ＢＲＩ－Ｒ
1 講演会テキスト
ＢＲＩ－Ｒ１講演会テキスト

中高層木造建築物等の構造設計技術の開発
材料研究グループ 上席研究員

目
Ⅰ

槌本 敬大

次

研究の背景と目的・項目
１）研究の背景と目的
２）各検討課題とその背景

Ⅱ

木質複合部材の性能評価法の合理化
１）木質 I 型ジョイストの破壊モード
２）木質 I 型ジョイストの荷重継続時間の調整係数

Ⅲ

集成材フレーム構造の終局設計法と集成材パネルの可能性
１）鋼板挿入ドリフトピン接合部の終局設計
２）引きボルト接合部の終局設計法の合理化
３）靱性特性の異なる構造要素を混用した場合の構造特性
４）集成材等建築物の構造設計マニュアル改定案
５）集成材厚板パネルの可能性

Ⅳ

枠組壁工法実大６階建て実験棟を活用した中高層枠組壁工法の各種性能評価
１）背景と目的
２）建物重量による沈み込み挙動の測定
３）強震観測の結果
４）陸屋根の脱湿性能の検証
５）建具施工方法の耐水性能の検証
６）周囲振動・外部加振による振動特性の検討

Ⅴ

低層 CLT パネル工法の普及に資する構造設計法の検討と各種性能評価
１）仕様書的規定による安全確保方策の検討
２）実大実験棟を活用した各種性能評価

Ⅵ

おわりに

謝辞

参考文献

Ⅰ 研究の背景・目的と概要いる。また、少子化や長期にわたる経済活動の低迷から、新築戸建

１）研究の背景と目的て住宅の大幅な需要拡大も見込めないため、公共建築物や中高層

我が国では、戦後に植林した人工林が生長し、建築用材として十大規模建築物への木材の利用等が必要となっている。しかし、2010分に使えるようになってきており、2010 年の「公共建築物等にお年同法施行以降、建築着工統計調査（国土交通省）に基づく林野庁

ける木材の利用の促進に関する法律」（平成 22 年法律第 36 号）のの試算 1)では公共建築物全体の木造率は 2017 年度までに 43.2 %.

施行などにより、この利活用を推進することが施策課題となってから 41.9 %まで微減、もしくは横ばいであるにも関わらず、公用- 23 -

建築物の木造率は 8.3 %から 13.4 %に、このうち低層では 17.9 %題の背景等を以下に示す。

から 27.2 %に上昇している（図 1）。これらは今後も上昇していく(1) 木質系複合部材の性能評価法の合理化ものと想像される。同法施行以前はほぼ存在しなかったと考えら

木質複合軸材料は、既に指定建築材料に指定されているが、木造れる 4 階建て以上の公共建築物の木造率は 2017 年度では 3.9 %との中高層化に際してニーズが高まると想像される異種材料との複なった（表 1）が、まだまだ向上の余地があるものと考えられる。

合部材の性能評価法は確立されていない。前者においても性能評

一方、木材は可燃物であるため、長らくその建築の規模、高さ等価について、その評価業務方法書の内容が十分でないため、H12 建が制限されてきたが、2000 年の性能規定化を軸とした建築基準関告 1446 号第 3 別表第二に示される構成要素の品質から性能を推係法令の改正により、木造建築の制限が大幅に緩和された。則ち、定する手法が適用できない現状がある。後者についてもこれを応耐火性能が具備された木質構造は事実上、規模や高さの制限がな

用することで、性能評価の簡素化が図れると考えられる。

くなった。

(2) 集成材フレーム構造の終局設計法と集成材パネルの可能性

床面積ベースの木造率

50%

集成材建築物に関して、「大断面集成材建築物設計・施工マニュ
アル」（建設省建築指導課監修、日本建築センター、1988 年）に基

40%

づいて構造計算がなされているが、Co＝0.2 における存在応力に30%

対する許容耐力設計に留まっており、終局状態の考慮が必要と言20%

われて久しく、このマニュアルの改訂版の作成に必要な技術的知
見の収集、蓄積が必要である。

10%

また、欧州で提案されたマッシブホルツ工法は、直交層を設けず
0%

H22

H23

建築物全体

H24

H25

うち公共建築物

H26

H27

H28

繊維方向を揃えて積層した挽き板を壁に使用する構法であるが、H29

今や CLT が同工法の代表格となっている。しかし、木材の繊維方

うち低層の公共建築物

図 1 2010 年公共建築物等木材利用促進法施行後の木造率の推移（建築着工統計調査に基づく林野庁の試算 1)）向の強度は、繊維直交方向に比べて高く、これをパネル状に積層し表 1 我が国の 2017 年度の木造率（同上 1)）る方が効率的とも考えられ、この可能性を検討する必要がある。

低層（3階建て以下）
中層（4階建て）以上
合計
うち木造
うち木造
うち木造
床面積
床面積
床面積
床面積
床面積 比率
床面積
比率
(ha)
(ha)
(ha)
(ha)
(ha)
(ha)
8,387 5,229 62.4% 4,916
343 7.0% 13,303
5,573
建築物全体
587
160 27.2%
850
33 3.9% 1,437
193
公共建築物
国
16
1.0 6.4%60
0.4 0.7%
76
1.5
国以外
571
159 27.8%
791
33 4.2% 1,362
192た部材（集成材厚板パネル）を活用して木造建築物の中高層化を図(3) 軸組耐力壁構造建築物の許容応力度等計算の合理化

比率
41.9%
13.4%
1.9%
14.1%

これに対して、建築研究所と国土技術政策総合研究所などが実施した建設省総合技術開発プロジェクト「木質複合建築構造技術の開発」（1999～2004 年度）などで開発された耐火部材（被覆型、燃え止まり型）などの開発によって、耐火構造による木造建築物の軸組耐力壁構造建築物に関して、3 階建て以下の木造耐力壁構造（いわゆる木造住宅）の設計マニュアルは整備されているが、４階建て以上の許容応力度等計算に関しては設計マニュアルで不明確な部分も多い。軸組耐力壁構造建築物の合理的な許容応力度等計算に資する技術的な知見の収集等を行い、構造設計ガイドライン等の技術資料として取りまとめる必要がある。
(4) 枠組壁工法・CLT パネル工法の許容応力度等計算の合理化、建設が可能になった。

及び中高層枠組壁工法の普及に資する各種性能評価

さらに、気候変動による各地での相次ぐ自然災害に対応して、温枠組壁工法・CLT 構造建築物に関して、一定規模以下の 3 階建

室効果ガス発生抑制の観点から、木材利用は世界各国で推進されてまでは許容応力度計算で設計できるが、4 階建て以上についてはているため、中高層木造建築物の建設はブームとなっている。例え

法令上保有水平耐力計算が必要となる。平成 26 年度に木造下地のば 2009 年の英国ロンドンの9 階建て共同住宅を皮切りに2010 年の豪州メルボルンの 10 階建て共同住宅、2016 年のカナダ・バン
クーバーの 18 階建て学生寮などと階数を伸ばしている。

１時間耐火構造の例示仕様が告示化され、4 階建ての木造建物が建設しやすい環境となったが、構造計算適合性判定の適用などハードルが高いため、枠組壁工法・CLT パネル工法の許容応力度等計

２）各検討課題とその背景

算に資する技術的な知見の収集等を行い、適用範囲拡大に資する以上に対して我が国でも中高層木造建築物の建築を一般化させるべく以下の 6 課題について研究開発を実施した。それぞれの課

技術資料として取りまとめる必要がある。

- 24 -

また、4 階建て以上の枠組壁工法については実績が少ないため、

その普及に資する各種性能（沈み込み挙動、建具の漏水防止性能、性値を推定する方法を明確にするための技術開発を行った。

陸屋根の脱湿挙動等）の技術データを整備してとりまとめる必要

このうち、短期の曲げ性能については既往の研究データ等整理がある。

して表 2 のようにその構成要素の寸法や仕様から破壊モードが概(5) 木造と異種構造の併用構造の構造計算・性能評価の合理化

ね推定できそうであることが判明した。

中高層木造の選択肢として RC 造や S 造との混構造によるもの

表 2 I 型ジョイストの破壊モードと発生条件が考えられる。また、木造で大空間を構成するために水平構面を木造とＲＣ造の複合構造で構成することも考えられるが、併用構造分類の構造計算、異種構造間の接合部や複合構造の構造性能評価方法
等には不明な部分も多い。木造と異種構造間の併用構造等の合理的な構造計算及び性能評価等に資する技術的な知見の収集等を行ウェブ

Ⅳ

CLT パネル工法については、平成 28 年度に基準強度、許容応
Ⅴ

も構造計算を要している。他の木造構工法と健全な市場競争を行Ⅵ

うためには、２階建てまでの低層建築物について構造計算を適用
Ⅶせずに安全確保する方策を提示する必要がある。また、我が国において CLT パネル工法の建築実績が乏しいことから、その普及のためには建築物内部における CLT パネルの寸法変化、温湿度環境等

スパン

Ⅱ(6) 低層 CLT パネル工法の仕様書的規定、及びその普及に資する

力度、構造関係基準等が整備されたが、２階建てまでの低層建築に頻度

曲げ（引張） 多い
長い
フランジ 曲げ少ない 長い（圧縮）Ⅲ

各種性能評価破壊モード

Ⅰい、許容応力度等計算及び接合部標準仕様の設計指針案の技術資料として取りまとめる必要がある。

破壊
部位

面内曲げ

なし

発生条件
梁せいが大きくフランジ幅が小さい、倒れ止めが少ない

短い

せん断区間にウェブ継ぎ手がない or 強固に接合、ウェブがウェブ
面内せん断 あり短い
薄い・弱い、差し込み深さが深い
フランジ
せん断区間にウェブ継ぎ手がせん断－ウェブ
少ない 短いない、ウェブが厚い・強い、(水平方向)の接合部
差し込み深さが浅い
ウェブ－
せん断区間にウェブ継ぎ手が
せん断
ウェブの
多い
短い
ある、ウェブが厚い・強い、(垂直方向)
継ぎ手
差し込み深さが深い
極めて ウェブが薄い・弱い、梁せい・
ウェブ
圧縮座屈
少ない
短い
フランジ幅が大きい
極めて ウェブが薄い・弱い、梁せい・
フランジ めり込み少ない
短い
フランジ幅が大きい

２）木質 I 型ジョイストの荷重継続時間の調整係数 2)
木質複合軸材料である I 型ジョイストの性能評価において最もの基礎的な性能に関する技術的知見を収集してとりまとめる必要

時間と労力を要するのは、荷重継続時間の調整係数を求めることがある。
以上のように今後、中高層・大規模木造建築物、及び CLT パネ
ル工法建築物を安全かつ合理的に設計し、普及を促進するためには、これらの課題を解決することが必要である。本報告では以上のと言われており、I 型ジョイストのフランジ要素である LVL（カラマツ、120E、1 級）、ウェブ要素である OSB（4 級、厚さ 9.5mm）およびそれらを構成要素とした I 型ジョイストのクリープ

うち、(1)、(2)、(4)の一部、並び(6)について概要を報告する。

破壊試験を行った（写真 1）。

Ⅱ 木質複合部材の性能評価法の合理化

(a)

(b)

(c)

１）木質 I 型ジョイストの破壊モード
木質複合軸材料は、建築基準法（以下、「法」と称する）第 37条に基づく平成 12 年建設省告示（以下、「建告」と称する）第1446 号第一第 11 号に指定建築材料として指定されており、同告

写真 1 (a) LVL、(b) OSB、及び(c) I 型ジョイストのクリープ破壊試験

示第二において JIS・JAS が指定されていないため、国土交通大LVL、OSB、I 型ジョイストの等級、樹種、公称寸法、密度等は臣認定が必要となる。同告示第三にその品質基準が示されているそれぞれ表 3 に示すとおりである。これらの LVL と OSB と同一が、強度特性については実験によるか、その構成要素の品質からロット、又は同一と見なせる品質の材料をフランジ及びウェブと算出しても良いことになっている。しかし、構成要素の品質からして I 型ジョイストを製造した。

その強度特性を推定し、大臣認定がなされた実績が無いことかLVL、OSB、I 型ジョイストそれぞれについて、単純支持によるら、実験が必須となっている実態があるようである。このため、

短期曲げ試験を行い、その試験結果（表 4）に基づいてサイドマッ

I 型ジョイストを例に採り、構成要素の品質から複合軸材料の特チング（OSB についてはエンドマッチングについても適用）を施- 25 -

し、本試験体の破壊荷重、則ちクリープ破壊試験における応力レベ

×長さ 2,440 mm）を長さ方向（弱軸）に 40 mm（56 列）に、幅

ル 100 %の荷重を設定した。なお、LVL と I 型ジョイストは 3 等

方向（強軸）に 300 mm（4 段）に切断し、上から 2 段目の偶数列

分点 4 点曲げ、OSB は中央集中荷重を適用した。

をサイドマッチングによる本試験体、上から 3 段目の奇数列をエ
ンドマッチングによる本試験体とし、その本試験体を長さ方向に

表 3 I 型ジョイストとその構成要素の基礎特性値

挟む両側をエンドマッチング試験体、幅方向に挟む両側をサイド

試験体

等級

樹種

幅
せい
(mm) (mm)

LVL

120E,
1級
4級
－

カラ
マツ
CSP
－

53

36

長さ 試験体 密度(kg/m3)
(mm)
数
平均 標準
偏差
700
81
621
22.9

40
53

9.5
235

300
4,700

OSB
I-joist

228
81

699
632

マッチング試験体として応力レベル 100 %の荷重を決定した。
いずれも応力レベルは 90 %, 80 %, 70 %とし、LVL と I 型ジョイ
ストは3 等分点4 点曲げ、OSBは中央集中荷重を適用した。
OSB、

26.0
9.53

LVL、I 型ジョイストの応力レベルと破壊荷重継続時間の関係をそれぞれ図 2～4 に示す。

表 4 I 型ジョイストとその構成要素のサイド（エンド）マッチ
ング試験体の強度等
破壊荷重(kN)

53

36

630

45

5.87

40

9.5

250

27 0.431 0.0604

60.1

692 27.5

40

9.5

250

28 0.393 0.0567

51.0

689 26.053

235

4,610 45－604 9.94

LVL
OSB
（SM）
OSB
（EM）
I-joist

1.0

MOR
密度
(MPa) (kg/m3)
標準 平均値 平均 標準
偏差
偏差0.847 57.0 621 22.4

幅
せい スパン 試(mm) (mm) (mm) 験
体
数

平均

20.3

2.26

0.9

Stress level

試験体

0.8

0.7
Experimental values

LVL、OSB、I 型ジョイストそれぞれについて、クリープ破壊試

0.6験を実施した。LVL はその原板から I 型ジョイストのフランジを

Madison Curve
Mean values

採取した余長から試験体を採取し、これをサイドマッチング試験

0.5体と本試験体に交互に振り分けることでサイドマッチングを行っ

0

1

2

3

4

5

6

7

た。I 型ジョイストは短期用試験体の破壊荷重の平均値を応力レベTime to failure (Log10(minutes))

ル 100 %の荷重とした。OSB についてはその原板（幅 1,220 mm

図 3 LVL の応力レベルと破壊荷重継続時間の関係
100

100

＊マディソン・カーブ

90

90

80

80

応力レベル

応力レベル

＊マディソン・カーブ

70

70

Madison C.

