地震に強い地域をつくる
３３ 構造用合板で補強した土蔵壁の性能を知る
土蔵壁に対する補強工法として、本項では構造用合板（以下、合板）によって面材補強した土蔵壁の静的水平載荷実験による結果とその補強効果について示す。
a） 実験概要
実験で用いる土蔵壁の仕様および形状は、３０項と同じであり、同時期に製作および実験を行った。合板は特類２級の厚さ９mm を使用し、鉄丸くぎ N50 を 130mm ピッチで合板外周に打ち付けて、室内側の軸組に取付けた。
合板の継ぎ目には、見付 60mm×奥行 40mm の胴つなぎに N45 を 130mm ピッチで打ち付けた。また、間柱および胴つなぎ（以下、これらを総称して受材）の端部は、軸組と接触しないように 20mm のクリアランスを設けている。
図１に試験体形状を、表１に補強材料を示す。
840405 45 405
2030

間柱（30×40）875

間柱

胴つなぎ20貫表１ 補強材料

釘（軸組）
構造用合板N50@130 (t=9mm特類２級)
釘(軸組)N50@130

構造用合板 特類２級 厚さ 9mm
N50@130 （柱・梁用）
釘
N45@130 （受材用）
間柱 見付30mm×奥行40mm
受材
胴つなぎ 見付60mm×奥行40mm

30201785

釘（受材）N45@130

既存土塗壁
2020

釘（受材）
N45@1303530910

3070

土台910

図１ 土蔵壁の合板による補強試験体（Type3-4）の形状b） 合板補強土蔵壁の損傷経過
本項で実施した合板補強土蔵壁を Type3-4 と呼層間変形角[rad]

試験体
名称

1/50

1/30(最大耐力時)

び、主要な変形レベルにおける外壁面の損傷状況
を Type3-2（無補強試験体）と比較して図２に示す。
この図の通り、外壁面の土塗壁の損傷は、３０項に屋外側ひび割れ状況

示した Type3-2 および 3-3 と概ね同様の様相を呈し

青線：正加力時
赤線：負加力時た。

－加力方向

Type3-4(補強試験体)＋Type3-2(無補強)

一方の内壁面に張り付けた構造用合板の損傷経過については、まず 1/75～1/60rad にかけて釘が合

図２ Type3-2,4 の損傷状態の比較板にめり込み始め、1/50～1/40rad で隅角部の釘の破断と合板の面外へのはらみ出しが始まった。さら208

1/7(最終状況)

に加力を進めると、1/30rad で最大耐力に達し、合板底辺の釘が複数破断したことにより耐力が低下した。その後、-1/20rad 加力時に合板隅角部の一部がパンチング破壊を起こし、合板が面外に 15mm 程度はらみ出た。最終的には、合板が面外に剥がれようとする力によって、横架材および側柱に打ち付けられた釘の引抜きや、パンチング破壊が続いた。
c） 耐力変形性状と壁倍率の評価
実験より得られた Type3-4 の包絡曲線（水平荷重と見50かけのせん断変形角の関係）を図３に、実験結果一覧を40せて示している。合板で補強した Type3-4 の最大耐力は46.2kN であり、無補強時（Type3-2）に比べて約 1.25 倍の水平荷重 [kN]

表２に示す。なお、いずれの図表も Type3-2 の結果を併

Type3-4 補強試験体

3020耐力が得られた。また、その時の変形は Type3-2 と同じ101/30rad であった。壁倍率は 6.2 となり、無補強時に対して0←1/30rad←1/50rad←1/75rad0

最大耐力のように上昇することは無かった。これは、最大耐力以降の釘の損傷に伴う耐力低下が大きく、終局変位

Type3-2 無補強

255075100125150
見かけのせん断変形角 [×10-3 rad]図３ Type3-2,4 の包絡曲線（正加力側）の比較が小さく評価されたことが影響している。

表２ 実験結果一覧
供試体名称d） 面材補強による付加耐力の検証

Type3-2

Type3-4 の耐力から同一変形時の Type3-2 の耐力をType3-4差し引き、面材補強による付加耐力を評価し、計算値と木造民家
真壁*3Pmax [kN]Kδ-Pmax[kN/10 -3 rad][×10 -3 rad]37.1
( 33.4 )46.2( 33.3 )19.3( 28.9 )δ [×10-3rad]

