルー ズ 孔 タ イ プ（5 体）の 結 果 を 示 し て い る。図 中 に は，()式に示す鋼構造物の柱脚設計に用いるベースプレート
図9の局部曲げ検討に準じる式（図 11）6)から算出した値を公ビス孔の位置

写真 3

試験状況

称耐力として併記した。
f ≤σ =T=TeM=ZZ(f Zf Bt  f  (D+2e)t ==e6e6e)

ここで， ：公称耐力（N）， ：許容曲げ応力度（=95N/mm 2：A1100P‑H14）， ：有効幅における断面係数3（mm ）， ：ビスの中心から折曲げ部までの距離（mm），：有効幅（mm）， ：ビス頭径（mm）， ：板厚（mm），
σ b：曲げ応力度（N/mm 2）， ：曲げモーメント（Nmm）
5.2.1

丸孔タイプ

図 10

局部曲げ試験の荷重―変形曲線

丸孔タイプ（図 10：灰破線）の最大荷重は，2.01〜2.17kN と公称耐力を上回る。最大荷重時のストロークは 13mm 程度であり，荷重 0.7 kN 付近を境に荷重―変形曲線の傾きに変化がみられる。写真 4(ａ)に破壊状況を示す。
試験を実施した 5 体とも広がったビス孔からパネルが脱落する頭抜けで破壊した。
5.2.2

ルーズ孔タイプ
図 11

ル ー ズ 孔 タ イ プ（図 10：カ ラ ー 実 線）の 最 大 荷 重 は局部曲げの計算モデル

0.81〜0.91 kN と丸孔タイプの 1/2 以下であった。これは，ルーズ孔の方が丸孔に比べて開口が大きく，ビス頭部の接触面（かかり代）が小さくなるためと考える。また，破壊形式は写真 4(ｂ)に示すとおり丸孔タイプ同様ビスの頭抜け破壊であった。最大荷重は公称耐力を上回ることから，()式によって構造検討すれば，丸孔・ルーズ孔タイプともに安全側に耐力を評価できるものと考える。

写真 4(ａ)48

破壊状況

写真 4(ｂ)頭抜け破壊

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図 12

写真 5(ａ)

試験前状況

写真 5(ｂ)

試験後状況

試験体概要

図 13

局部曲げ試験の荷重―変形曲線

図 14

局部曲げの計算モデル

6．折曲げ材の局部曲げ試験
6.1

試験概要

本研究で対象とするパネルは，アルミ平板を 90 度に折曲げ加工しているため，折曲げ部では部材が塑性化しているものと考えられる。そこで，折曲げ加工による曲げ耐力への影響を確認するため局部曲げ試験を行った。試験体概要を図 12 に示す。幅 50 mm，折曲げ高さ 40 mm の試験
体 2 枚を厚さ 10 mm のアルミ平板治具にボルト接合し，リングキャッチ・アイナット等を介して鉛直方向に載荷した。試験前後の状況を写真 5 に示す。試験体数は 5 体とし，試験データはサンプリング周波数 1 Hz でクロスヘッドのストロークと荷重値を取得した。
6.2

試験結果

7．まとめ

試験結果を図 13 に示す。本試験体は破壊せずに折曲げ

本研究では，アルミ製外装パネルを構成する部材の要素部が開き続けるため，ストロークが 30 mm を超えた時点試験を行い，構成部材の力学的性質と公称耐力との比較・で試験を打ち切った。同図中には，(検討を行った。本研究で得られた知見を示す。

)式に基づいて図14 に示すバネモデルに置換して計算した理論剛性と公称

1)

本研究で使用したパネル素材（A1100P‑H14）の引張耐力および公称塑性耐力を併記した。本検討では簡単のた

強さは 129 N/mm 2，耐力は 119 N/mm 2と JIS H 4000：

め，図 14 中の赤枠で示した 1/4 領域の 22014 の規定値を満足しており，要素試験結果を公称面に逆対称曲耐力で比較・評価することは妥当であると考える。

げが作用するモデルを仮定し，直並列のバネモデルにより2)理論剛性を算出した。
22

  k + k k= 0.5k=

スキンプレートと中骨単体および接着体（スキンプレート＋中骨）の曲げ試験の結果，最大耐力は公称耐力

以上となっていることを確認した。従って，公称値にP3EIP3EI, k= = =δ l (l+3l)δ l (l+3l)(

基づく許容応力度設計は，実際の耐力を安全側に評価)しているものと考える。

4Zf Z, P= P=1.5P
P=lZ3)