Madison C.

平均値

60

回帰直線1
回帰直線2
50
0.0001

60

1 日

1 月
1 週

平均値
1 日

回帰直線1
回帰直線2

1年

0.01
1
100
10000
荷重継続時間[時間]（常用対数）

500.0001

0.01

1 月
1 週

1

100

荷重継続時間[時間]（常用対数）

図 2 エンドマッチング(左)・サイドマッチング(右)した OSB の応力レベルと破壊荷重継続時間の関係- 26 -

1年
10000

り上げて、樹種や断面、DP の配列数を実験変数として、知見の多1.0

くない塑性変形能の実態や終局時の破壊性状を把握するとともに、剛性および耐力の計算値と比較して推定可能性の検証を行った。

0.9

Stress level② 試験体の仕様
配置パターンをパラメータとした試験体群の仕様と概略図をそ

0.8

れぞれ表 5 及び図 5 に示し、DP を円形配置した試験体群の仕様と概略図をそれぞれ表 6 及び図 6 示す。

0.7

配置パターンをパラメータとした試験体は、DP 径 20、16、

0.6

Experimental values

12mm をそれぞれ用いる 3 シリーズについて、3 種類の矩形配置

Madison Curve

シリーズ（-1：繊維平行方向ピッチ 7d/ 繊維直交方向ピッチ 7d ＋

Mean values
0.5

0

1

2

3

塑性耐力比 1.5，-2：：繊維平行方向ピッチ 7d/ 繊維直交方向ピッ
4

5

6

7

チ 7d ＋塑性耐力比 1.0，-2：繊維平行方向ピッチ 12d/ 繊維直交

Ttime to failure (Log10(minute))

方向ピッチ 7d ＋塑性耐力比 1.5）と 1 種類の円形配置（-4：円周

図 4 I 型ジョイストの応力レベルと破壊荷重継続時間の関係

方向ピッチ 7d）を、各 1 体ずつ用意した。なお、塑性耐力比とは、

OSB、LVL、I 型ジョイストの応力レベルと破壊荷重継続時間の各プロットを直線回帰して、50 年に相当する応力レベルを外挿す
るとそれぞれ 0.62～0.69（平均値を回帰すると 0.33~0.56）、
0.73、
0.72 となる。ここで、本実験に用いた I 型ジョイストのフランジとウェブに作用する最大曲げモーメントやせん断力の関係、及び短期試験の結果からフランジが先行的に破壊に到る構成である。
つまり、破壊モードがほぼ特定できる場合には I 型ジョイストの
破壊荷重継続時間の調整係数は、破壊に到る構成要素の破壊荷重

接合部の終局時の塑性耐力に対する母材の曲げ強度の比率である。
DP を円形配置した試験体は、試験体のせいを 500～900 mm とし、DP の円形配置を 2 重としたものと 3 重としたものを作製した。せん断力に対しては、せん断キーを設けて応力伝達機構を明快にした。そのせん断キーの耐力は、固定荷重および積載荷重の鉛直荷重による負担分と終局時に必要となる水平力によるせん断力負担分を考慮して母材のせん断強度の 50%を目標耐力として仕様を提案した。2 重にしたものには 3 本、3 重にしたものには 5 本の鋼

継続時間の調整係数を適用できることを示唆している。

表 5 配置パターンをパラメータとした試験体群の仕様

Ⅲ 集成材フレーム構造の終局設計法と集成材パネルの可能性
１）鋼板挿入ドリフトピン接合部の終局設計 3, 4)① 検討の背景と概要
鋼板挿入ドリフトピン（以下、DP）式モーメント抵抗接合部は、集成材構造の標準接合として数多くの実用例と研究例があるが、径長比や配置の規定が現行ルール（例えば、木質構造接合部設計マ
ニュアル 5)）を満足した接合部であっても、割裂が先行し DP による終局耐力に到達せず脆性的な破壊を示す場合がある等、耐震要素として用いるための適切な仕様および設計法を確立する必要がある。
そこで、本節では DP について一般的に使用される 3 種類のピン径について、靭性能確保の目安の径長比を 12 として、現行ルールに則った矩形配置と円形配置の接合部を用意し、面内せん断試
験を行い、配置パターンによる破壊性状や塑性変形能に関する知見を得た。さらに、比較的靭性確保が容易な円形配置の接合部を取- 27 -

表6

DP を円形配置した試験体群の仕様

棒を鋼板と集成材に貫通させ、接合部の中心以外の鋼板の孔は長孔として、モーメント抵抗を発現しないようにした。

図 7 試験体のセットアップ
が、繊維平行方向ピッチを 7d とした試験体（-1, 2）に対して 12d
図 5 配置パターンをパラメータとした試験体の概要とした試験体は(-3) は、割裂破壊が発生する時点の回転角が大きくなる傾向にあり、繊維平行方向ピッチを大きくとることは塑性
変形能の確保にある程度の効果があると言える。逆に言えば、現行ルールの最低基準では不十分な可能性があることが確認された。
一方、円形配置（-4）の場合には、繊維方向割裂が集成材の材軸に近い内層ラミナの位置で生じるがそれによる耐力低下は殆どな

図 6 DP を円形配置した試験体の概要

く、その後も耐力が上昇し安定した塑性挙動を示した。
DP を円形配置した試験体の特性値の一覧を表 7 に、塑性率と② 実験方法③
木口のめり込みや鋼板や接合金物の塑性化等の影響を除き DP

集成材せいとの関係を図 10 に、代表的なモーメント－回転角関係

接合単独の挙動を抽出するため片持ち形フレームによる試験方法（O15-750 と O15-750-3 の 1 体）を図 11 に、全試験体のモーメを採った。試験体のセットアップを図 7 に示す。加力方法は「木ント回転角関係の正側包絡線を図 12 に、剛性、降伏モーメント、

造ラーメンの評価方法・構造設計の手引き」に準じ、挿入鋼板の両終局モーメントの実験値とその推定値を比較してそれぞれ図 13～

端を反力治具に高力ボルトで緊結し、アクチュエータを用いて頂15 に示した。塑性率に関して、2 重円では集成材せいが 750 mm：

部に正負交番繰り返し荷重を与えた、モーメントは荷重計により6.79 ～ 8.71、500 mm：4.08、3 重円では集成材せいが 900mm：

測定した荷重にモーメントアーム（加力心－接合配列図心間距離）6.78、750mm：4.61 となり、せいが小さいほど低い傾向にあった。

を乗じて、回転角は変位計により測定した集成材－鋼板間の相対

また、配列円の数の影響については、3 重円の配列の試験体は、2変位（繊維平行方向：0°／繊維直交方向：90°）を測定間距離で重円のものに比べて早期に荷重低下し塑性率が低下する傾向があ除して算出した。

った。この傾向の理由としては、接合部の母材の接合具打込み孔に③④ 実験結果よる欠損の割合の大小の影響が理由の一つとして考えられる。推DP 配置パターンをパラメータとした試験体のモーメント回転定可能性（推定方法は文献 6)参照）に関して、剛性については鋼板

角関係を図 8 に、代表的な破壊性状を図 9 に示す。図 8 には、別のピン径+1mm の先孔のスリップ分が無いものとして計算される途実施した予備実験（紙面の都合上ここでは割愛）より推定した計

推定値に対して実験値が概ね 1/3 の比率の関係にあり、従来の指算値による剛性と耐力を比較として示した。矩形配置（-1~3）の場

針・マニュアル類で示されている低減率では不十分であることが合、基本的には繊維方向割裂が引張応力側の最外列位置で木口か確認され、耐力についてはベイマツがやや高いものの概ね高い適ら上部のピン位置に至るまで一気に生じて、大きく荷重低下する

合性を示し、従来の指針・マニュアル類で示されている「いずれか- 28 -

の接合具 1 本が降伏する耐力の 2/3 を短期許容耐力」とする方法に対して、より合理的な評価方法を採用できることが確認された。

図 8 各試験体のモーメント－回転角関係

図 9 破壊性状

Moment (kN･m)

表 7 円形配置した試験体の試験結果の特性値

図 10 塑性率と集成材せいとの関係- 29 -

降伏モーメントの実験値 My Exp (kN･m)

Moment (kN･m)

Rotational angle (rad)－ O15-750_1－ B15-750-3 1
図 11 円形配置試験体群の代表的なモーメント－回転角関係

降伏モーメントの計算値 My Cal (kN･m)

Moment (kN･m)

終局モーメントの実験値 Mu Exp (kN･m)

図 14 降伏モーメントの推定値と実験値の比較

剛性の実験値 K Exp (kN･m/rad)Rotational angle (rad)図 12 円形配置試験体群のモーメント－回転角関係の正側包絡線

終局モーメントの計算値 Mu Cal (kN･m)
図 15 終局モーメントの推定値と実験値の比較
形配置の塑性変形能の指標の塑性率は、材せいや配列円の数に応じて変動することが確認された。本実験で得られた塑性率は、実用を想定したせん断キーによる断面欠損も考慮された接合部仕様に対するものであり、これらを目安にした塑性変形能の規定化が可能と考えられる。更に、従来の指針・マニュアル類で示されている剛性の計算値 K Cal (kN･m/rad)

剛性・耐力の推定方法に対して、より適合性の高い合理的な評価方

図 13 剛性の推定値と実験値の比較法を採用できることが確認され、終局耐力設計法を提案できる目途がついた。

③ まとめ⑤
実務で一般的な仕様について実験を行い、剛性や耐力が得やす
くより採用される矩形配置については、終局時の変形性能は乏し

２）引きボルト接合部の終局設計法の合理化① 検討の背景と概要

く非常に脆性的であることを明らかとした。一方で、円形配置につ従前の柱梁接合部の既往研究は、ボルトやめり込みの先行降伏

いては、比較的高い塑性変形能が得られることが分かった。この円を保証する条件の整理を主目的として盛んに行われてきたが、降- 30 -

伏後の荷重変形挙動の評価については 2 次剛性を経験的に設定す

次に、一定軸力条件下の降伏耐力 My については、RC 造の柱やる等やや理論的裏付けに乏しく、架構形式によっては軸力の影響

S 造の露出柱脚と同様にして、軸力の大きさに応じて中立軸が移が無視できない場合も想定されるが、その場合の評価方法は未整動するため、応力状態を図 17 に示すような(i)～ (v)の状態に場合備となっており、設計法として体系化がなされたとは言い難いの分けして求める。どの状態にあたるかは、曲げモーメント M を軸が現状である。

力 N で割った偏心距離 e に応じて、次式によって判別ができる。

そこで、RC 造の柱や S 造の露出柱脚の設計法と同様にして、めり込み理論を応用し一定軸力の影響を考慮できる降伏耐力 / 終局
耐力の評価式（ここでは梁勝ち柱頂部を例に定式化するが、これに限定することは企図していない）を提案した。さらに、この妥当性を検証するため、柱木口の三角形めり込みと梁座金の等変位めり込みの荷重変形挙動を対象として、余長を変数とした曲げ実験を行い、評価式（以下、計算値）との適合性の検証を行った。
② 耐力の評価式 7)

各応力状態について、中立軸 xn、引きボルト接合の負担軸力 T、各要素の荷重変形関係は図 16 に示すような完全弾塑性モデル

柱木口によるめり込み合力ΣN は次式で求まる。なお、台形めり込と仮定すれば、無軸力条件下の降伏耐力 My は、構造設計マニュみが生じる状態(i)については、文献 9)と同様に三角形めり込みと等

アル 5)の引用元の既往研究 8)より、ボルトの引張降伏 / 梁座金の変位めり込みの加算として求めた。

等変位めり込み降伏 / 柱木口の三角形めり込み降伏、で決まる耐力の中の最小値として、次式で表現される。なお、式の記号等の説
明は式[8]の後にまとめて示す。

降伏耐力 My は、負担軸力 T とめり込み合力ΣN が以下の条件を満たすモーメントの中の最小値で求められる。

図 16 要素の荷重変形関係のモデル化- 31 -

図 17 軸力の大きさに応じた応力状態の場合分け（弾性域）
rx1 : 梁座金の材長方向木口側の余長,

なお、状態(i)の長さ方向の余長効果係数は下式で求める。

ry1：梁座金の材幅方向の余長,

n : 梁樹種グループの置換係数,
fx1 : 柱木口の圧縮側縁からの梁の材長方向の余長,③ 終局耐力fy1 : 柱木口に対する梁の材幅方向の余長,

終局時の応力状態は、RC 造の柱や S 造の露出柱脚と同様にして、軸力の大きさに応じて図 18 に示すような(I)～ (III)に場

bE90 : 梁の繊維直交方向のヤング係数,

合分けされる。終局耐力 Mu は次式で表現される。

Kt：引きボルト接合の引張剛性,
Tu : 引きボルト接合の終局耐力,
ΣNu : 柱木口全面による梁の終局めり込み耐力,
Mu0 / j u0 / xn u0 : 無軸力下の終局曲げ耐力 / 応力中心間距離/ 中立軸位置,
Pbu : ボルトの軸部降伏耐力,
rPeu : 柱座金部の終局めり込み耐力,

