２. １ 山佐木材 （株）
１．建築物の仕様一覧
事業名
実施者もしくは担当者（実施者が個人の場合）
用途
建設地
構造・工法
建
階数
築
高さ（m）
物
の
軒高（m）
2
概
敷地面積（m ）要
2
建築面積（m ）2
延べ面積（m ）１階
階別面積（m2）
CLT採用部位C
CLT使用量（m3）
L
寸法
T
の
ラミナ構成
壁パネル
仕
強度区分
様
樹種
た C 採用部位な L 使用量（m3）
の製 T
寸法
仕品以
構成
鉄筋挿入集成材
様・外
樹種
技の
術新
強度区分
屋根
主な外部仕上
外壁
開口部
仕
界壁
上
間仕切壁
主な内部仕上床
天井
構造計算ルート
接合方法
構
造
最大スパン
問題点・課題とその解決策
防耐火上の地域区分
防耐耐火建築物等の要件
火問題点・課題とその解決策
遮音性確保に関する課題と解決策
施
建て方にける課題と解決策
工
劣化対策
設計期間
施工期間
工
程
CLT等躯体施工期間
竣工（予定）年月
発注者
設計者
構造設計者
体
制
施工者
CLT等新たな製品・技術供給者
ラミナ等供給者

山佐木材株式会社 CLT工場増築工事の設計実証
山佐木材株式会社 代表取締役 佐々木幸久
工場
鹿児島県鹿屋市串良町上小原栄田150-4外木造 1方向木造ラーメン （他方向は 耐力壁）
1階
8.7
5.2
4992.29988.25988.25988.25
桁方向 耐震壁
12.05 （建築物使用量）
150×1,950×3,300 及び 150×1,955×3,790 の2種類
5層5プライ
Mx60B 幅はぎ未評価
杉
フレーム
約 50
柱・梁共 断面 210×600
鉄筋挿入 杉集成材
杉
強度指定無 の為 時刻歴応答解析にてセンター評定を予定
折板葺き（ガルバリウム鋼板）
透湿防水シート下地 防火サイディング貼
アルミサッシ無無土間コンクリート（金コテ押さえ）
断熱材（折板ウラ貼）
時刻歴応答解析 （評定）GIR (Glued In Rod) 異形鉄筋－エポキシ樹脂
25 m
鉄筋挿入集成材の基準強度 早期取得 ⇒実証物件、評定等での認可
無指定
適用外
特に無し
自社敷地内 工場でもあり 特に無し
施行順序の確認、エポキシ注入の施工性向上
保護塗料程度
H27年9月～H28年2月
H28年 8月頃着工予定 （評定期間次第） H29年1月頃竣工予定

山佐木材株式会社 代表取締役 佐々木幸久
山佐木材(株)1級建築士事務所
黒木構造デザイン事務所+塩屋晋一
未定
自社製造
自社製材

－17－

2. 実証事業の概要
2-1.事業名と実施者【事業名】 山佐木材株式会社 CLT 工場増築工事の設計実証【実施者】 住所：鹿児島県肝属郡肝付町前田 972 番地

会 社 名 :山佐木材株式会社
代表者名：代表取締役 佐々木幸久
電話番号：0994-31-4141
FAX 番号 :0994-31-4142
2-2. 建築物の概要①建設地：鹿児島県鹿屋市串良町上小原栄田 150-4 外②延べ面積：988.25 m2③構造種別：木造ラーメン工法 平屋建
④用途

：工場

⑤CLT 使用部位：桁方向耐震壁 5 層 5 プライ Mx60B t150×W3,300×L1895
t150×W1,955×L3,790
2-3. 事業概要と目的
山佐木材株式会社では、大きく分類して 2 つの開発検討を進めている。
① CLT の利用拡大

その一環として、超高層木造研究会における鋼構造床の木質化及び耐震・制振壁への利用② 鉄筋挿入集成材(以下 SAMURAI で表記)の商品化。建築物での利用が可能とする為の検討・試験と実証物件の建設である。
来年度、自社 CLT 製造規模拡大に向けて、CLT 専用工場の増設を検討していたため
上記①、②を最大限有効に利用することを考えた。
また、CLT の利用方法として中高層のビル系の建物が多く紹介されているが、耐震壁としての利用によって大スパン建築物（工場・体育館等）への利用実例とし、引きボルトやビス以外の接合方法(GIR)の採用も事例検討のひとつとした。
2-4. 実施体制【申請者】山佐木材(株)：申請事務取りまとめ、進行管理 担当：塩﨑征男【協力者】意匠設計：(有)建築支援ファイル
構造設計：鹿児島大学工学部 塩屋晋一
黒木構造デザイン事務所 黒木康博
接合要素試験：鹿児島県工業技術センター
面内せん断試験：（一財）建材試験センター西日本試験所－18－