接着体の曲げ試験の結果，被接着部材であるスキンプレートと中骨の断面性能の合成効果は見られなかった。
これは，両部材を接着補強する構造用両面テープのせここに， ：理論剛性（N/mm）， 1， 2：曲げ剛性（N/mm），
δ 1，δ 2：加力方向変位（mm）， ：荷重（N）， ：ヤング係数

ん断剛性が不足していることに起因するものと考える。

（=70×10 3 N/mm 2）， ：断面二次モーメント（mm 4）， ， ，4)

ビス留付け部の局部曲げ試験の結果，全ての試験体で：長 さ（mm）， ：公 称 耐 力（N）， ：公 称 塑 性 耐 力

頭抜け破壊を生じており，本パネルの構造上の脆弱部（N）， ：許容曲げ応力度（=95 N/mm 2：A1100P‑H14），はビス締結部周りであるものと推察される。また，実33：断面係数（mm ）， ：塑性断面係数（mm ），験値は鋼構造物の柱脚設計等で用いられるベースプレ実験による曲げ剛性は理論剛性よりもやや大きい。これートの局部曲げ耐力よりも高いことから，当該設計法

は，の長さが短いために側の剛比がによって検定すれば実際の耐力を安全側に評価するこ側よりも高くなり，2面に作用するモーメントの反曲点がことで面に作用する曲げが仮定より小さくなることがとが可能になると考える。

側に寄る
5)

折曲げ材の局部曲げ試験の結果，公称塑性耐力に達す要因と考える。また，公称耐力に達するまで顕著な耐力低るまでの間，顕著な耐力低下は見られなかったことか下は見られなかったことから，パネルの折曲げ加工が曲げら，パネルの冷間折曲げ加工が曲げ耐力へ及ぼす影響耐力へ及ぼす影響は少ないものと考える。

は少ないものと推察される。

49

東急建設技術研究所報 No. 46

謝辞

本研究は，菊川工業株式会社との共同研究によるものです。本研究を進めるにあたり多大なるご協力を頂きました。ここに記して謝意を表します。
参考文献
1) 日経 BP 社：日経アーキテクチュア，No. 981, 2012.8‑102) 日本建築学会：実務者のための建築物外装材耐風設計マニュアル，2013.2
3) 日本金属屋根協会・日本鋼構造協会：鋼板製外壁構法標準 SSW2011, 2011.2
4) JIS Z 2241 : 2011，金属材料引張試験方法
5) JIS H 4000 : 2014，アルミニウム及びアルミニウム合金の板および条
6) 共立出版株式会社：建築構造ポケットブック―第 4 版―，2003.4

WIND RESISTANT PERFORMANCE OF METAL EXTERIOR PANEL―MECANICAL PROPERTIES OF THE STRUCTURAL MEMBERS―
H. Honda, K. Tomita, T. Oh‑oka, R. SatoY. Nakamoto, A. Kato, H. Setoyama and K. Yokoyama
Wind related disasters of buildings often occurs on building claddings, such as the exterior panels. It was reported thatthe metal exterior panels were blown away by typhoon. In order to prevent this damage, it is necessary to design thestructures of the exterior panel members and connections in detail. Since the exterior panel is composed by variousmembers, the yield strength design may not be properly evaluated only through desk works.
In this paper, we discussed the mechanical properties of the panel members which will be used in wind resistantdesigning, based on the element tests results. The experiment is composed by the following 4 parts : 1）the tensile tests of
the aluminum panel, 2）the bending tests of a single aluminum plate, a single aluminum reinforcement and their
combination respectively, 3）the local bending tests of the fastening part, 4）the local bending tests of the bent aluminum
panels.
As results, 2 conclusions were reached. 1）The area around the screw fastening is confirmed to be the structural weakpoint. 2）The yield strength obtained from the element tests exceed the nominal values, which means allowable stressdesign based on the nominal values is safe.

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