Ab：ボルト軸部の断面積,
rFeu : 柱座金部のめり込み強度,

ここで、Pby : ボルトの降伏耐力,

fFeu：梁フェイスのめり込み強度

rPey : 梁座金部のめり込み降伏耐力,
fPey : 柱木口による梁のめり込み降伏耐力,

j : 弾性域の応力中心間距離,
Ae : ボルトの有効断面積,
Fby : ボルトの降伏強さ,
x0 / y0 : 梁座金の材長 / 材幅方向の長さ,
bFm : 梁の降伏めり込み応力度,

xn : 弾性域の中立軸位置,
cb : 柱幅,

図 18 軸力の大きさに応じた応力状態の場合分け（塑性域）

d : 圧縮側縁-引きボルト接合剛心間距離,
fCx / fCy / fCxm / fCym : 柱木口によるめり込みの余長効果係数,④ 評価式の検証

rCx / rCy / rCxm / rCym : 梁座金部のめり込みの余長効果係数,
bh : 梁せい,提案した評価式を用いて、文献 10)の計算例の引きボルト式柱―梁接合部を対象として、圧縮軸力が耐力に及ぼす影響を見た（文献- 32 -

の柱梁接合部は梁勝ちなので、90°回転させて柱と梁を入れ替えた）。その結果を図 19 に示す。降伏耐力は圧縮軸力によってボルトの引張降伏から柱木口のめり込み降伏に降伏箇所が変化し、終局耐力はある圧縮軸力までは増加し、その後頭打ちして低下する

Axial force (kN)

傾向を示した。

図 20 試験体のセットアップ
図 19 曲げ耐力に対する圧縮軸力の影響⑤ 評価式の妥当性検証実験の方法 11)

箱形金物

前節までに提案した評価式の妥当性を実験的に検証するため、
柱木口の三角形めり込みと梁座金の等変位めり込みの荷重変形挙動を対象として、余長を変数（表 8）とした引きボルト接合部のモーメント抵抗実験（図 20）を行った。縦に加力する柱、横に梁を配置し、これを図 21 のように接合して試験体とした。加力柱は、（SNB7）

下端にビス固定した箱形金物を介して、引きボルトとせん断ダボにより梁試験体と接合した。箱形金物の形状は、梁試験体の上面との接触面において幅 160 mm /長さ 450 mm とした。引きボルト

図 21 接合部の詳細図

は、径 M20 /材質 SNB7（高温用合金鋼ボルト材 / 強度区分 9.8 相当）の全ねじボルトを用いて加力試験時に弾性範囲内に留まるよ

母材は、構造用集成材で等級 E105-F300 /樹種オウシュウアカ

う設計し、梁試験体の下面に座金（材質 SS400 /形状 t = 16 mm×

マツ /断面 105 mm×450 mm を用いた。実験変数は余長（加力柱120 mm×120 mm）を配置して固定した。梁試験体の先孔は直径の箱形金物の左縁からの梁試験体の左側木口までの長さ）とし、最24 mm とした。また、せん断ダボは、丸鋼（材質：SS400 /径 40

小を 24 mm として、材せい h に対する比率で 1/3, 1/2, 1, 2, 3 のmm /長さ：60 mm）を箱形金物の下面中央に溶接した。ダボの両

6 水準を用意した。

端には、径 20 mm のドリフトピンをダボ直交方向に打込み補強

加力はジャッキ押し側を正とし、その履歴は加力点変位をモーした。境界条件として、梁試験体の右端部は固定端、加力柱の加力

メントアーム（加力心－接合心長さ）で除した見かけの層間変形角点はピンとみなせる納まりとした。

で、1/300, 1/200, 1/150, 1/100, 1/75, 1/50, 1/30, 1/20, 1/10 rad の正負変形角制御とし、繰返し回数は 3 回とした。試験時の測定対表 8 試験体の仕様
試験体名 樹種
e24
e h/3
e h /2
eh
e2h
e3h

オ
ウ
シ
ュ
ウ
ア
カ
マ
ツ

等級

E195F300

幅 せい h(mm) (mm)
105
450
105
450
105
450
105
450
105
450
105
450

余長(mm)
24
150 (1/3 h)
225 (1/2 h)
450 (h)900 (2 h)
1,350 (3 h)

試験体
数
3
3
3
3
3
3

象は、図 20 中に示すが加力点位置の水平荷重 / 変位（#0 /#1）、
梁試験体の水平変位（#2）
、柱フェイスの箱形金物の水平変位（#3）
、
箱形金物‐梁試験体間の引きボルト軸心位置の鉛直方向変位（引きボルト軸方向変位、#4 ~ 7）
、引きボルトに発生する軸力（引きボルト軸力、#8, 9）とした。
接合部モーメントは、加力点位置の水平荷重に柱フェイスまでの距離 1,540 mm を乗じて求めた。接合部回転角は、2 本の引き

- 33 -

ボルト軸方向変位の和を両者の距離で割って求めた。梁座金部のみ挙動の適合性について検討し課題を把握した。

めり込み応力度とめり込み変位は、前者は引きボルト軸力をめり込み面積 105 mm×120 mm で割ることで、後者は引きボルト軸
方向変位から計算によるボルト伸び変位（引きボルト軸力／(Es Ab/ lb)）を引いて求めた。
特性値の算出は、各加力方向の荷重変形関係の包絡線に対して、初期剛性は 0.1Pmax と0.4Pmax、剛性は最大荷重Pmax を基準として、
2 次剛性は 0.7Pmax と 0.95Pmax のデータ範囲の最小二乗法近似直線の勾配とし、降伏耐力 Py はその 2 直線の交点の耐力、終局耐力 Pu
は終局変位u までのエネルギーが等価となるよう完全弾塑性置換したときの降伏耐力と評価した。
⑥ 評価式の妥当性検証実験の結果
接合部全体について、モーメント回転角関係の包絡線の平均と計算値を図 22 に、モーメント抵抗特性値を比較して図 23 と表 9に示した。実験値は、e 24 試験体のみ剛性 / 耐力ともやや低くなったが、余長が 150 mm 以上のものはほぼ同様の挙動を示した。
計算値は、正側加力時に余長に応じた剛性の変化が実験に比べて大きい傾向となり、三角形めり込みの評価で余長の影響の考慮が過剰である可能性が示唆された。一方で、負側加力時は剛性の変化

図 23 各余長の剛性、降伏・終局モーメントの実験値と計算値の比較

は実験と同様に大きくなく、梁座金の等変位めり込みの評価は概表 9 接合部のモーメント抵抗特性値

ね妥当であると考えられた。計算値は下限値であるが、降伏耐力は実験平均値に対して 1.7～2.5 倍程度、終局耐力は 1.3～1.5 程度に乖離し、基準材料強度と実態の強度が大きく異なる可能性がある。
柱座金部のめり込みについて、荷重変形関係の包絡線の平均と計算値を図 24 に、座金部のめり込みに関する特性値を比較して図25 と表 10 に示した。実験値と計算値の耐力の乖離の程度は、座金部のめり込み挙動においても同程度であった。
⑦ まとめ
引きボルト接合部の終局設計法の合理化を目的とし、柱梁接合部の剛性・耐力評価式を提案し、耐力発現要素の一つであるめり込

図 24 座金部のめり込みに関する荷重変形関係（包絡線）

図 22 モーメント回転角関係（包絡線）- 34 -

合・引きボルト接合によるラーメンフレーム 13)、集成材３ヒンジ
アーチ 14)、構造用合板・石こうボードによる耐力壁 15)、集成材ブ
レース構面 16)の骨格曲線を抽出し、その等価粘性減衰を考慮して復元力特性を決定した。骨格曲線は 1/120 rad 時の耐力で標準化し、高耐力・低耐力を有する場合を仮定し、その中間的な骨格曲線
図 25 梁座金部のめり込みに関する特性値の余長との関係を中耐力と定義（図 26）し、さらに等価粘性減衰特性についても

表 10 梁座金部の等変位めり込み特性値

低、中、高の特性を有する場合の復元力特性のモデルを設定した。
集成材３ヒンジアーチは、一体の湾曲集成材による場合、湾曲集成材で継手がある場合、通直集成材がドリフトピンで接合される場
合について、復元力特性のモデルを設定（図 27）した。面材張り
耐力壁については、構造用合板による場合と石こうボードによる場合については図 28 のように復元力特性を設定した。集成材ブレース構面については、端部をドリフトピンで接合した場合と貫通ボルトで接合の復元力特性を図 29 のように設定した。以上の解析
対象モデルの骨格曲線を比較すると図 30（部材の弾性変形を含む）のようになる。
4

M / M120

3

実験値
低耐力

2

中耐力
高耐力

1

３）靱性特性の異なる構造要素を混用した場合の構造特性 12)0① 検討の背景と概要

0

10

20

40

50

60

70

80

90

変形角 (×1/1000rad)

木造建築物の構工法には集成材フレームや耐力壁形式等様々で

図 26 集成材ラーメンフレームの骨格曲線

あるが、その変形特性は一様ではない。建築物の耐震性能要求は稀に発生する地震に対して損傷しないことと、極めて稀に発生する

4

地震に対して倒壊しないこととされている。極稀の地震で倒壊し

2

一体湾曲集成材 (継手あり)

一体湾曲集成材

3

Q / Qaないことを確かめるひとつの方法として、保有水平耐力を計算す

30

通直集成材 (DP接合)

10‐1る方法があり、必要保有水平耐力はその構造特性に応じて構造特‐2

性係数 Ds などをせん断力係数 C0＝1.0 を乗じて求めることとな

‐4

‐3
‐100

‐50

0

50

100 ‐100

変形角 (×1/1000rad)っているが、構造特性は構工法ごとに異なり、これらの構工法を併

‐50

0

50

変形角 (×1/1000rad)

100‐100

‐50

0

50

100

変形角 (×1/1000rad)

図 27 集成材３ヒンジアーチの復元力特性

用した場合の構造特性係数の評価方法は示されていない。
4
3

Q / Qaれた場合について、時刻歴応答解析によるパラメトリックスタデ
ィを行って、構造特性係数の設定方法を検討した。
② 復元力特性の設定方法
解析の対象とする構造要素は、集成材ラーメンフレーム、集成材
３ヒンジアーチ、面材張り耐力壁および集成材ブレース構面とした。それぞれについて、既往の文献から鋼板挿入ドリフトピン接- 35 -

4

合板壁＋柱2本

3

2

2

1

1

Q / Qa

そこで、異なる構造特性を有する構造要素が同一層内で混用さ

0
‐1

0
‐1

‐2

‐2

‐3

‐3

‐4

‐100

‐50
0
50
変形角 (×1/1000rad)100

石こうボード壁＋柱2本

‐4

‐100

‐50
0
50
変形角 (×1/1000rad)

図 28 面材張り耐力壁の復元力特性

100

4
2

2

1

1

0
‐1

‐2
‐3
‐50
0
50
変形角 (×1/1000rad)

‐4

100

＞1)は破壊に至ったものとして、セルに網をかけた。いずれも、ほ

0

‐3
‐100

いて表 12 に示す。最大応答の平均値が終局変位を超えた組合せ(

‐1

‐2
‐4

（高耐力・中減衰）と石こうボード壁、ブレース構面の組合せにつブレース (ボルト接合)

3

Q / QaQ / Qa4

ブレース (DP接合)

3

とんどの場合においてCu≧0.35 以上としないと構造が成立しにく
‐100

‐50
0
50
変形角 (×1/1000rad)

いことが分かる。
貫通ボルト接合によるブレースの負担率が 0.5 以

100上となる場合は、Cu≦0.75 では応答変形が要素の荷重変形関係を

図 29 面材張り耐力壁の復元力特性

合成した骨格曲線から得られる終局変位を超え、構造が成立しな

5
4.5

ラーメン・⾼耐⼒

4ラーメン・中耐⼒

3.5

ラーメン・低耐⼒
合板壁

Q/Qa

3

⽯こう壁

2.5

ブレース・ボルト

1.5

アーチ・⼀体1

0

アーチ・DP
0

10

20

30

40

50

60

70

構造特性係数 Ds と混用する構造要素の許容耐力の比率の関係のーム、継手を有するアーチ、合板壁、石こうボード壁、ブレースの
うちDP接合のものとボルト接合のもののQa/Quはそれぞれ0.30、

アーチ・継⼿0.5

また、
線補間によって求めたものを構造特性係数 Ds として示した。
うち、主なものを選択して図 31, 32 に示す。高耐力ラーメンフレ

ブレース・DP

2

いことが分かる。同表の最右列には、が 1.0 となるときの Cu を直0.42、0.61、0.71、0.51、0.25 であるので、必ずしも混用する要素

80のうち Qa/Qu が大きな方の数値を構造特性係数 Ds としなくてもよ変形⾓ (mrad)

図 30 構造要素単体の復元力モデル骨格曲線

いことが分かる。
表 12 終局変位u に対する最大応答変位max の比の例

③ 時刻歴応答解析によるパラメトリックスタディ
構造特性の異なる要素の組合せとして、表 11 の組合せについて
時刻歴応答解析を行った。それぞれの構造要素組合せについて、併存する構造要素の許容耐力の比率(= 0～1.0@0.1)、終局層せん断力係数 Cu (= 0.20～0.75@0.05)をパラメータとした。
入力波は令82 条の 5 第五号および平12 建告第 1457 号第 10 第1 項に基づく第二種地盤の加速度応答スペクトルに適合する継続
時間 60 秒の人工地震動 5 波とし、最大応答はその平均値で評価した。また、ベースシア係数 1.0 に相当する強さとするために入力倍率を 0.8 とした。
表 11 解析対象とした構造要素の組合せ
ラ高
ラ中
ラ低
合板
石こう
ブDP
ブBolt
ア一体
ア継手
アDP