2-5. 事業の進め方
本事業で建築予定の山佐木材(株)ＣＬＴ工場は、構造体として SAMURAI 及び CLT を使用するため、時刻歴応答解析を行い建築物の性能評価および大臣認定が必要である。
本事業では、次のステップにて進めることとした。
① CLT の材料強度（日本 CLT 協会実験棟採用値）及び鹿児島大学塩屋研究室での既往の試験結果に基づき構造計画を行う。
② 接合に関する構造特性値を求める要素試験は、鹿児島県工業技術センターにおいて実施。
これらの数値に基づいて構造設計を進めた。
③ CLT 耐力壁耐力と設計値の確認を設計図書同仕様（スケール 60%)において面内せん断試験を（一財）建材試験センター西日本試験所において行った。
④ 4 月に日本建築センター 木構造委員会に評定申請。終了次第、着工

H28 年中の竣工を目指す。ただし、CLT 基準強度告示のパブリックコメントが 2 月 8 日～3 月 8 日に募集されており 4 月頃強度告示が出るとのこと。告示施行後、再度 計算値を告示数値にて再計算を行い委員会にて審査をうける予定とする。

－19－

3. 成果物
3-1. 建物概要
立面図、平面図及び CLT 耐震壁詳細図を 3-2 項の後頁に記載する。
3-2. GIR(Glued in Rod)要素試験
既往の実験等により一般的な GIR 接合においての破壊形状は、脆性的な破壊となることは知られている。今回の設計においては、塑性域に入らない弾性応答解析までとしている為、接合強度が高いと考えられる当接合を採用することとした。
GIR の代表的な接合具である異形鉄筋は、構造躯体に採用する SAMURAI も異形鉄筋を採用していることより CLT 耐震壁にも異形鉄筋を採用することとした。
試験概要と結果を以下に示す。
① 試験体
・CLT
JAS Mx60B 5 層 5 プライ 150mm 厚
幅はぎ有（JAS では未評価）
・異形鉄筋 D22 SD345
・接着剤

エポキシ樹脂アイカ製 ジョリシール

異形鉄筋は、各定着長を 500mm とし
繊維 90°方向に定着させて J 試験体と繊維 0°方向に定着させた K 試験体各 6 体

図 3-2-1 試験体図とした。
② 試験方法試験は、定着させた異形鉄筋をアムスラー
試験機にて引き抜くことで変位と耐力を測定した。既往の試験等において当引抜試験では材料のめり込み等の影響があることも示されているが、試験場の所有する試験機を利用することのため、当方法を採用したが、めりこみ等を考慮し、試験片断面と同サイズの鋼板を試験機との間に配置、異形鉄筋を通す

写真 3-2-1 試験方法

孔は塩屋氏の指導※によりφ50mm とした。
※ 塩屋研究室の既往の SAMURAI 基礎試験（鉄筋引張）において、孔が小さいと強度が上がること。適正な径は 50mm 程度との確認をしている。

－20－

③ 試験結果

写真 3-2-2 J 試験体結果

写真 3-2-2 K 試験体結果

結果は、J 試験体は全て鉄筋破断、K 試験体は全て木破、又は鉄筋の抜け出しとなった。
以前、筆者が実施した集成材での異形鉄筋の GIR 引抜試験では、いずれの方向（繊維方向）においても破断の前に木破が発生していたが、今回の試験では繊維 90°方向に定着させた試験体では木破は起こらなかった。理由は、もう少し実験をしてみる予定であるがCLT はラミナ層が直交し当試験体は幅方向も接着していることも理由かと考えられる。
試験結果の耐力を下表に示す。

表 3-2-1 異形鉄筋引抜試験耐力
鉄筋の降伏はどちらも同じ程度でバラツキは少ないが、Pmax 値については、J 試験体
は、全て鉄筋破断のためバラツキは小さく、K 試験体は全て木破のだったためバラツキが生じている。

－21－

図 3-1-1 立面図－22－

図 3-1-2 平面図－23－

図 3-1-3 立面図（ 桁方向)－24－

図 3-1-4
CLT耐震壁詳細－25－

3-3. 構造設計
3-3-1 構造計画概要書
3-3-1-1 主体構造及び架構形式
主体構造は異形鉄筋で曲げ補強した鉄筋スギ集成材とスギ CLT パネルを用いる構造である。
1)梁間は鉄筋スギ集成材を用いる山形ラーメン架構形式である。
山形の頂部の鉄筋集成材梁の相互の接合、および柱脚と RC 基礎柱の接合は、既成の鉄筋による接合工法(glued-in-rod.)を用いる。軒高さ位置の柱と梁の接合では、部
材内に挿入され接着される接合筋の先端G1の接合鉄筋と曲げ補強筋は炭素繊維スリ

Ｇ.Ｌ.

