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伝統構法木造建物における柱梁接合部の復元力特性評価に関する実験的研究

EXPERIMENTAL STUDY ON THE TRADITIONAL TIMBER COLUMN-TO-BEAM JOINT TO EVALUATE OF STRUCTURAL PROPERTIES

日本建築学会技術報告集　第 21 巻　第 48 号，579-584，2015 年 6 月

AIJ J. Technol. Des. Vol. 21, No.48, 579-584, Jun., 2015

横田治貴— ———— ＊ 1 多幾山法子————＊ 2林　康裕— ————＊ 3

キーワード :伝統構法木造建物，静的水平載荷実験，梁の軸力，復元力特性，柱梁接合部

Keywords:Traditional timber houses, Static loading test, Axial force of a beam, Restoring force characteristics, Column-to-beam joint

Haruki YOKOTA—————— ＊ 1 Noriko TAKIYAMA—ーー ＊ 2Yasuhiro HAYASHI———— ＊ 3

This paper proposes evaluation methods of the connection bending moment (M ) - rotational angle (θ ) relation, which changes according to the axial force of a beam (N), based on the static loading tests of the column-to-beam joints of traditional timber houses.The experimental M-θ relation was generally evaluated, although it may be small evaluated depending on the loading direction. When there was no split in a pillar, N and the influence from which M changes according to N increased in proportion to θ .

*1 京都大学大学院工学研究科建築学専攻　修士過程 （〒 615-8540　京都市西京区京都大学桂C-2 棟 316 号室）*2 首都大学東京都市環境学部建築都市コース　准教授・博士（工学）

*3 京都大学大学院工学研究科　教授・工博

*1 Graduate Student, Dept. of Architecture and Architectural Eng., Kyoto Univ.

*2 Assoc. Prof., Div. of Architecture and Urban Studies, Tokyo Metropolitan Univ., Dr. Eng.

*3 Prof., Dept. of Architecture and Architectural Eng., Kyoto Univ., Dr. Eng.

本報は平成 25年日本建築学会近畿支部研究発表会・2013 年度日本建築学会大会（北海道）において発表した内容を基に加筆・修正をしたものである。

伝統構法木造建物における柱梁接合部の復元力特性評価に関する実験的研究

*1　京都大学大学院工学研究科建築学専攻　修士過程　　（〒615-8540 京都市西京区京都大学桂 C-2 棟 316 号室）*2　首都大学東京 都市環境学部 建築都市コース　准教授・博士（工学）*3　京都大学大学院工学研究科　教授・工博

Experimental Study on the TraditionalTimber Column-to-Beam Joint to Evalu-ate of Structural Properties

横田治貴 　*1　 　　多幾山法子 　*2　

林　康裕 　*3

キーワード：

伝統構法木造建物，静的水平載荷実験，梁の軸力，

復元力特性，柱梁接合部

keywords:Traditional timber houses, Static loading test, Axial force of a beam,Restoring force characteristics, Column-to-beam joint

YOKOTA Haruki *1 TAKIYAMA Noriko *2

HAYASHI Yasuhiro *3

This paper proposes evaluation methods of the connection bendingmoment (M) - rotational angle (θ) relation, which changes accordingto the axial force of a beam (N), based on the static loading tests of thecolumn-to-beam joints of traditional timber houses.The experimental M-θ relation was generally evaluated, although itmay be small evaluated depending on the loading direction. Whenthere was no split in a pillar, N and the influence from which M changesaccording to N increased in proportion to θ.

*1 Graduate Student, Dept. of Architecture and Architectural Eng., Kyoto Univ.

*2 Associate Prof., Div. of Architecture and Urban Studies, Tokyo Metropolitan Univ., Dr. Eng.*3 Prof., Dept. of Architecture and Architectural Eng., Kyoto Univ., Dr. Eng.