ラ高
―

ラ中
―
―

ラ低
―
―
―

合板
〇
〇
〇
―

石こう
〇
〇
〇
〇
―

ブDP
〇
〇
〇
〇
〇
―

ブBolt ア一体 ア継手 アDP
〇
―
―
―
〇
―
―
―
〇
―
―
―
〇
〇
〇
〇
〇
〇
〇
〇
〇
〇
〇
―
〇
〇
〇
―
―
―
―
―
―

④ 解析結果表 11 に示す構造要素の組合せについて、骨格曲線の重ね合わせ

ラーメンフレーム（高耐力・中減衰）＋石こうボード耐力壁
β＼Cu 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.55 0.6
04.93 2.38 1.24 0.97 0.94 0.87 0.85 0.79 0.70
0.1 4.89 2.37 1.23 0.95 0.93 0.86 0.83 0.76 0.69
0.2 4.64 2.31 1.20 0.93 0.90 0.86 0.80 0.72 0.65
0.3 3.59 2.33 1.22 0.93 0.88 0.82 0.74 0.65 0.57
0.4 3.75 2.31 1.09 0.92 0.87 0.81 0.70 0.57 0.51
0.5 3.85 2.29 0.91 0.90 0.86 0.75 0.61 0.52 0.46
0.6 3.85 2.34 0.90 0.89 0.82 0.68 0.54 0.47 0.42
0.7 3.80 2.17 0.90 0.88 0.78 0.58 0.49 0.43 0.37
0.8 4.95 2.26 2.42 0.98 0.78 0.59 0.51 0.45 0.40
0.9 9.99 3.29 2.62 1.14 0.83 0.67 0.56 0.48 0.41
1 11.28 4.59 1.89 1.24 0.98 0.73 0.62 0.50 0.38

0.65
0.64
0.62
0.59
0.49
0.45
0.41
0.37
0.34
0.34
0.32
0.28

0.7
0.60
0.58
0.52
0.44
0.41
0.37
0.35
0.30
0.27
0.26
0.25

0.75
0.56
0.53
0.45
0.40
0.38
0.35
0.31
0.26
0.22
0.22
0.22

Ds
0.34
0.34
0.34
0.34
0.33
0.30
0.30
0.30
0.35
0.37
0.40

ラーメンフレーム（高耐力・中減衰）＋ブレース（ドリフトピン接合）
β＼Cu 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.55 0.6 0.65
04.93 2.38 1.24 0.97 0.94 0.87 0.85 0.79 0.70 0.64
0.1 4.59 2.33 1.26 0.94 0.93 0.88 0.82 0.74 0.66 0.61
0.2 4.14 2.47 0.94 0.95 0.89 0.83 0.73 0.63 0.55 0.46
0.3 4.27 2.55 0.93 0.93 0.89 0.79 0.62 0.52 0.46 0.40
0.4 3.44 2.31 0.98 0.96 0.85 0.59 0.51 0.45 0.38 0.34
0.5 5.14 3.27 1.25 1.16 0.81 0.64 0.55 0.45 0.40 0.35
0.6 8.96 3.42 2.57 1.66 1.03 0.81 0.67 0.56 0.49 0.41
0.7 10.43 7.27 5.29 2.46 1.28 0.95 0.75 0.64 0.53 0.44
0.8 14.71 10.91 6.88 5.09 1.75 1.07 0.82 0.70 0.56 0.45
0.9 14.10 9.48 8.04 5.82 4.37 1.24 0.91 0.75 0.58 0.48
1 18.54 14.52 13.52 11.31 7.49 2.38 0.96 0.77 0.59 0.49

0.7
0.60
0.55
0.41
0.36
0.30
0.30
0.35
0.37
0.40
0.43
0.44

0.75
0.56
0.47
0.38
0.33
0.27
0.27
0.32
0.34
0.37
0.38
0.38

Ds
0.34
0.34
0.30
0.30
0.30
0.37
0.41
0.44
0.46
0.49
0.50

ラーメンフレーム（高耐力・中減衰）＋ブレース（貫通ボルト接合）
β＼Cu 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.55 0.6 0.65 0.7 0.75
04.93 2.38 1.24 0.97 0.94 0.87 0.85 0.79 0.70 0.64 0.60 0.56
0.1 5.41 2.36 1.26 0.96 0.94 0.88 0.84 0.79 0.72 0.65 0.60 0.53
0.2 3.23 1.37 0.96 0.95 0.86 0.84 0.72 0.64 0.58 0.52 0.47 0.45
0.3 7.47 4.89 2.20 1.26 1.08 0.93 0.94 0.87 0.83 0.76 0.71 0.65
0.4 3.38 2.00 1.40 1.26 1.18 1.02 0.93 0.83 0.72 0.64 0.48 0.30
0.5 27.98 13.42 8.50 7.51 5.15 4.67 4.57 4.39 4.27 4.09 3.38 2.79
0.6 23.85 20.94 15.16 8.10 7.77 7.25 5.23 4.97 4.36 4.41 4.35 3.57
0.7 20.51 20.75 20.39 16.25 13.80 10.86 7.35 7.23 6.07 5.23 4.70 4.44
0.8 23.98 21.38 20.74 16.81 15.41 15.34 10.92 10.62 9.76 6.61 5.99 5.78
0.9 28.20 26.67 23.66 19.78 18.28 16.46 16.16 13.32 16.21 11.83 10.76 8.83
1 26.15 29.42 25.78 24.50 24.30 21.06 19.42 17.65 19.13 20.67 17.07 16.21から得られる終局変位u に対する人工地震動 5 波による最大応答
変位の平均値max の比 (=max /u)の例として、ラーメンフレーム- 36 -

Ds
0.34
0.34
0.30
0.43
0.46

0.8

0.8

0.6

ラ高耐力 + 合板

0.5

ラ高耐力 +石こう

0.4

ラ高耐力 +ブDP

0.3

ラ高耐力 +ブBolt

0.7
0.6

ア継手 + 合板

0.5

ア継手 + 石こう

0.4

ア継手 + ブDP

0.2

0.3

ア継手 + ブBolt

0.1

0.2

0

Ds

Ds

0.7

0.1
0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0

β

図 31 ラーメンフレーム（高耐力・中減衰）と面材耐力壁・集成材
ブレース混用時の構造特性係数 Ds

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

β

図 32 継手を有する湾曲３ヒンジアーチと面材耐力壁・集成材ブ
レース混用時の構造特性係数 Ds４）集成材等建築物の構造設計マニュアル改定案
前節までの技術開発の成果を盛り込み、以下に示すような目次の集成材等建築物の構造設計マニュアルの改訂原案を作成した。
集成材等建築物の構造設計マニュアルの改訂案 目次
章 節
項
第１章 集成材等建築物の範囲
1.1 法令上の位置づけ
1.1.1 建築基準法施行令第46条第2項
1.1.2 適用可能な材料
1.1.3 構造性能の法令上の要求
1.2 集成材等建築物の沿革
1.2.1 集成材による建築の歴史
1.2.2 集成材等建築物の変遷
1.3 集成材等建築物の特徴
1.3.1 架構形式と接合方法
1.3.2 本書で扱う架構形式と接合部
1.3.3 集成材構造の長所
1.3 構造計画
1.3.1 鉛直荷重に対する計画
1.3.2 水平荷重に対する構造計画
第２章 集成材等建築物に使用する材料の特性
2.1 構造用集成材
2.1.1 構造用集成材の種類と特徴
2.1.2 構造用集成材の日本農林規格
2.1.3 構造用集成材の強度特性値
2.2 構造用単板積層材
2.2.1 構造用単板積層材の種類と特徴
2.2.2 構造用単板積層材の日本農林規格
2.2.3 構造用単板積層材の強度特性値
2.3 構造用製材
2.3.1 構造用製材の種類と特徴
2.3.2 構造用製材の日本農林規格
2.3.3 構造用製材の含水率と構造方法
2.3.4 構造用製材の強度特性値
2.4 木質接着成形軸材料
2.4.1木質接着成形軸材料の種類と特徴
2.4.2木質接着成形軸材料の基準
2.4.3木質接着成形軸材料の強度特性値
2.4 木質複合軸材料
2.4.1木質複合軸材料の種類と特徴
2.4.2木質複合軸材料の基準
2.4.3木質複合軸材料の強度特性値
2.6 構造用面材料
2.7 直交集成板（CLT）
第３章 半剛節ラーメン骨組の架構形式と接合部の設計
3.1 半剛節ラーメン骨組の構造的特徴と接合方法
3.2 半剛節ラーメン骨組の構造計算モデル
3.3 引きボルト接合（秋山）3.3.1 柱脚接合部の設計
3.3.2 柱梁接合部の設計
3.4 接着接合（グルードインロッド）（腰原）
3.4.1 接着接合の最大耐力
3.4.2 接着接合の許容耐力の設定方法

章 節項
3.5 ラグスクリューボルト接合（小谷）3.5.1 ラグスクリューボルト単体の引抜性能
3.5.1 ラグスクリューボルトを用いた柱脚接合部
3.5.2 ラグスクリューボルトを用いた柱梁接合部
3.6 鋼板挿入接合（秋山）3.6.1 初期剛性の算出
3.6.2 降伏モーメント3.6.3 終局モーメント3.6.4 保有耐力接合の条件
3.6.5 ルート1・2における靱性能による低減
3.6.6 柱側の設計
3.7 合わせ梁式モーメント抵抗接合（稲山）3.7.1 合わせ梁式モーメント抵抗接合の許容耐力
3.7.2 合わせ梁式モーメント抵抗接合の終局耐力
第４章 ブレース・方づえ・アーチ構造の架構形式と接合部の設計
4.1 面材耐力壁構造
4.2.1 面材耐力壁の種類と構造的特徴
4.2.2 面材耐力壁の耐力と接合部の設計
4.2.3 面材耐力壁構造の構造計算モデル
4.2 ブレース構造（五十田）4.2.1 ブレース構造の構造的特徴
4.2.2 ブレース端部の接合方法と設計法
4.2.3 ブレース構造の構造計算モデル
4.3 ボルト接合による方づえ構造（五十田）4.3.1 方づえ構造の種類と構造的特徴
4.3.2 方づえのボルト接合部の設計方法
4.3.3 方づえ構造の構造計算モデル
4.4 アーチ構造
4.4.1 アーチ構造の種類と構造的特徴
4.4.2 湾曲アーチ肩部の接合方法
4.4.3 アーチ構造の構造計算モデル
第５章 構造設計方法
5.1 構造計算ルート（槌本）5.1.1 建築物の規模と構造計算ルート
5.1.2 構造計算の項目と適用関係
5.1.3 仕様規定の適用関係と適用除外
5.1.4 方向別構造計算ルートの混用
5.2 荷重・外力
5.2.1 自重と積載荷重5.2.2 地震力
5.2.3 風圧力
5.2.4 積雪荷重
5.3 設計のクライテリア
5.3.1 損傷限界と許容耐力
5.3.2 安全限界と終局耐力
5.3.3 偏心率とFe割増し
5.3.4 塔状比と全体転倒
5.3.5 燃えしろ計算適用時の変形制限
5.3.6 長期荷重に対するクライテリア- 37 -

章 節
5.4 各部の設計
5.4.1 水平構面の検定

項

5.4.2 基礎の設計と検定
5.4.3 接合部（主架構以外）の検定
5.4.4 部材の検定*（長期・短期）
5.5 ルート１の構造計算
5.5.1 一般事項
5.5.2 大地震動下での安全確保
5.6 ルート２の構造計算
5.6.1 一般事項
5.6.2 β割増
5.6.2 大地震動下での安全確保
5.7 ルート３の構造計算
5.7.1 一般事項
5.7.2 Dsの設定方法
5.8 燃えしろ計算
5.8.1 法令の規定と要求性能
5.8.2 柱，はりの継手及び仕口の構造
5.8.3 燃えしろ計算
第６章 混構造の構造計算（平面混構造を加える）
6.1 構造計算ルート
6.1.1 混構造の組合せと構造計算ルート
6.1.2 ルート１を適用できる混構造
6.2 鉄筋コンクリート造の設計
6.3 鉄骨造の設計
6.4 木造部分の設計
6.4.1 RC造部分の重量に関する特例
6.4.2 ルート１の構造計算と水平構面の検定
第７章 試験法・評価法
7.1 接合部の試験方法と性能評価法
7.1 接合部の塑性率と層のDs
7.2 架構の水平せん断試験方法と性能評価法
7.3 単位架構の塑性率と層のDs
第８章 構造計算例
8.1 鋼板挿入ドリフトピン接合による集成材半剛節ラーメン構造
8.2 ブレース構造
8.3 アーチ構造
8.4 方づえ構造
8.5 混構造付 付－1 集成材の日本農林規格（構造用集成材）
録 付－2 単板積層材の日本農林規格（構造用単板積層材）
付－3 製材の日本農林規格（構造用製材）
付－4 建築基準法第37条
付－5 木質接着成形軸材料の品質基準
付－6 木質複合軸材料の品質基準
付－7 建築基準法施行令第3章第3節
付－8 建築基準法施行令第82条、同条の２、同条の３、同条の４、同条の６
付－8 昭和62年建設省告示第1898号
付－9 昭和62年建設省告示第1899号
付－10 昭和55建設省告第1791号第１付－11 昭和55建設省告第1792号第２付－12 平成19年国土交通省告示第593号
付－13 平成19年国土交通省告示第594号
付－14 技術的助言

５）集成材厚板パネルの可能性① ②① マスティンバー工法に用いる各種パネルの寸法安定性 17, 18)③ ④⑤(i) 検討の背景⑥

木造建築物の新たな構工法のひとつとして国内外で注目されているマスティンバー工法は、CLT を代表格として様々な研究、技術開発が行われている。同工法の中高層化を考えた場合に、飛躍的