G1

塑性ヒンジ

500 0

H =54 00

る曲げ補強筋と接合する構法である。そ

塑性ヒンジ

Ｃ１

Ｃ１
G1, C2 ：鉄筋スギ集成材

40 0

H=7 90 0を、集成材内に内蔵されて接着されていーブで接合する。炭素繊維スリーブも集

2 440 0Y1軸

成材内に工場製作で内蔵する。柱と梁を図

梁間

山形ラーメン骨組

Y2軸接合する接合鉄筋に対する接着剤の充填作業は既往の鉄筋による接合工法と同じ作業工程にする。炭素繊維スリーブは、その作業工程により接合鉄筋と曲げ補強筋が接合されるようにラミナ材に内蔵する。
2)桁行きは、CLT パネルを１スパンに門形に組み込むだ耐震壁(以後、CLT 耐震壁)を４箇所、配置して、水平抵抗させて、長期荷重は柱の
CLT B

桁梁

150x240

胴縁Y2軸
CLT耐震壁

CLT耐震壁

CLT耐震壁

鉄 筋 集 成材

Samurai

210x600

CLTA

C LTA

接 合鉄 筋

ダボ筋

RC 基 礎

CLT耐震壁
Y1軸

X1

X3

X4

X8

図

X9

X11

図

CLT耐震壁の模式図

桁行き CLT耐震壁の配置

弱軸で抵抗させる。CLT 耐震壁は図 2.1 に示すように CLT パネルを鉄筋接合で曲げモーメントを伝達させて、だぼ筋でせん断力を伝達させる。
3)基礎は鉄筋コンクリート造の独立基礎する。また回転拘束度を増加させるために、土間スラブを補強した補強スラブを構造体の一部とする。
4)構造計画の概略は以下の通りである。
梁間に山形骨組の平屋である。最高 8.2m、軒高 5.7m、建物の平均高さ 6.95m である。桁行方向(X 方向)にほぼ均等長さの 10 スパンで、梁間方向(Y 方向)に１スパンである。梁間方向は１スパン 24.61m の山形ラーメン架構である。登り梁の勾配は 2/10である。梁間方向には４列の門形ラーメンを並列配置している。屋根ふき材は折板で、－26－

梁間のスパン中央を頂点にして両側に流れる切り妻(勾配 2/10)である。
基本モジュールは 4m x 25m で、両妻面のスパンは 3.6m x 25m である。
梁間方向は、１１の山形ラーメン骨組で水平抵抗させる形式で、桁行き方向は４つのCLT 耐震壁で抵抗させる形式としている。水平剛性は各方向でほぼ同程度としている。
屋根小屋組には鋼製の水平ブレースを設置し、屋根小屋組の面剛性を確保した。
集成材は集成材工場で異形鉄筋(D22 または D25)を挿入して接着して整形されるスギ集成材である。建設現場で柱と梁を組み立て、柱と梁の接合面に加工されている孔に異形鉄筋(接合鉄筋)を挿入し、エポキシ接着剤を充填して柱と梁を接合する。
接合鉄筋と集成材内の異形鉄筋(曲げ補強筋)は、集成材の成形時に内蔵される炭素
繊維スリーブの内に挿入される状態になり、そのスリーブ内にエポキシ接着剤が充填される工夫がなされている。その接着剤の硬化により接合される形式になっている。
梁間は梁勝ちのラーメンとしている。スパン中央は接合鉄筋の定着長さが等しくなるように片側の梁を勝たせる形状で接合している。接合鉄筋の接着による鉄筋接合とている。
桁行の桁梁は屋根荷重をほとんど負担しないので、150x240mm の桁梁としている。
CLT 耐震壁では門型の上梁に相当する CLT-B を繋ぎ梁とし、耐震壁の左右の桁梁と鉄筋接合により連結する。
桁方向の水平荷重は桁梁の軸力により CLT 耐震壁へ伝達させる。
RC 基礎柱は G.L.より 0.4m 立ち上げ、その高さ位置で集成材の柱を接合する。柱の柱脚は曲げ鉄筋の定着区間を延長するタイプを採用する。RC 基礎柱内に縦のボイド設
けておき、そこに柱脚の延長鉄筋の定着区間を挿入して、無収縮グラウトを充填して接合する。基礎柱に対する接合鉄筋の定着長さは十分な長さ(40d)を確保する。
基礎は独立基礎とする。桁行きは基礎梁で連結した。梁間方向は、スパンが 24.61mと長く、基礎梁の曲げ剛度が確保できないので、基礎梁を設けなかった。柱の柱脚をG.L.高さで固定端とするため、基礎底盤の根入れて深さを G.L.より 1.5m 深さとし、土間スラブを 200mm 厚にして、この補強土間スラブと RC 基礎柱を梁間方向に 3-D32で連結した。これにより基礎の回転拘束と水平拘束を増大させた。
3-3-1-2. 耐震・耐風設計方針
1)常時荷重に対する設計
建築基準法施行令第 82 条二号の常時荷重に対して、建築物の構造耐力上主要な部分に損傷を生じないこと、変形や振動等による建築物の使用上の支障が生じないことを確認する。
2)耐震設計
長期荷重及び短期荷重について安全性を確認する。短期荷重については、極めて稀に発生する地震動に対し構造耐力上主要な部分が損傷しないことを確認することを－27－