P [kN]
壁倍率*4δyδv

δuPy

2.8

8.0

11.8

66.7

22.5

24.7

21.3

23.3

5.9

3.4

7.8

12.3

50.0

26.4

30.8

22.2

27.9

6.2

1.8

6.1

8.6

50.3

11.8

12.9

10.7

13.7

2.9

2/3Pmax 0.2Pu/Ds P120る。ただし、この計算法では軸組と受材に打ち付けられた14釘配列に基づき諸定数を算出することになっているが、10Type3-4 では軸組側面と受材端部との間にクリアランス6の比較を行う。ここで、計算値とは文献２）に示されているを設けている。そこで、軸組に接合した釘配列だけの場合と、軸組と受材に接合した釘配列による場合の２通りを想定して算出した。面材補強による付加耐力の骨格曲線

負担耐力 [kN]『面材張り大壁の詳細計算法』を参考に算出した値であ(*1)表中の記号を示す(*4)壁倍率は下式より算出した。なお、ばらつきを考慮していない。
Pmax：最大耐力 K:初期剛性 δy：降伏変形
壁倍率＝Pa×(1/1.96)×(1/L)×α
δv：完全弾塑性モデルの降伏点変形 δu：終局変形
Pa：短期許容せん断耐力(網掛け部分は採用した値)[kN]
Py：降伏耐力 Pu：終局耐力 Ｄｓ：構造特性係数
1.96：倍率が１を算出する値[kN/m]
L：壁長さ（一間試験体＝1.82m） α：低減係数（α＝1）
P120 :見かけのせん断変形角が1/120rad時の耐力(*2)Pa算出において、1/15radでデータを打切って算出した。
(*3)文献1に示される栃木市仕様の木造民家用真壁の3体のばらつきを考慮した値

2-75-50

1/300rad→1/120rad→を図４に、そこから評価した各値と計算値を表３に示す。
面材補強による付加耐力の最大値は、正加力時で9.2kN、負加力時で 12.2kN となった。実験結果の各耐力は、軸組と受材の釘配列を考慮した計算値よりも小さく、軸組のみの釘配列を考慮した計算値と概ね対応する。このことより、軸組側面と受材端部を接触させない場合は、受材に打ち付けた釘の耐力寄与は考慮せずに、軸組に接合した釘配列だけで評価可能であることがわかった。

-2 0-25

1/30rad→←1/120rad←1/300rad←1/30rad255075-6

面材釘の付加耐力 骨格曲線

-10計算法 (軸組・受材)

面材釘の付加耐力 バイリニア
計算法 (軸組のみ)-14
見かけのせん断変形角 [×10-3rad]

図４ 面材負担分の実験結果と計算値の骨格曲線
表３ 実験結果と計算値の各値一覧
Pmax
[kN]
面材補強の正側
9.2
付加耐力
負側
-12.2
軸組・受材
計算法＊
軸組のみ
-K
[kN/10 -3 rad]0.5-1.2
1.61.2

δ [×10-3rad]
δv
δu
13.3
33.3
-7.2-33.3
8.0
48.5
7.3
45.6

Py
6.4
-8.4
11.4
8.2

P [kN]
Pu
9.1-11.3
12.5
8.8

P1204.6-8.8
13.0
10.1

※計算法ではδv,δu,P120の値を算出しないため、以下の式を用いて算出した。
δv =Pu/K δu =δv×μ(μ：塑性率) P120＝K/120*1000

参考文献 （下線の文献は本項に関係する発表論文等を示す）
1)2)

横内基,大橋好光ほか：歴史的町並みの地震防災対策に関する研究(その１～６)、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.461-466、2013 年 9 月、pp.277-278、2014 年 9 月、pp.491-494、2015 年 9 月
木造軸組構法住宅の許容応力度設計改訂委員会：木造軸組構法住宅の許容応力度設計(2008 年度版)、(財)日本住宅・木材技術センター、2008 年 12 月

209