⑦

⑮

⑧

に要求性能が高くなる鉛直方向の部材耐力や接合耐力に対しては、
CLT よりも集成材パネルの方が繊維方向要素は多いために有利であるとも考えられるが、一般的には寸法安定性が高いとされる
CLT が優先的に選択されている。しかし、実大パネルの寸法安定⑨

性について具体的に明らかにした技術的知見はほとんどない。

⑪ ⑫

写真 2 降雨のない外気曝露環境(上)と屋根なしで雨水が作用する曝露環境(下)そこで、CLT パネル、集成材パネル、並びに LVL パネルを外気に晒した環境で曝露試験を行い、その含水率、寸法等の変化を経時的に約２年間測定し、その結果に基づいて評価した結果を述べる。

⑩⑬ ⑭

図 33 パネルの測定箇所

102%(ii) 試験体
重量変化率

幅 1 m×長さ 2.7 m の CLT、集成材（以下、「GLT」）、LVL（A及び B 種、試験体名をそれぞれ LVA、LVB とした）によるパネルを対象とした。厚さは CLT と集成材については 90, 120, 150 mmのパネルを、LVL については 90, 150 mm のパネルを試験体とし

101%

100%

99%

た。なお、CLT はスギによる S60B、集成材はスギによる E65F255、LVL はスギによる E60 相当（A 種）と E50 相当（B 種）

98%

12/1
11/1
10/2
9/2
8/3
7/4
6/4
5/5
4/5
3/6
2/4
1/5
12/6
11/6
10/7
9/7
8/8
7/9
6/9
5/10
4/10

とし、いずれも 2 体ずつ用意した。
(iii) 曝露環境

CLT09‐1
GLT12‐1
LVB09‐1

建築物内での使用を想定して降雨が作用せず外気に晒される環

CLT12‐1
GLT15‐1
LVB15‐1

CLT15‐1
LVA09‐1

GLT09‐1
LVA15‐1

図 34 各試験体の重量変化率

境（写真 2 上）を国立研究開発法人建築研究所内の曝露試験場内に構築して各試験体 1 体（試験体名称***-1）ずつ設置した。比較

含水率変化（非降水環境）のために降雨も作用する環境（写真 2 下）にも各 1 体（同***-2）20

含水率（%）

ずつ設置した。
(iv) 測定方法
曝露試験は 2017 年 4 月中旬に開始し、最初の 2 ヵ月は 1 週間
おきに、その後 1 ヵ月おきに試験体の重量、寸法、含水率、矢高を1510測定した。各部寸法のうち 4 辺の長さ等を巻尺で測定した。厚さについては精度 0.05 mm 以上のノギスを用いて図 33 に示す①～

5⑭（①、④、⑪、⑭は試験体の隅角部、②、③、⑤、⑥、⑨、⑩、

12/1
11/1
10/2
9/2
8/3
7/4
6/4
5/5
4/5
3/6
2/4
1/5
12/6
11/6
10/7
9/7
8/8
7/9
6/9
5/10
4/10
3/11

⑫、⑬は隅角部から約 200 mm 離れた箇所、⑦と⑧は長辺の中点

CLT09‐1
GLT12‐1
LVB09‐1

である）の箇所について測定した。さらに、高周波式含水率計を用

CLT12‐1
GLT15‐1
LVB15‐1

CLT15‐1
LVA09‐1

GLT09‐1
LVA15‐1

図 35 各試験体の水分計による含水率

いて図 33 の①～⑮について含水率を測定した。
(v) 重量変化
雨水が作用しない環境下での各試験体の重量変化率と含水率を測定できていると仮定すると、GLT は含水率の初期値が極めて低それぞれ図 34、図 35 に示す。高周波式水分計が内部の含水までい可能性があり、吸水率（重量増加率）も大きくなったと考えられ- 38 -

る。LVL の A, B 種はその逆で含水率の初期値が比較的高かったた(vii) 寸法（厚さ）変化

めに吸水量も少なかったと考えられる。また、測定期間を通じて日

各試験体の曝露開始時からの厚さの増減を図 38 に、雨水が作用変動は把握できていないが、2018 年 8 月の重量減少が大きいのはしない環境下の厚さの変化率を図 39 に示す。曝露開始当初は多少高温による放湿が進んだためと考えられるが、水分計による含水の乾燥収縮も見られたが、約２年弱の乾湿繰り返しの結果、降雨・率はその挙動を捉えていない。一方、同年 9 月末の重量増加、含非降雨環境ともに全体的には厚さは膨張傾向にある。降雨環境の水率とも大きな数値を示したのは、その前日にはつくば市で 46.5

LVL の厚さ膨張率が大きいことは曝露期間が長くなっても同じで

mm の降雨を記録したことが影響したものと想像される。以上かあるが、GLT の厚さ膨張率も大きく測定されている。しかし、前ら、非降水環境では CLT、GLT、LVL の吸水特性には有意な差が述のように過乾燥である可能性を考えれば、CLT と有意な差がなない可能性が示唆される。

い可能性がある。一方、非降雨環境では 20 ヵ月の曝露期間を経て(vi) 面内の寸法変化

も CLT、GLT、LVL による厚さの変化はいずれも 1 mm 未満で、各試験体の 2018 年 2 月までの 10 ヵ月、同年 12 月までの 20 ヵ厚さに対して0.8 %未満であった。
降雨環境での厚さ膨張率はLVL、月の面内の寸法変化をそれぞれ図 36、図 37 に示す。非降水環境

GLT、CLT の順に大きいのに対し、非降雨環境では 3 種類に有意における最初の 10 ヵ月では、LVL は収縮したが、20 ヵ月では当な差がないことが分かった。

初寸法から膨潤する方向に転じた。過乾燥の可能性がある GLT は

490 mm 厚の試験体を中心に幅（短辺）方向に大きな寸法変化があ3
厚さ変化（mm）

ることが分かる。非降水環境でも、降水環境でも CLT の寸法変化
は幅方向、長さ方向ともに 1mm 以下であり、極めて寸法安定性が高いことが分かる。非降水環境において、LVL は GLT より寸法安定性が高い可能性があるが、B 種については幅方向の寸法変化は

210小さく、寸法安定性は高い可能性がある。

‐1

12/1
11/1
10/2
9/2
8/3
7/4
6/4
5/5
4/5
3/6
2/4
1/5
12/6
11/6
10/7
9/7
8/8
7/9
6/9
5/10
4/10

‐1
CLT 09
CLT 12
CLT 15
GLT 09
GLT 12
GLT 15
LVA 09
LVA 15
LVB 09LVB 150寸法変化（mm）
1
2
3

CLT09‐1
CLT15‐1
GLT12‐1
LVA09‐1
LVB09‐1

4

降水環境

非降水環境

CLT12‐1
GLT09‐1
GLT15‐1
LVA15‐1
LVB15‐1

CLT12‐2
GLT09‐2
GLT15‐2
LVA15‐2
LVB15‐2

図 38 全試験体の厚さの変化

長辺厚さ変化（mm）

短辺

図 36 10 ヵ月の面内寸法変化‐1

寸法変化（mm）
0
1
2
3

40

降水環境

寸法変化（mm）
2
4

6

非降水環境

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
‐0.2
‐0.4
‐0.6
‐0.8

12/1
11/1
10/2
9/2
8/3
7/4
6/4
5/5
4/5
3/6
2/4
1/5
12/6
11/6
10/7
9/7
8/8
7/9
6/9
5/10
4/10

CLT 09
CLT 12
CLT 15
GLT 09
GLT 12
GLT 15
LVA 09
LVA 15
LVB 09LVB 15

CLT09‐2
CLT15‐2
GLT12‐2
LVA09‐2
LVB09‐2

CLT09‐1
GLT09‐1
LVA09‐1
LVB15‐1

長辺

長辺

短辺

短辺

図 37 20 ヵ月の面内寸法変化

CLT12‐1
GLT12‐1
LVA15‐1

CLT15‐1
GLT15‐1
LVB09‐1

図 39 非降雨環境下の厚さの変化(viii) 結論
約 20 ヵ月にわたる CLT、集成材、LVL パネルの曝露試験の結果から、以下を得た。

- 39 -

・非降水環境では CLT、集成材、LVL パネルの吸水特性には有意の結果、パネル頂部の剛性、降伏耐力は表 13 のように算定され、接合具（ドリフトピン）の必要本数は CLT パネルよりも多くなるな差がない可能性がある。
・降水の有無によらず CLT の幅・長さ方向の寸法変化は 1 mm 以

ことが分かった。

下で、他より寸法安定性が高い。
表 13 パネル頂部の接合部の設計内容

・非降雨環境では 20 ヵ月の曝露期間を経ても CLT、集成材、LVLによる厚さの変化に有意な差はなく、いずれも 1 mm 未満で、計算諸定数

厚さに対して 0.8 %未満である。

ns
n
x0
y0
外力M
外力Q
外力N
Ks0
Ks90
Py0
Py90
Rj
Dj
Sj

1
［－］
24
［本］
420
［mm］
210
［mm］
1000000 ［Nmm］
0
［N ］
0
［N ］
67584 ［N/mm］
27620 ［N/mm］
46617
［N ］
23075
［N ］
174792159660 ［Nmm/rad］
1622008 ［Nmm］
662879 ［Nmm］
K
174792 ［kNm/rad］(Fres/Pω)max
4［－］My
275.0 ［kNm］② 集成材厚板パネルの構造性能評価法・設計法の検討(i) 集成材厚板パネルの構造性能評価法
集成材厚板パネルによる構造ついて、通常の集成材フレーム構
造の軸系モデルではその挙動を適切に表現できず、マルチスプリ
ングモデル（図 40）を適用すれば CLT パネル工法と同様にその構造性能が評価できる可能性が示唆された（図 41）。

壁芯
70 70 70 70 80

挿入鋼板
厚さ12mm(SS400)DP
32-φ20(SS400)

4-M22(SNR490)

4-M22(SNR490)

柱脚引張金物

柱脚引張金物

GLT壁パネル
E95-F315

図 42

140

CLT床パネル
Mx60-5-7
4-φ22(S45C,磨き鋼棒)
70 70 70 70 70 70 70 70 40

140

140
580

462

80

55 140DP
24-φ20(SS400)

140

637
140
140

開き止め
3-M12ボルト(強度区分10.9)

140 22

4-φ22(S45C,磨き鋼棒)
柱頭金物

図 40 マルチスプリングモデルによるモデル化

GLT壁パネル
E95-F31580

140

70 70 70 70 70 70 30
590

140

140

80 70 70 70 70

80 70 70

140

140
140
1000

140

70 70 80740
開き止め
2-M12ボルト(強度区分10.9)
挿入鋼板
厚さ12mm(SS400)

DP
24-φ20(SS400)
GLT垂れ壁パネル
E95-F315

集成材厚板パネルによるト型構面の設計例

Ⅳ 枠組壁工法実大６階建て実験棟を活用した中高層枠組壁工法の各種性能評価
１）背景と目的「枠組壁工法６階建て実大実験棟プロジェクト」が国土交通省

図 41 集成材厚板パネルの構造性能評価「木造建築技術先導事業」（平成 26 年度追加募集分）に採択され、日本ツーバイフォー建築協会と共同して、同実験棟（写真 3 に外(ii) 集成材厚板パネルによる構造設計例
中層程度のパネル構造の構造要素の一例として、CLT マニュア
ルに掲載されるト型構面の短期基準耐力が CLT パネルと同等(Qa=76kN/m)以上となる接合部の設計例（図 42）を作成した。そ観）の施工検証、各種性能評価を実施した。このうち、資材投入量
や施工性検証については、枠組壁工法による 6 階建ては低層の枠組壁工法より木材使用量が 2 倍以上多いこと、各工程のうち石こ- 40 -

うボードの施工に全体の 1/3 以上の工数を要することなどを得、
ｾﾝｻ③

平成 28 年度建築研究所講演会 19)において報告した。ここでは、そｾﾝｻ④の後実施してきた各種性能検証の結果の概要を報告する。
２）建物重量による沈み込み挙動の測定
枠組壁工法の多くは、床版の上に壁を立ち上げるプラットフォ
ｾﾝｻ②ーム工法方式である。床組は概して繊維方向に対して強度・剛性がｾﾝｻ①

約 1/10 の繊維直交方向の部材で構成されるため、その圧縮変形、
めり込み変形及び乾燥収縮（枠組壁工法用構造用製材の含水率は概してその JAS の基準値である 19 %よりも低い約 15%程度まで乾燥されているが、高機密化された戸内では 9～12 %まで乾燥が図 44 各階の沈み込み量の推移進むことが知られている）やその長期挙動は中層以上の枠組壁工法では重要な課題である。そこで、乾燥や積載荷重等による沈み込みに対処する手法の開発や施工方法を検討するため、沈み込み量

３）強震観測の結果の計測を行った。測定は、2～6 階の床組、及び小屋組から 1 階基地盤面、２階及び６階床版上に強震計を設置（図 45）して観測礎に延ばしたワイヤの先端に変位計（写真 4）を設置することで各したところ、平成 28 年 5 月 16 日（茨城県南部、Mj＝5.5、計測震層床組及び小屋組の上下変位を測定した（写真 3）。測定箇所は図

度 3.6）、11 月 22 日（福島県沖、Mj～＝7.4、計測震度 3.7）をは43 に示す 4 箇所とした。測定結果の概要を図 44 に示す。このう

じめとする複数の地震発生時の強震記録が収録できた。その結果、

ち、沈み込みの挙動を平面プラン上の階段室及びそれ以外のコー

固有周期はNS方向0.3秒（3.3Hz）、
EW方向0.27秒（3.6～3.7Hz）

ナー部で測定した結果、製材で床版を構成している階段室の方が、であった。疑似速度応答スペクトルは図 46 の通りであり、前者の

LVL、CLT、平行弦トラスなどで床組を構成している一般部より沈

強震記録による応答変位は NS 方向-0.9～0.5 cm、EW 方向-0.2～

み込みが大きくなるものの、約 1 年で沈み込みの挙動は落ち着く

0.7 cm であることなどを得た。
また、約 2 年半の期間における 100 を超える強震記録の分析かことが判明した。

ら、建物の固有振動数や減衰定数の振幅依存性や気候による変動が明らかとなった。また，固定荷重を模擬する目的で付加質量として一時的に設置されたプールは、建物の固有振動数を減少させ、減
衰定数を増加する効果があることが確認された（図 47）。