目的とし、短期許容応力度設計を行う。
採用する構法は、柱せいを 600mm を基本としている。本建物でもラーメン骨組を構成する梁間方向は柱と梁のせいは 600mm とする。本建物は平屋で、屋根仕上げが折板で固定荷重も比較的小さく、積載荷重も見込まないため、地震力がかなり小さく、極めて希な地震動でも、殆どが弾性範囲におさまり、発生する応力が短期の許容応力度以内におさまることを確認した。
極めて希な地震動で対象にする各地震波の応答の内、最大の層せん断力
1007kN(C=1.27)に対して 1125kN(C=1.4)を、各方向の設計用層せん断力として短期の許容応力度設計を行った。
表 耐震設計の検討項目とそのクライテリア
稀な地震
層間変形角

1/200以下

基本方針 －
部材
応力

極めて稀な地震
1/120以下
短期許容応力度以下

曲げ－

ＭＬ＋ＭＥ２＜ＭＡ

せん断－

ＱＤ < ＱＡ

備考
ＭＬ ：長期荷重時曲げモーメント
ＭＥ２：極めて稀な地震時曲げ モーメント
ＭＡ ：短期許容曲げモーメント
ＱＤ ：極めて稀な地震時設計用 せん断力
ＱＡ ：短期許容せん断力

3)耐風設計屋根ふき材に対する荷重は再現期間 100 年の風圧力により設定し、屋根ふき材の安全性を確認した。また、構造骨組用風荷重は、令第 87 条第 2 項の規定による風圧力に従い設定した。極めて稀に発生する暴風による風荷重を再現期間 500 年で評価し設計用風荷重とした。
基準法施行令第 82 条の風荷重に対しては、建築物の構造耐力上主要な部分に損傷を生じないことを確認した。
・稀に発生する風荷重は、建築基準法施行令第 87 条および平 12 建告第 1454 号に基づき風圧力を算定した。基準風速 Vo=38ｍ/s 地表面粗度区分＝Ⅲ・極めて稀に発生する風荷重は、稀に発生する風荷重の 1.56(1.25 の２乗)倍の風荷重とした。
3-3-1-3.積雪荷重に対する設計方針
建設予定地は、積雪荷重に対する安全性の検討は短期荷重時だけを検討することになっている。当該地域の積雪荷重 600N/㎡が、一次設計風圧力の鉛直下方方向の荷重成分より小さいことを確認することにより、損傷が生じないことを確かめた。
一次設計の積雪荷重の 1.4 倍の積雪荷重が、二次設計の風圧力の鉛直下方方向の荷重成分より小さいことを確認することにより、倒壊・崩壊が生じないことを確かめた。

－28－

3-3-1-4. 耐震・耐風性能目標一覧（動的・静的）
1)耐震性能目標
・下記の表の通りとする。
2)耐風性能目標
・下記の表の通りとする。
表

設計用応力の組み合わせと目標性能

設計用応力の組合わ せ
長期Ｇ＋Ｐ

各部材は長期許容応力度以内

Ｇ＋Ｐ＋Ｗ1 ＊１）

・建築物の構造耐力上主要な部分に損傷が生じない。
・外装材は破損、有害な残留変形が起 こらず
・ 補修無しに継続使用に耐えるものとする。
・各部材は短期許容応力度以内

Ｇ＋Ｐ＋Ｗ2 ＊２）

・建築物が倒壊・崩壊しない。
・外装材は脱落しないものとする。
・各部材は短期許容応力度以内

Ｇ＋Ｐ＋Ｓ

各部材は短期許容応力度以内

暴風時(短期)