写真 4 沈み込み測定センサ
ｾﾝｻ③ ｾﾝｻ④６階
地盤面の設置箇所

２階

写真 3 枠組壁工法 6 階建て
ｾﾝｻ① ｾﾝｻ②
実大実験棟の外観と沈み込み測定イメージ
図 43 沈み込みセンサ設置箇所

図 45 地震計の設置箇所- 41 -

図 48 陸屋根の脱気防水システム
図 46 ６階建て枠組壁工法建築物の疑似速度応答スペクトル（左：2016.5.16 計測震度 3.6、右：2016.11.22 計測震度 3.7）

図 49 陸屋根の脱気防水システム

図 47 常時微動記録から算出した日毎の固有振動数(上段)と減衰定数(中段)及びつくば市舘野の日平均気温と相対湿度(下段)４）陸屋根の脱湿性能の検証
中層木造建築物の屋根は陸屋根が採用されることが多く、その防水施工前には雨水等水分が作用し、防水施工によってこれが封じ込められてしまう場合がある。封じ込められた水分状態が長期
図 50 陸屋根の脱気防水システム

間維持されると構造躯体の生物劣化を引き起こす可能性が高い。
そこで、屋根下地面材の上に施工する断熱材に格子状の通気用の溝を設け、この溝を使って屋根下地面材の水分を脱気装置（脱気５）建具施工方法の耐水性能の検証

筒：べーパス）から外部に排出させる排出させる脱気防水システム

木造建築物用の開口部用建具は、３階建てまでの低層に作用す（図 48）を採用し、実際に実大試験棟の陸屋根に施工した。断熱

る水圧・風圧力に対応している。則ち、本実験棟の 4～6 階に作用材の溝付近に湿度センサを脱気装置から 1m おきに設置し、湿度する水圧・風圧力に対応した木造用のサッシは商品化されていなを経時的に測定する一方で、ルーフバルコニー部分には脱気装置

い。このため、本実験棟の 4～6 階の開口部には鉄骨造用のサッシを設置せずに溝付近の湿度を測定して比較した（図 49）。陸屋根及を設置した。鉄骨造用のサッシの防水収まりが適切に実施されてび変化を図 50 に示す。脱気装置の有無に拘わらず、陸屋根及びル

いるかを検証するため、南側及び西側の開口部の隅角部の下側にーフバルコニーの防水層下部の相対湿度、及び絶対湿度は低下し漏水センサ（コーナー札幌社製結露センサ：写真 5）を図 51 に示

続け、水分が減少傾向であることが分かった。さらに、脱気装置のす箇所に設置し、漏水の有無を経時的に測定した。その結果、建築ある陸屋根の方が、同装置の無いルーフバルコニーより湿度の低後 3 年までは漏水したことを示すデータは得られなかった。

下する速度が速く、水分の減少速度の向上に脱気装置が寄与していることが明白である。

- 42 -

ンケート調査を行った。耐力壁の架構としては、小幅パネル架構、大版パネル架構①、大版パネル架構②の順に希望が多いことが分かった。耐力壁以外の各部の構工法については表 14 に示す構工法
で建築する希望が多いことが分かった。
また、2 階建てまでで仕様書的規定のみで安全確保をする場合に使用する CLT パネルの仕様については表 15 に示す希望が多かった。さらに、各部位の接合方法や接合具について希望を聞くと表16 に示すとおりとなった。以上のほか、基礎は立ち上がり幅 150～180 mm で主筋 D16、あばら筋 D10 の布基礎を希望する方が最も多く、アンカーボルトは M16 となる仕様を希望する方が最も多かった。
表 14 各部構法で採用希望が多かった構工法

用いた強制加振を行い、各部の微動、速度を計測して解析した結

部位
非耐力壁
垂れ壁
腰壁
1 階床組
2 階床組
天井構面
屋根構面

果、当実大験棟のように搭状比が大きいと，建物応答は上部構造の※記入が 2 つある場合は 2 位同数、CLT：CLT パネル工法

写真 5 漏水（結露）センサ（上）とそ
の設置状況
（下）
図 51 センサ設置箇所（●）
６）周囲振動・外部加振による振動特性の検討
常時微動（約 10m 離れた国道の交通振動を含む）、及び車両を

固有振動数による共振ではなく，地盤－上部構造相互作用に伴う最も多かった回答
軸組構法
CLT
CLT
軸組構法
CLT
CLT
軸組構法

次に多かった回答
CLT・枠組壁工法※
軸組構法
軸組構法
枠組壁工法
軸組構法
軸組構法
CLT

表 15 使用する CLT パネルの仕様

基礎構造のロッキングが支配的となること（図 52）などが明らか
項
目
樹
種
パ
ネ
ル
厚
さ

になった。

部位
全ての部位

最も多かった回答

次に多かった回答

スギ

ヒノキ

耐力壁
90 mm
垂れ壁
90 mm
腰壁
90 mm
2 階床
210 mm
天井
150 mm
屋根
90 mm
Mx60
強 耐力壁
度 2 階床
Mx60
等 天井
Mx60
級 屋根
Mx60
ラミナ厚さ（全部位） 30 mm 以上
使用環境（全部位） JAS における B*

図 52 1 階床の角加速度フーリエスペクトル（縦軸単位：rad/s2･s）Ⅴ 低層CLT パネル工法の普及に資する構造設計法の検討と各種
性能評価

120 mm・150 mm※
120 mm
120 mm
150 mm
90 mm
150 mm
S60
Mx90
Mx90
S60
24 mm 以上
JASにおけるC**※ 記入が 2 つある場合は 2 位同数１）仕様書的規定による安全確保方策の検討① 実務者・設計者による仕様書的規定の与条件と適用範囲
2016 年度に構造設計コンサルタントや住宅メーカーの技術者
等 20 名に対して、2 階建てまでを対象として仕様規定のみで安全**使用環境 C：材料の含水率が時々19 %を超える環境、構造物の耐力部材として接着剤の耐水性、耐候性又は耐熱性について通常の性能が要求される使用環境*使用環境 B：使用環境 C に加えて、構造物の火災時でも高度の接着性能を要求される環境を確保するとしたCLTパネル工法の与条件と適用範囲についてア- 43 -

表 16 各部の接合方法で採用希望が多かった接合形式と接合具
部位

最も多かった回答

次に多かった回答

壁－基礎壁－壁（鉛直）壁－壁（水平一般部）
壁－壁（水平交叉部）
壁－垂れ壁
壁－腰壁
壁－床
床－床

鋼板挿入＋DP
鋼板挿入＋DP
鋼板添板＋木ねじ

鋼板添板＋木ねじ
鋼板添板＋木ねじ
鋼板挿入＋DP

鋼板添板＋木ねじ

木ねじのみ

鋼板添板＋木ねじ
鋼板添板＋木ねじ
鋼板添板＋木ねじ
木材添板＋くぎ鋼板挿入＋DP
鋼板挿入＋DP
鋼板挿入＋DP
鋼板添板＋木ねじ
・木ねじのみ※鋼板添板＋木ねじ
木材添板＋くぎ・
木材添板＋木ねじ※

壁－屋根
屋根－屋根

② 低層用 CLT 壁パネルの水平せん断性能と接合部性能の関係 20)

引き
ボルト
3位
3位

(i) 検討の背景
中高層木造建築用部材として国内外で脚光を浴びているCLTパ
ネルは、その基準強度、許容応力度、構造計算基準等が 2016 年春に整備され、一般化した。しかし、CLT の更なる普及を目指した
低価格化のためには、CLT パネルによる低層住宅の建築が必要と木ねじのみ
鋼板添板＋木ねじされる向きもある。
低層住宅を CLT パネル工法によって建築しようとするとき、現

6位
5位
4位

状では構造計算を要し、軸組構法や枠組壁工法と比べて不利である。そこで、低層 CLT パネル工法を構造計算せずに建築するルートの創設を目指して技術的知見の収集を行う。

3位(ii) 低層用 CLT 壁パネルの仕様
前節のアンケートから、壁パネルは、Mx60 による 3 層 3 プラ
イのパネルの使用を支持する人が多かった。鉛直方向の接合部は※ 記入が 2 つある場合は 2 位同数、DP：ドリフトピン

鋼板添板型木ねじ接合と鋼板挿入ドリフトピン接合が最も支持さ一方、仕様書的規定のみで建設したい建築物の規模は、2 階建て
以下、500 ｍ2 以下、軒高さ 9 m 以下、高さ 13 m 以下という希望が圧倒的に多く、木造軸組構法や枠組壁工法の壁量計算で建設できる規模と同等のものを望んでいることが分かった。また、モジュールは 1,000 mm、アスペクト比は 4 以下、階高は 3,300 mm 以れた。しかし、前者は気密性の確保が難しいこと、後者は 2017 年
当時1階脚部で基礎に設置する際の加工精度が問題とされていた。
このため、本研究では 3 番目に多くの支持を集めた引きボルト接合を採用することとした。
(iii) 引きボルト接合部の性能
引きボルト接合部の引張耐力は、表層の平行層の幅はぎ面との下を希望している方も圧倒的に多く、アスペクト比、階高については限定して良いことも判明した。さらに、耐力壁配置の制限に関する意向は表 17 の通りで、種々意見があるので配慮が必要であることが分かった。

位置関係によって耐力が異なることが知られているため、引きボ
ルトの中心軸と幅はぎ面が一致している仕様（J）、引きボルトの座堀の矩形孔の 1 辺が幅はぎ面と一致している仕様（E）、並びに引きボルトの中心軸がラミナの中心と一致している仕様（C）につ

表 17 構造仕様の制限に関する希望
制限事項
耐力壁線間距離の上限
耐力壁線区画の面積の上限
耐力壁線のずれの上限
耐力壁線のずれ箇所数の上限（同一階）
耐力壁線に設ける開口幅の上限
耐力壁線上の開口率の上限
上下耐力壁線のずれの上限
床梁の支点間距離の上限
床の開口制限(面積)
床の開口制限(開口率)
片持ちバルコニーの上限※ 記入が 2 つある場合は 2 位同数

最も多かった回答
12 m 以下

次に多かった回答
15 m 以下
80 m2 以下・
72 m2 以下
64 m2 以下※
1,000 mm 以下 455 mm 以下
2 箇所以下1 箇所以下4 m 以下5 ｍ以下

4/5 以下・
3/4 以下
2/3 以下※1,000 mm 以下 許容しない
8 ｍ以下－
16 m2 以下
10 m2 以下
1/4 以下
1/3 以下
1.5 m 以下
2.0 m 以下

いて実施した。さらに、低層住宅の内装には防耐火規定上の制限がないため、CLT パネルを現しにすることを想定して、座金の寸法
を面外方向に貫通する 90×90 mm の場合と壁パネルの内装側に貫通しない引きボルトの矩形孔を想定して、座金寸法を 80×90
mm とする場合について接合部試験を実施した。試験方法の概要
を図 53 に示す。CLT は幅はぎ接着の無い Mx60-3-3、A 種構成とし、ボルトは強度区分 10.9 の M20 転造ねじとした。
座金は SS400
による厚さ 16 mm のものを使用した。各試験体の名称及び仕様を
表 18 に示す。
試験体は各 4 体用意し、6 仕様各 1 体の単調載荷の結果得られた降伏変位 2.0～2.5 mm に基づいて、変位が 0.5, 1, 2, 4, 6, 8, 12,
16 mm のときを折り返し点とした一方向繰り返し加力試験とした。
引張試験の結果得られた包絡線を完全弾塑性モデルに近似し、降伏耐力 Py 及び終局耐力 Pu を算出し、試験仕様ごとに比較して
図 54 に示す。Py と Pu はともに座金が 80 mm と小さいときは- 44 -

少々低下し、ボルトとラミナの継ぎ目の位置関係は J, E, C のうち

1/150, ±1/100, ±1/75, ±1/50, ±1/30 radで3回折り返した後、の E が最も耐力が低かった。

破壊に至らしめた。なお、ABR490 による壁パネルの破壊は全て

表 18 引きボルト接合部の試験体仕様
名称P33-80J
P33-90J
P33-80E
P33-90E
P33-80C
P33-90C

座金の寸法（mm）
80×90×t16
90×90×t16
80×90×t16
90×90×t16
80×90×t16
90×90×t16

表層ラミナの継ぎ目とボルトの位置関係
引きボルトの中心軸と継ぎ目が一致
引きボルトの座堀の矩形孔の 1 辺が継ぎ目と一致
引きボルトの中心軸がラミナの中心と一致

P

添え板鋼板
長740×幅330

降伏耐力(kN)

引張用治具

150
140
130
120
110
100
90
80
70
60
50

引きボルトの破断、若しくはねじ部の破壊によって生じたため、一部の試験体については試験終了後、ボルトを SCM435 による M20

試験
体数
4
4
4
4
4
4

（強度区分 10.9）に入れ替えて単調載荷試験を行い、接合部破壊が生じた場合のせん断耐力を確認した。各試験体の仕様と破壊状
況、及び破壊後の再加力時の内容を表 19 に示す。
水平せん断試験の結果、ABR490 (M16)を用いたときの包絡線を
図 56 に示し、完全弾塑性モデルに置換して得られた壁の４指標を
表 20 に示す。また、SCM435 (M20)を用いたときの包絡線を図 57に示し、包絡線から評価した許容耐力を表 20 に併せて示す。許容耐力はいずれも終局耐力で決まり、SCM435 を用いた試験体はABR490 を用いた試験後であることもあり、許容耐力が低く評価された。1.5M と 2M については 1 体のみの評価であるが、概ね長90J 80J 90E 80E 90C 80C

さに比例した耐力が得られるが、変形能力が大きく異なる。
さらに、「2016 年版 CLT を用いた建築物の設計施工マニュア

1200

190

変位計

終局耐力(kN)

170

ル」（日本住宅・木材技術センター）による計算方法に基づいて、

150

前述の接合部試験の包絡線から壁パネルの降伏点までの変形を予130測した結果を図 57 に併せて示す。試験体 1M-4 を除いて、加力試

110
90
70

図 53 試験方法の概略図(iv) 壁パネルの水平せん断性能

験後の試験体の包絡線であるため、引きボルトを留め付ける座金
90J 80J 90E 80E 90C 80Cのめり込みが不均一で、これにより加力初期にすべりが生じた。こ

図54 引きボルト接合部の降伏耐力(上)及び終局耐力(下)のすべりをオフセットすると、降伏点までの剛性は妥当な値と考えられるが、降伏点は差が大きく、検討の余地が残る。

（ただし、×：単調載荷結果、×：繰返し
試験結果、－：全試験結果の平均値、－：全試験結果の 5 %下限値）

構造計算を要しない低層建築物の仕様が平成 28 年国土交通省
告示第 611 号においてルート 1 に対する制限事項より自由度が高
いものでは成立し得ない可能性を考慮して壁パネル試験体の脚部、頂部の引きボルトは ABR490 による M16 とし、有効長さ 400 mm以上を確保した。壁長さ 1 m の試験体の概要を図 55 に示す。CLT
パネルの材料組成は接合部試験と同様とし、頂部・脚部にそれぞれ
240 mm の横架材と 105 mm の土台を配し、それらとの間にφ28×170 mm の鋼棒をせん断キーとして設置することでせん断変形を抑制した。なお、せん断キーの近傍に構造用ビスを斜め打ちしてCLT パネルの面外変形、割裂破壊を回避した。
壁長さ 1 m の試験体は 4 体とし、壁配置の自由度を確保することを考慮して同 1.5 m と 2 m の試験体もほぼ同仕様（せん断キーの本数は異なるが、ボルトの縁距離や表層ラミナの継ぎ目との位置関係は同じ）で 1 体ずつ製作し、水平せん断試験に供した。
実験は、耐力壁の評価業務方法書に準じて±1/300, ±1/200, ±- 45 -

図 55 壁パネル試験体の概要

(v) 本節の結論

表 19 引きボルトによる壁パネル試験体の仕様
名称
1M-1
1M-2
1M-3
1M-4
1.5M
2M

引きボルトの種類
M16 ABR490
M16 ABR490
M16 ABR490
M20 SCM435
M16 ABR490
M16 ABR490

破壊状況
ねじ山の破壊ボルトの破断ボルトの破断接合部の破壊ボルトの破断ボルトの破断設計者らの意向に基づいて構造計算を要しない低層CLTパネル

再加力時のボルト－
M20 SCM435
M20 SCM435－
M20 SCM435
M20 SCM435工法の仕様を定め、その接合部性能と CLT パネルのせん断性能を実験的に把握して以下を得た。
・接合部は既往の研究と同様ラミナの継ぎ目と引きボルトの座堀
孔の一辺が一致したときに耐力が低下する。
・ABR490 による耐力壁の許容耐力は壁長さに比例する可能性が
ある。

60

2M
1.5M
1M‐3
1M‐2
1M‐1

50

荷重（kN）

40

・CLT マニュアルの方法で耐力壁の荷重－変形関係が概ね推定可能であるが、剛性の評価精度は必ずしも高くない。
③ 壁長が異なる CLT 壁パネル併用時の水平載荷時挙動の分析

30(i) 検討方法
壁長が異なる 3 層 3 プライの低層用 CLT 壁パネルが同一壁線

20内に併用された場合の水平力作用時の挙動を解析的に検討する。

100

壁長さは 1 m、1.5 m、2 m（壁高さは 3 m）とし、壁上には CLT
0

0.02
0.04
変形角（rad）

床パネル 5 層 7 プライ又は集成梁があるものとする。壁の四隅に0.06

は引きボルト接合をモデル化した非線形バネを設定し、
1 階下部には土台があるものとし、その土台へのめり込み、並びに上階の CLT

図 56 ABR490 (M16)による包絡線

パネルによる床へのめり込み挙動も考慮したモデルについて荷重80

増分解析を行う。
(ii) 解析モデル

荷重（kN）

60

壁パネルは壁の厚さ・幅を持つ梁要素と上下に壁幅に相当する
剛梁で構成し、図 58 に示すように壁長の異なる壁を直列に並べる
2M
1.5M
1M‐4
1M‐3
1M‐2
解析値（2m）
解析値（1m）
解析値（1m）

40

20

0

0

0.02
0.04
変形角（rad）

解析モデルとするが、壁上に床パネルが配置されるモデルと壁上に集成梁が配置されるモデルの 2 種とする。壁上に床パネルを載せる場合は、床の厚さ、強軸方向に 1 m の協力幅を持つ梁要素を配置し、集成材の梁を載せる場合は、90×240 mm のスギ集成材
E65-F225 を配置する。基礎天端を支持層とし、そこから土台高さ

0.06

105 mm、壁パネル高さは 3,000 mm とする。加力は床パネルの高さ又は集成梁せいの中心とし、壁長の異なる壁同士を直列で並べ

図 57 SCM435 (M20)による包絡線

る場合は壁と壁の間隔はモデルの入力の便宜上 200 mm 空ける。

表 20 壁パネルの降伏、終局せん断耐力等評価値

壁パネルの四隅には引きボルトによる引張バネと土台や床パネル

ABR490 (M16)を用いた場合の評価 SCM435 (M20) を用いた場合の評価
試験体名
・
降伏耐力 終局
2/3 1/120 rad 変 降伏耐力 終局
2/3 1/120rad 変評価指標
Py
耐力 Pmax 形時の耐力
Py
耐力 Pmax 形時の耐力
1M-1
15.37
9.95 16.85
10.67
－
－
－
－
1M-2
16.53 10.66 17.12
11.18
25.94
8.50 24.12
10.95
1M-3
17.85 11.29 17.72
13.50
30.18
7.21 23.35
11.52
1M-4
－
－
－
－
21.18
9.42 23.97
15.03
平均値
16.58 10.63 17.23
11.78
25.77
8.38 23.81
12.50
標準偏差
1.24
0.67
0.44
1.51
4.50
1.11
0.41
2.20
変動係数%
7.46
6.30
2.57
12.81
17.47 13.28
1.72
17.64
50%下限値
16.00 10.32 17.02
11.07
23.65
7.85 23.62
11.46
1.5M
24.76 16.43 26.79
26.37
49.16 20.03 45.11
6.36
2M
35.10 21.09 38.33
39.61
評価不能
59.07
35.29
ただし、終局耐力は塑性率を μ として、 0.2𝑃𝑃𝑢𝑢 ⁄�2𝜇𝜇 � � の数値

へのめり込み挙動を圧縮バネとして配置し、せん断バネを壁パネ
ル上下中央に設ける。荷重は水平荷重を増分（4,000 ステップ）させるが、固定荷重による鉛直荷重は載荷しない。
(iii) 入力データ
CLT の仕様と弾性係数は CLT 設計施工マニュアル 21)に従って
表 21 の数値を入力した。

- 46 -

接合部の引張バネは CLT 設計施工マニュアル 21)等に従って

ABR490 の M16 の特性値（剛性平均）からバネ特性を算出した。

(iii) 解析結果

なお、Lb の算出方法は設計施工マニュアル 21)に従った。引張バネ

壁上を CLT 床とした場合は、壁長の長い CLT 壁（2 m）の壁左の応力変形特性は終局耐力を折れ点とした完全バイリニアモデル

下部の引きボルトから順に終局耐力に達し、最終的に CLT 壁（2（図 59）とした。解析上、壁パネルの隅角部に引張バネを配置すm）の壁右上部の引きボルトが降伏して解析終了となった。なお、るため、R = 0.83 d / D とし、弾性剛性に R2 を乗じ、非線形応力変

めり込み変形は最大で 5.52 mm であり、圧縮力が最大に作用して形特性の耐力には R を乗じ、変形を R で除し補正を行った。

いる箇所においても、当該部位のめり込み降伏耐力の 67 %程度に接合部の圧縮バネの応力変形特性は、
CLT床にはMx60-5-7を、留まっていた。

梁・土台にはスギ集成材 E65-F225 を用いるとし、降伏耐力を折

壁上を梁とした場合は、壁長の長い CLT 壁（2 m）の壁左下部

れ点としたバイリニアモデル（図 60）とした。降伏耐力 Py、弾性の引きボルトから順に終局耐力に達し、最終的に CLT 壁（2 m）

剛性 K1、降伏後剛性 K2（＝k1/8）は設計施工マニュアル 21)「3.1.2の壁右上部の引きボルトが降伏するのを残すのみとなったが、床（3）接合部のモデル化」（P. 68）より算出した。解析上、壁パネ

CLT に比べ梁では剛性が低いため、降伏は進まず、
変形角 1/10 rad

ルの隅角部に圧縮バネを配置するため、R = 0.83 d / D とし弾性剛で解析終了となった。なお、めり込み変形は最大で 5.04 mm であ性に R2 を乗じ、非線形応力変形特性の耐力には R を乗じ、変形はり、圧縮力が最大に作用している箇所においても、当該部位のめりR で除し補正を行った。

込み降伏耐力の 64 %程度に留まっていた。

なお、せん断バネは引きボルトで降伏させることを前提に剛性壁の上にCLTが設置されたときと集成材梁が設置されたときのは無限大、耐力は十分高い値を設定し、予備解析により CLT 壁の

各耐力壁の負担耐力の差異を比較して図 61 に示した。1/300 rad

下部が水平挙動していないことを確認した。また、せん断バネはせ

時まで、概ね同様な挙動を示していた。1/150 rad 近辺で１m、1.5

ん断力のみ伝達し、せん断バネ位置でモーメントは発生しないもm の壁が耐力低下を始めるが、壁上が剛性の高い床 CLT の場合、のとした。

壁右上の引きボルトが終局耐力に達していない 2 m 壁がその後、多くの水平力を負担するため荷重上昇が大きい。それぞれの負担

200

1500
200
梁要素：床又は梁

2000

剛梁

剛梁

剛梁

梁要素
：1m壁

梁要素
：1.5m壁梁要素：2.0m壁

床パネル厚さ/2＝105mm
又は
梁せい/2＝120mm

耐力を合計した直列壁の加重変形関係を図 62 に示す。剛性の高い
CLT 床が壁上に設置されている方が耐力は高いものの、剛性が低い集成材梁が壁上に設置されている方が変形能力はあることが分

3000

1000

かる。
：引張バネ、圧縮バ：せん断バネ

剛梁

125

剛梁
105

剛梁
基礎天端

土台高さ

図 59 引張バネ特性
表 21
部位

強度等級ラミナ構成

各壁負担せん断力(kN)

図 58 直列解析モデル

図 60 圧縮バネ特性

E

G

E

共通

強軸 弱軸

G
強軸

50
25

0

50

100

150
200
水平変位(mm)250300

図 61 壁上の部材の違いによる単体壁の負担耐力の差異

面外方向

強軸 弱軸

1m壁上床CLT
1.5m壁上床CLT
2.0m壁上床CLT1m壁上梁
1.5m壁上梁
2m壁上梁

75

0

弾性係数（単位：kN/mm2）
面内方向

100

弱軸

壁

Mx60-3-3

4.000 1.000 0.500 5.777 0.111 0.0238 0.0625

床

Mx60-5-7

3.857 0.857 0.500 5.536 0.227 0.0297 0.0097- 47 -

表 23 鉛直荷重に対する壁パネル 1 m の必要枚数

150

住宅

層せん断力(kN)

125

平屋

（参考）
（参考）
延べ30坪 延べ40坪 延べ50坪
延べ30坪 延べ40坪
延べ20m2
延べ10m2

100
75
50

2

1.05

3.19

3.94

4.77

-

-

-

1

2.07

6.51

8.09

9.85

1.05

5.69

7.20

２）実大実験棟を活用した各種性能評価① 検討の経緯と目的

壁上：CLT床

25「CLT パネルの特質をいかした試作棟」が国土交通省「木造建壁上：集成材梁
0

総2階

階数

0

50

100

150
200
水平変位(mm)250

築技術先導事業」（平成 26 年度追加募集分）に採択され、日本 CLT

300

協会と共同して、同実験棟（写真 6 に外観）の施工検証、各種性能

図 62 壁上の部材の違いによる耐力比較

評価を実施した。このうち、資材投入量や施工性検証については、
同じ低層の軸組構法より木材使
用量が 2～3 倍以上多いこと、床④ 許容耐力に基づく住宅プランの例の検討②で算出した 1 m 単位壁の許容水平せん断耐力を 10 kN とし

パネルは壁パネルに比べて 1 枚て、平屋建て又は 2 階建ての住宅に必要な耐力壁の枚数は、表 22辺りの工数が多いことなどを得、の通りとなる。一方、鉛直荷重に対して必要な耐力壁の枚数は表

平成 28 年度建築研究所講演会 19)

23 の通りとなる。前者の方が多いことが分かるが、これに基づいにおいて報告した。ここでは、て、総 2 階建ての住宅の平面プランを検討すると、図 63 の通りとその後実施してきた各種性能検なり、住宅としては成立すると考えられる。しかし、低層の店舗併証の結果の概要を報告する。