積雪時(短期)

目標性能*1) 稀に発生する暴風時(Ｗ１：建築基準法施行令第 87 条および平 12 建告第 1454 号よる風荷重)*2) 極めて稀に発生する暴風時(Ｗ2：稀に発生する風荷の 1.25 の２乗倍の風荷重)

3-3-1-5. 地盤及び建物支持条件
地盤状況は建設地より 100m 離れた肝属側の堤防工事の際に行われた調査結果に基づいて判断する。次ページに柱状図の例を示す。表層部分に軟弱な粘土質層が８m 程
度あり、砂礫層を挟んでその下部に約 30m のシラス層と軽石混り砂層が続いている。
このシラス層と軽石混り砂層は南九州特有の火山性土壌で、摩擦力が非常に高い特徴を有する。
本建物の基礎は、鉄筋コンクリート構造の独立基礎また複合独立基礎である。基礎底板の支持深さは G.L.より-1.5m である。本建物の工場敷地内で、本建物と隣接する建物の建設時(平成 11 年)の際に G.L.より-0.6m で平板載荷試験が行われている。この調査報告書では、長期の許容支持力を 5.5tf/m2 と明記されている。本建物では下記の通りとする。
長期の許容支持力：54kN/m2 ,短期の許容支持力：108kN/m2
終局の許容支持力：112kN/m2
3-3-2. 桁方向 耐力の検討
上記構造計画に基づき、構造設計を実施した。構造計算書・構造図は別紙成果物として提出。本項では、構造計算書より桁方向耐力の検討頁のみ以下に抜粋を掲載する。

－29－

構造計算書抜粋

3-3-2 桁方向 耐力の検討
3-3-2-1 方針
1)一階高中央より上方の屋根重量の 1.5 倍の水平力が作用しても短期許容応力度以下に納まるようにする。応答解析の応答は弾性範囲は収まるようにする。
2)極希地震でもベースシャー係数が 1.4 になるようにするためには、桁行き方向の固有周期を0.24 秒程度以下する必要がある。
3)一階高中央より上方の屋根重量は 806kN とする。別紙で計算。この場合、建物の全体の桁行
きの水平剛性を 806/200x4x3536=57.0x10^3kN/m(=x10^3kg･m/s^2)とする。この場合の固有種期は下記となる。 M=806x10^3 (kg･m/s^2)/9.8(m/s^2)=82.2 x10^3 kg
T=2π√(M/K)=2x3.14x(82.2x10^3 /57.0x10^6 )^(1/2)=0.238 秒
4)桁行きに配置する耐震要素の箇所数は 4～8 カ所とする。桁行きは２構面ある。１構面あたり、２カ所配置する計画とする。１カ所当負担すへぎ水平耐力と水平剛性は以下となる。
i)耐震要素が 4 箇所の場合：一カ所あたり
水平剛性：57.0x10^3/4=14.25 x10^3 (kN/m)
水平耐力：1.5 x 806 /4 =302.3 kNii)耐震要素が 6 箇所の場合：一カ所あたり
水平剛性：57.0x10^3/6= 9.5 x10^3 (kN/m)
水平耐力：1.5 x 806 /6 =201.5 kN
3-3-2-2 耐震壁要素の構成
1)図１に示すように CLT パネル(A,B)を１スパンに組み込む。
2)CLT パネル A と RC 基礎梁は鉄筋接合で接合する。
3)CLT パネル A は建て方前に接合鉄筋をエポキシ接着剤で定着する。
4)RC 基礎梁には、コンクリート打設時に接合鉄筋を定着させる。
5)CLT パネル A に挿入孔を加工しておき、定着された接合鉄筋を挿入し、その部分にエポキシ
接着剤を充填する。
6)CLT パネル A とパネル B の接合も鉄筋接合で接合する。
7)接合面のせん断力はダボで伝達させる。このダボにも接着剤を充填する。

Y2軸
CLT耐震壁

CLT耐震壁

CLT耐震壁

CLT耐震壁
Y1軸

X1

X3

X4

X8

X9

X11

図 桁行き CLT耐震壁の配置

ピン
Ｇ２

Ｇ２

Ｇ２

ピン
Ｇ２

CLT-B
5 40 0

Ｃ1

Ｃ1
CLT
-A

ピン

Ｃ1

Ｃ1

CLT
-A

4 00

Ｇ.Ｌ.

Ｃ1

Ｃ1

X1

X2
3600

X3
4000

図

X4
4000

桁行き

X5
4000

構造骨組(Y1,Y2軸のX1－X6)

－30－

X6
4000

構造計算書抜粋

3-3-2-3 耐震要素の水平剛性と水平耐力
3-3-2-3-1 計算仮定
1)CLT パネルはスギ Mx60-5-5 とする。厚さは 150mmとする。パネルの寸法は 2mx4m とする。4m の方向を強軸とする。4m 方向のヤング係数 E は 300N/mm^2とする。せん断弾性係数 G は 500N/mm^2 とする。
2)接合鉄筋は径を D22 として材質 SD345 とする。降伏応力度 380N/mm^2 とする。引張強度を 630N/mm^2とする。
3)接合鉄筋が破断強度に達しても、接合鉄筋は CLT から抜け出さないように定着長さを確保するものとする。
3-3-2-3-2 水平剛性の略算
まず、パネル一枚の水平剛性を算定する。
1)柱脚が完全固定とする場合で片持ち柱で抵抗するものとする。
2)1940mm をせい D として、150mm を幅 B とする。
柱高さを 3300(=5700-2000-400)mm とする。
3)曲げ変形δb とせん断変形δs を考慮する
4)せん断変形の形状係数κを 1.3 とする。
I=b x D^3 /12=150x 1940^3/12=9.13x10^10mm^4E=3000 N/mm^2, G=500 N/mm^2h=3300mm, A=bxD=150x1940=291x10^3
δb=P x h^3/ 3EI ,δs=κ･P･h/(GA)より
K=P/(δb+δs)=1/{h^3/ 3EI+κ･h/(GA)}= 1/{3300^3/ (3x3000x9.13x10^10)+1.3 x 3300/(500x291000)}=1/{4.37 x 10^(-5)+2.95x 10^(-5))}=1/7.32x^(-5)=13.7x10^3 N/mm=13.7x10^3kN/m
この剛性は柱脚固定で鉄筋の抜け出しがない場合である。柱脚位置で鉄筋たげの曲げ剛性は、鉄筋のヤング係数を考慮して木に換算すると次のヤング係数になる。
ヤング係数比：n=Es/E=2.05x10^5 / 3000=68.3
n･Is=68.3 x { 1 x 387 x(1940-2x100)^2 )=8.0 x 10^10 mm^4
これは CLT パネル A の I の 0.88 となる。仮に接合鉄筋だけの曲げ剛性で抵抗するとすると、
曲げ変形成分を 1/0.88 倍して減少させればよい。この場合の水平剛性 K を計算すると以下となる。
=1/{4.37 x 10^(-5)x(1/0.88)+2.95x 10^(-5))}=1/(7.92x10^-5)=12.6x10^3N/mm(=kN/m)
CLT-A の水平剛性はパネル一枚分で２枚、負担するので、27.4x10^3kN/m の水平剛性は負担する。また柱頭側のパネル B との接合でも、モーメント負担するので、柱頭も同様の剛性であれば、２～４倍は増加する。少なくとも２倍としても 54.8x10^3kN/m となる。
仮に弾性係数が 1/2 に低下しても、27.4x10^3kN/m の水平剛性は確保でき、耐震要素が 4 箇所

－31－

構造計算書抜粋

の場合に目標とする水平剛性は確保できる。
3-3-2-3-3 水平耐力の略算
まず、パネル一枚の水平剛性を算定する。
1)柱脚が完全固定とする場合で片持ち柱で抵抗するものとする。
2)パネル A の柱頭または柱脚の水平接合の曲げ降伏で水平耐力が決定するようにする。
3)接合鉄筋は降伏した以降、接着剤の拘束により、降伏区間が限定されて、荷重－変関係上では降伏後、直ちに鉄筋のひずみ効果に伴う二次剛性が生じて、1/50rad. 程度、鉄筋引張強度近づく。曲げ終局せん断力は、その状態で評価する。
4)CLT パネルのせん断強度を 1.5N/mm^2 とする。
3-3-2-3-3-1. 曲げ耐力
ho を 3.3m とした場合柱脚の接合面の曲げ降伏時の水平耐力
My=at･σy ･j = 387 x 380 x (1940-200)=250.0
Qy=My/ho = 250.0 / 3.3 = 75.7 kN
柱脚の接合面の曲げ終局時の水平耐力
Mu=at･σu ･j = 387 x 630 x (1940-200)=424.2
Qu=Mu/h = 424.2 / 3.3 = 128.5 kN