用住宅や事務所建築では壁量が多く必要で今後要検討である。

② 建築物内で表し使用した CLT パネルの寸法変化挙動

写真 6 CLT パネル工法 2 階
建て実験棟

CLT パネル工法実験棟における湿気供給システムによる吸放湿Y8過程の内部表し CLT パネルの寸法変化を測定した結果、パネル間

Y7
Y6
Y5

の隙間は減少傾向にあるものの、パネル間の目違いは減少しない

Y4（図 64）ことが判明した。

Y3
Y2
Y1
Y0
X0

X1

X2

X3

X4

X5

X6

X7

X8

X6

X7

X8

2階平面図
Y9
Y8
Y7
Y6
Y5
Y4
Y3
Y2

図 64 内部表し CLT のパネル間の隙間（左）と目違い寸法（右）（単位：mm）

Y1
Y0
X0

X1

X2

X3

X4

X5

1階平面図

図 63 総 2 階の住宅における必要な耐力壁（＝の箇所）配置の例（左から、建築面積 30 坪、40 坪、50 坪の場合）③ 片持ちバルコニーの温湿度変動下におけるクリープ変形
粘弾性を有する有機材料は時間とともに荷重に対する変形が増加するクリープ挙動や応力緩和が見られることは衆知である。さ

表 22 水平荷重に対する壁パネル 1 m の必要枚数

らに、温湿度変動下におかれた木質材料のクリープ変形量が恒温

住宅

恒湿下よりも増え、これをメカノソープティブ変形という。新しい

総2階

階数

平屋

（参考）
（参考）
延べ30坪 延べ40坪 延べ50坪
延べ30坪 延べ40坪
延べ20m2
延べ10m2
2

3.02

5.62

6.32

7.03

-

-

-

1

4.25

8.24

9.83

12.02

2.71

6.97

7.92

材料である CLT のメカノソープティブ挙動は未知であるため、本実験棟を活用して測定した。屋外に面するオーバーハングの箇所のクリープ変形量の測定を継続した結果、7 層 7 プライ、5 層 7 プ- 48 -

ライのパネルともに、設計時に想定された変形量（クリープ増大係

気温の日較差に比べて室内の気温の日較差は小さいこと、空調停

数＝2.0）には到達しない変形量（図 64）に留まっている。

止後に室内の温度が外気温と同等になるには 3 日程度有することなどが得られた。
表 25 CLT 実験棟の室内空気室測定結果
分析対象物質1510

想定変位 9.30mm

クリープ変形（mm）

想定変位 12.73mm

No.3
No.4

7.5

10

ホルムアルデヒド
アセトアルデヒド
トルエン
エチルベンゼン
キシレン
スチレン
パラジクロロベンゼン

No.1
No.2
5

1 階の分析
2 階の分析 指針値
結果（ppm） 結果（ppm） （ppm）
0.02
0.03
0.08
0.03
0.04
0.03
0.01 未満
0.01 未満
0.07
0.01 未満
0.01 未満
0.88
0.01 未満
0.01 未満
0.20
0.01 未満
0.01 未満
0.05
0.01 未満
0.01 未満
0.04

5
2.5

0

8/6

10/5

12/4

2/2

4/3

6/2

8/1

9/30 11/29 1/28

0

8/6

10/5

12/4

2/2

4/3

日付

6/2

8/1

9/30 11/29

1/28

日付

図 64 片持ちバルコニーの温湿度変動下のメカのソープティブ変形（左：7 層 7 プライ、右：5 層 7 プライ）
④ 気密性能
完成当初の CLT 実験棟の気密性能は低かった。これに対して、ルーバー窓のサッシへの変更、鋼板添板金物の立体的な隙間への発泡剤の充填、玄関扉の機密仕様への改善など開口部やその周囲の仕様を数通り変えて気密性向上対策の結果、表 24 の通り性能向上が見られた。
表 24 CLT 実験棟の機密性能
総相当隙間
面積 A
(cm2)
木製開口部、換気口全てシール
696
１F 部木製建具シール外し（一部）
777
1･２F 部木製建具シール外し（一部）887
玄関以外の開口部シール外し
1,707
玄関を含めたすべてのシール外し
2,911

相当隙間
面積 C
(cm2/ m2)
4.0
4.4
5.0
9.7
16.5

図 65 CLT 実験棟内部の室温の推移（上：秋の自然外気との比較、
下：夏の空調停止後の温度上昇挙動）⑦ 居住性の評価（空調の効率）⑤ 室内空気質
パッシブ法のバッチ式により 1、2 階居室に設置しホルムアルデ
ヒド、VOC を測定した結果、表 25 の通りとなった。アセトアル
デヒドが基準値を超えているが、木材を露出した場合には止むを得ないものである。

空調設備、又は輻射冷暖房設備運転下の温湿度環境を測定し、室内の温度が空調等設備設定温度に達するまでの時間等を夏季と冬季について評価した。CLT 表しとなっている室内においては、空調設備の方が輻射式よりもその時間が短いこと、輻射式よりも空調設備の方が電力消費量は少ないことなど（図 66）を得た。

⑥ 居住性の評価（温熱環境）
各階、各室の温湿度を測定して（図 65）室内温湿度環境を評価
し、ある一定以上の居住性があることを確認した。また、空調設備、⑦ 防水施工時の降水の脱湿挙動測定⑧
CLT パネル工法建築物の屋根は陸屋根が採用されることが多く、その防水施工前には雨水等水分が作用し、防水施工によってこれ及び輻射冷暖房設備運転下の温湿度環境を測定した。その結果、外- 49 -

が封じ込められてしまう場合がある。封じ込められた水分状態がボルト接合による半剛節フレーム構造の終局挙動について検討

長期間維持されると構造躯体の生物劣化を引き起こす可能性が高した結果、仕様を限定すれば終局設計ができる可能性がある。

い。そこで、屋根下地面材の上に施工する断熱材に格子状の通気用・適用範囲に制限があるものの、集成材等建築物の構造設計マニ
ュアルの改訂版の素案が提案された。

の溝を設け、この溝を使って屋根下地面材の水分を脱気装置（脱気筒：べーパス）から外部に排出させる排出させる脱気防水システム

・マスティンバー工法に使用するパネルとして、CLT は集成材厚板パネルや LVL パネルより寸法安定性に優れている。

を採用し、実際に実験棟の陸屋根に施工した。断熱材の溝付近に湿度センサを脱気装置から 1m おきに設置し、湿度を経時的に測定・集成材パネルは CLT より寸法安定性に劣るが、マスティンバー

した（図 67）。その結果、脱気装置の負担面積の大小により脱湿性工法において許容範囲であると考えられる。しかし、CLT と同

能に高低があること、脱気装置近傍の湿度は、外気の湿度変化と連じ耐力を発現する接合方法には、接合具などが多く必要となる。

動しており、脱気装置を介して湿気が防水層の中へ侵入すること

・枠組壁工法 6 階建て実験棟において、沈み込み挙動は 1 年強の期間で多少落ち着くこと、陸屋根の脱気装置は防水層下部に残があることなどを得た。

る水の排出に有効であること、同実験棟の塔状比ではロッキン
グ振動が卓越していることなどを得た。
・2 階建てまでの住宅に対して 1～2 m の無開口壁を単位要素として水平力に対する安全性確保方策に一定の目処が立ったが、低層の店舗併用住宅や事務所建築への適用には単位要素の耐力を
図 66 空調設備と輻射冷暖房設備の運転開始からの室内気温変化と電力消費量（夏季）向上させる必要がある。
・2 階建て CLT 実験棟を活用して各種性能評価を行って、片持ちパネルによるバルコニーは過大なメカノソープティブ変形を生じていないこと、内部現しの CLT パネルの隙間は経時的に現象するが目違いは減少しないこと、陸屋根の脱気装置により湿気が逆流する可能性があることなどを得た。

謝辞
本研究は、構造研究グループと共同で実施したものである。材料研究グループ（当時）の山口修由氏（2019 年退職）
、秋山信彦氏（2019 年異動→国土交通省国土技術政策総合研究所建築研究部
評価システム研究室）においては本研究全般にわたってご尽力頂いた。木質 I 型ジョイストの破壊モードの整理と長期性能の表岡法の検討は地方独立行政法人北海道立総合研究機構森林研究本部
林産試験場大橋義徳氏、高梨隆也氏、石原 亘氏の協力を得て実施したものである。鋼板挿入ドリフトピン接合、引きボルト接合による集成材フレームの終局設計法の検討は、秋山信彦氏（前掲）を中

図 67 陸屋根の防水層下部の相対湿度・絶対湿度の推移

心に進めて頂いた成果である。集成材等建築物の構造設計マニュ
アルの素案は、「集成材フレーム終局耐力検討 WG」（主査：五十

Ⅴ おわりに

田博京都大学教授）のメンバーのご尽力の賜である。枠組壁工法 6

本研究を実施して、以下の事項を得た。
・木質 I 型ジョイストの破壊モードを整理し、破壊する部位の破階建て実大実験棟を活用した各種性能評価は(一社)日本ツーバイ

壊荷重継続時間の調整係数で、部材全体を評価できる可能性がフォー建築協会と共同して実施した成果であり、宇都宮大学中島ある。

史郎教授、産業技術総合研究所国松直氏、当所国際地震工学センタ

・集成材フレーム構造のうち、鋼板挿入ドリフトピン接合や引きー鹿嶋俊英上席研究員、田島ルーフィング(株)住建開発部山根良和- 50 -

氏をはじめとする関係諸氏に大変お世話になった。低層 CLT パネ

ン構造の耐震設計法に関する研究（その２）柱梁接合部のめりル工法の仕様書的規定の検討は、「CLT パネル工法仕様規定検討委

込み挙動の実験検証」，日本建築学会大会学術講演梗概集，C-員会」（委員長：河合直人工学院大学教授）のメンバーにご検討頂

1, 181-182, 2019.

いた成果である。2 階建て CLT 実験棟を活用した各種性能評価は

12) 槌本敬大、三宅辰哉：「異なる構造特性を有する構造を混用し(一社)日本 CLT 協会と共同して行ったものであるが、当グループ

た構造の構造特性係 数の評価」，日本建築学会大会学術講演

以外にも国土交通省国土技術政策総合研究所住宅研究部桑沢保夫

梗概集，C-1, 493-494, 2019.

住宅情報システム研究官、同建築研究部平光厚雄設備基準研究室

13) 集成材 TG：木造長期優良住宅の総合的検証事業 材料・構造分科会 平成 25 年度報告書, pp.341-391, 2014.

の協力も得て行ったものである。以上の多くの関係者にこの場を

14) 鈴木恒, 安村基：集成材アーチ架構の水平加力実験, 日本建築

借りて厚く御礼申し上げる。

学会大会学術講演梗概集, 構造(2), 87-88, 1992.
15) 日本住宅・木材技術センター：木造軸組工法住宅の限界耐力計

参考文献
1) 林野庁：平成 29 年度の公共建築物の木造率について，https://

算による設計の手引き, 2005.

www.rinya.maff.go.jp/j/press/riyou/190314.html, 2017.3.14.

16) 弥浦壮太, 五十田博, 北村俊夫, 新井一弘：大断面集成材ブレ

2) 槌本敬大、津田千尋、高梨隆也、石原 亘、大橋義徳：「木質Ｉースを用いた鉛直構面の面内せん断実験と性能把握, 日本地型梁の荷重継続時間の調整係数の評価方法」，第 70 回日本木材震工学会大会, #117, 2013.
17) 槌本敬大、車田慎介、李元羽：「マッシブ・ティンバー用パネ学会大会（鳥取）研究発表要旨集，2020.
3) 秋山信彦、槌本敬大、守屋嘉晃：「鋼板挿入ドリフトピン式モール部材の寸法安定性の検証」，第 68 回日本木材学会研究発表

メント抵抗接合部の終局挙動に対する配置条件の影響」，日本

要旨集，2018.
18) 槌本敬大、車田慎介、李元羽：「マッシブ・ティンバー用パネ

木材学会大会研究発表要旨集，2018.
4) 秋山信彦、槌本敬大：「鋼板挿入ドリフトピン式モーメント抵抗

ル部材の寸法安定性の検証（2）～2 年目の挙動を踏まえた評価～」，第 69 回日本木材学会研究発表要旨集，2019.

接合部の終局挙動に関する研究－円形配置の塑性変形能－」，19) 槌本敬大：「CLT パネル工法実験棟と枠組壁工法６階建て実験

日本木材学会大会研究発表要旨集，2019.
5) 日本建築学会：木質構造接合部設計マニュアル，2009.

棟の建築を通した施工性検証」，平成 29 年度建築研究所講演

6) 秋山信彦：「鋼板挿入ドリフトピン式モーメント抵抗接合部の会テキスト，2017.

保有耐力設計」、日本建築学会シンポジウム大規模木質構造の

20) 槌本敬大、鈴木圭、車田慎介、藤田和彦、秋山信彦、河合直人：

構造設計規準（案）と実験的根拠－耐力壁の構造特性係数 Ds・「低層用 CLT 壁パネルの水平せん断性能と接合部性能の関平面混構造・鋼板挿入ドリフトピン接合等－、pp.41-61、2018.

係」，日本建築学会大会学術講演梗概集，C-1, 317-318, 2018.

7) 秋山信彦、岡本滋史、槌本敬大：「引きボルト式集成材ラーメン

21) CLT 設計施工マニュアル編集委員会 編：「CLT を用いた建築

構造の耐震設計法に関する研究（その１）柱梁接合部に関する物の設計施工マニュアル」，日本住宅・木材技術センター，20

一定軸力を考慮した降伏耐力・終局耐力の推定法の提案」
，日本

18.

建築学会大会学術講演梗概集，C-1, 179-180, 2019.
8) 稲山正弘ほか : 「引きボルトを利用した木造ラーメン接合部の設計法に関する研究」，日本建築学会大会学術講演梗概集，C-1,
99-120, 2009.
9) 望月英二 : 「離間と降伏を考慮した木造めり込み式の導出と簡易モデル化手法」､日本建築学会構造系論文集, Vol. 77, No. 6
80, 1553-1560, 2012. 10.
10) 稲山正弘 : 中大規模木造建築物の構造設計の手引き, 彰国社,
2017.
11) 岡本滋史、秋山信彦、槌本敬大：「引きボルト式集成材ラーメ- 51 -