kN･m

kN･m

これは、柱脚固定で 3.3m 高さの片持ち柱の耐力である。２枚で負担するので降伏荷重は151.4kN となる。または柱頭も抵抗するので、柱脚の降伏時に、柱頭は降伏モーメント 0.9 負担していると仮定すれば 1.9 倍となり、降伏時の耐力は 287.7kN となる。建物全体には耐震壁を 4箇所、配置するので、層水平耐力は 1151kN となり、極稀地震時の水平荷重 1125kN を上回る耐力を確保できる。
3-3-2-3-3-2 せん断耐力(1) パネル１枚のせん断耐力
Qsu=τu･b･j =1.5 x 150 x (1940-200)= 391.5 kN
Qsa=2/3 x Qsu= 2/3 x391.5 =261 kN
曲げ降伏時に CLT-A 柱では 287.7kN で、せん断耐力はこれを十分、上回るため、せん
断破壊しない。
(2)架構の水平剛性予想される水平剛性は下記のとおりである。
弾性時の水平剛性： 34205kN/m(片持ち柱の 2 倍の剛性、階高 5.6m)
降伏後の二次水平剛性： 5444kN/m(片持ち柱の 2 倍の剛性、階高 5.6m)
二次剛性比： 0.16(3)一次設計の層間変形角の検定
架構の負担重量：W=804/4= 201kN(クレーン二台の重量を含む)一次設計の地震力 ：111kN(=443/4) TAFT 1952 EW
水平変形 ：111/34205=3.2 mm
平均階高 ：G.L.から構造階高 5.4m
層間変形角：0.0032/5.4=1/168.7rad. 1/200rad.より小さく問題ない。

－32－

構造計算書抜粋

： Py=cQwy=374kN
これは柱頭・柱脚が同じ降伏の場合である。
長期荷重と梁の剛性の影響を受けて、風下側の柱脚の降伏が先行して、降伏荷重は 112kN となる。
ベースシャー係数 ： Cy=Py/W=374/201=3.36(5)終局耐力： Pu=cQwu=555kN
ベースシャー係数 ： Cu=Pu/W=555/201=2.76(6)骨格曲線：トリリニア(4)降伏水平耐力－33－

3-4. 確認試験
接合試験結果と想定 CLT 強度に基づき構造設計がなされた CLT 耐震壁の耐力について確認試験を下記の要領で実施した。
3-4-1.試験概要
面内せん断試験機のサイズに合わせ、実大耐震壁の 60%にス
ケールダウンをした試験体を作成し加力試験を行った。
試験体
CLT

JAS Mx60B 杉
5 層 5 プライ 厚 90mm
幅ハギ有（未評価）

異形鉄筋

D13 SD345

ｴﾎﾟｷｼ樹脂

アイカ製
ｼﾞｮﾘｼｰﾙ

試験機関（一財）建材試験センター

図 3-4-1 試験体図

西日本試験所
加力は、200Kn のｱｸﾁｭｴｰﾀｰを使用
壁倍率の評価業務方法書に準じた
試験は、平成 28 年 2 月 22 日（月）「CLT を活用した建築物等実証事業検討委員会」坂本委員長、委員の有馬先生
事務局の山田氏と大澤氏立ち合いにて実施した。

写真 3-4-1 試験体

3-4-2.推定耐力構造設計を担当した、塩屋晋一により試験体の推定耐力を事前に求めた結果を示す。

表 3-4-1 使用した CLT の基準耐力－34－途中計算は省略、結果のみを示す CLT 耐力壁の下側のみ固定とした場合の片持ち柱を 1

1/33

1/50

1/75

250

1/100

1/200

倍とすると柱頭も同様の剛性であれば、２～４倍は増加するものとして結果を求めた。

水平荷重(kN)

200

150

片持ち柱
２倍

100

３倍
上下回転拘束

50

0
0

20

40

60

80

100

120

140

CLT柱の層間変形(mm, hp=3100mm)

CLT靭性耐震壁(高剛性型) Type-A

図 3-4-2 荷重-変形
層間変形 (mm)
片持ち柱 ２倍
３倍
上下固定
0
0
0
0
0
134.8
12.1
6.06
4.04
3.03
199.8
48.8
24.42
16.24
20.43
199.8
200
200
200
200

荷重(kN)
Type-A

降伏
最大限界

表 3-4-2 推定結果
3-4-3 試験結果
想定の弾性剛性と降伏荷重を確認した。
（比例限界変形 135kN 変位 5.9mm）
この破壊前において確認したデーターにおいて（設計は弾性域としているため）
実大寸法に換算した剛性値と降伏耐力値を以下に示す。水平剛性は設計で設定した値の 1.12 倍で、降伏変形は設定値と同じであり、設計の設定値が問題ないことが確認された。しかし、今回の実験では、破壊まで至っていないため靭性、最大耐力、破壊形態が確認出来ていない。そのため塑性域での計算に向けての追加実験を実施し、それらを確認することとした。
比例限界変形とのδy=5.9mm

Qy=135kN Qu≧200 kN

ke=135/5.9x10-3 = 22.9 x 103 kN/m
実大スケール
δy=5.9/0.6 =9.83 mm

Qy=135/0.62 =375 kN Qu≧2000/0.62 =555.5 kN kN

ke=22.9 x 103 /0.6= 38.2 x 103

kN/m

実大建物
δy=5.9/0.6 =9.83 mm

Qy=4x375=1500kN Qu≧ 4x555.5= 2222kN kN

ke= 4x 38.2 x 103 kN/m =152.8 x 103 kN/m
T=2π√(M/K)=2x3.14x(82.2x10^3 /152.8 x10^6 )^(1/2)=0.146 秒－35－確認試験 速報値

TypeA
250
200
150
100

荷重(kN)

50
0-0.004-0.003-0.002-0.001

0

0.001

0.002

0.003

0.004

-50
-100
-150
-200
-250
層間変形角(rad.)荷重－変形角曲線

RC 基礎のひび割れ

写真＋200kN 時の全景

－36－

日を改め、加力を 500kN の加力機に変更し破壊までの試験を実施し、短期基準耐力の想定を行った。その結果を以下に記す。前述 TYPE.A は、今回の設計に用いる「高剛性」タイプであるが、比較の為同時に試験を実施していたので TYPE.B「靭性型」との比較も含めることとする。
TYPE.B は、TYPE.A における
2 分割された CLT-A を 3 分割したものである。この 3 分割しロッキング変形が起こり易くすることで、変位を増大させようと考えたものである。
次表に短期基準せん断耐力の算出方法
に従い、各数値を求めた。
特定変形角時の荷重，最大荷重，破壊状況等を表－4 に，降伏耐力，終局耐力，構造特性係数等を 表－5 に，短期

写真 3-4-3-1 試験体 B

基準せん断耐力を表－6 に示す。
※表は報告書抜粋の為、表番号は報告書内番号となる。
破壊に至らなかった前試験での数値（降伏耐力:比例限界、初期剛性）と比較すると剛性は高く、降伏耐力は低い計算結果となっている。

－37－

次に破壊性状を示す

写真 3-4-3-2 TYPE.A 破壊状況

写真 3-4-3-3 TYPE.B 破壊状況

破壊は、いずれも CLT-A のロッキング変形により CLT-B を押し上げたために発生した柱のせん断割れによる。その際、ロッキング変形が増加したため、CLT-A と CLT-B を接合していた鉄筋の抜けが生じていた。
右図

荷重－変形角曲線より

試験体 TYPE.A と B の耐力壁としての特徴が確認できる。
今回の設計においては弾性域での応答解析でもあり、結果としては
TYPE.A の 採 用 で 剛 性 を 確 保 す る
方針とする。
図

試験を通じて、

3-4-3-1 荷重－変形角曲線

CLT の設計値（面内せん断）よりも実際の材料の強度は高く、柱側の破壊に至った。今後剛性を高めるか、靭性を高めるかの選択方法としては、本試験体 CLT-A の分割数により決定されると考えるが、その性能を発揮するには、柱側-CLT－B の接合強度を更に高める必要があると思われる。

－38－

４．工事費等内訳
事業名

山佐木材株式会社 CLT工場増築工事の設計実証実施者もしくは担当者（実施者が個人の場合）
共通仮設費
直接仮設工事土工事
コンクリート工事
型枠工事
鉄筋工事
鉄骨工事
組積工事
防水工事
タイル工事
木工事
建築工事
屋根及び樋工事
金属工事
左官工事
金属製建具工事
木製建具工事
ガラス工事
塗装工事
内外装工事
雑工事
電気設備工事
機械設備工事小計①
外構工事
解体撤去工事
ボーリング
別途工事費
設計
大臣認定
確認申請
その他（内容を記載・必要ならセルの追加）

山佐木材株式会社 代表取締役 佐々木幸久

2,520,000
2,500,000
2,350,000
7,000,000
3,300,000
3,800,00000
650,000
035,000,000
6,500,0000
650,000
3,000,0000
650,000
0
3,000,000
1,000,000
1,500,000
073,420,000
500,000001,500,000
100,000

小計②

2,100,000

合計（①＋②）75,520,000

注：平成27年度は部材性能試験費、設計費のみを支出。未着工のため工事費は概算。

－39－