1 . 　はじめに

　伝統構法木造建物には地域性があり、様々な仕様(仕口形状や材種

)の柱梁接合部がある例えば 1 )。その中でも壁要素がない軸組の場合、そ

の耐震性能は接合部での破壊性状や変形性能に大きく依存する。し

かし、現行の限界耐力計算 2 )では伝統構法木造建物の設計において

接合部仕様の違いを考慮出来ていない。また、梁にはせいがあるた

め、柱が傾くと梁に軸力 N が生じる(図 1 )。梁に軸力 N が生じると

接合部の曲げモーメント M - 接合部回転角 θ 関係や柱の負担応力が変

化し、梁の軸力 N の大きさによっては柱が折損する恐れがあると考

えられるが、その影響は十分に検討されていない。

　つまり、伝統構法木造建物の耐震性能( 保有耐力や変形性能) を正

確に評価し、耐震補強を行うには、柱梁接合部の仕様に応じた破壊

性状や M -θ 関係を把握するとともに、梁の軸力 N が M -θ 関係に及ぼ

す影響を把握する必要がある。

　松本ら 3 )は差鴨居ほぞの引抜試験を実施し、込栓 , 鼻栓仕様の最大

耐力評価式を提案した。北守ら 4 )は引張試験を実施し、雇い竿車知

栓仕様の引張抵抗性能の予測法を構築した。また、藤田ら 5 )は伝統

的な仕口を用いた接合部のモーメント評価を行った。しかし、既往

の評価手法では梁に生じる軸力 N の影響は考慮されていない。

　以上を踏まえ、本報では壁要素のない柱梁接合部仕様を模した試

験体に対して異なる条件下で静的載荷実験を行い、破壊性状や梁の

軸力 N の挙動、M - θ 関係を把握するともに、梁の軸力 N を考慮可能

な M - θ 関係の評価法を構築し、梁の軸力 N が接合部の曲げモーメン

ト M に及ぼす影響を検証する。

2 . 柱梁接合部静的載荷実験

2.1 載荷・計測方法

　図 1 の様に柱の傾斜により柱間が狭まることで、圧縮力である支

点反力 V や、ほぞのめり込み摩擦と込栓抵抗の合力(引張力)である

ほぞの抵抗力R が生じる。そして、V と R の合力として梁の軸力 N が

生じる。これを再現するため図 2 に示す載荷装置を設計し、正負交

番繰返載荷を各履歴で二回行う。各履歴の変形角 r (図 3(b))は 1/120,

1/100, 1/75, 1/50, 1/30, 1/20, 1/15, 1/10, 1/8, 1/6, 1/5 rad とする。試験体の

柱梁接合部以外の接合部は全てピン接合とし、載荷梁にかかる水平

荷重 P と試験体梁の軸力 N をロードセルで計測する。試験体には歪

ゲージを貼付し、曲げモーメント分布を把握する。柱梁接合部に設

置した変位計より接合部回転角 θ (図 3 ( a ) )を算出する。試験体の各

変数を図 4(a )に示す。

　P ∆ 効果を除いた水平荷重 P を梁の軸力 N による成分 P N(式( 1 ) )と

梁のせん断力Q による成分PQ(式(2))の和とし(図 3(b)(c))、連立させ

て Q を算出する。

NHLL

HQQrPN )(2)'cos(cos

2121 ++

−=+−= θθ (1)

QrLL

LPQ cos)( 213

+= (2)

2.2 試験体

　伝統構法木造建物の柱梁接合部を模した 5 試験体の概要を各部名

称、歪ゲージ貼付位置と併せて図 4 に、接合部詳細を図 5 に示す。図 2　載荷装置概要

剛体

軸力

載荷梁 負正

軸力

図 1　軸力発生のメカニズム

ピン

梁

柱 柱

水平荷重P

軸力N

軸力N支点反力V

ほぞの抵抗力R

本報は平成 25 年日本建築学会近畿支部研究発表会・2013 年度日本建築学会大会(北海道)において発表した内容を基に加筆・修正をしたものである。

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　本報で対象とする仕様は短ほぞ差込栓( 一方差) 接合部、長ほぞ差

込栓(四方差)接合部、雇いほぞ車知栓(四方差)接合部とし、柱材に

は背割りを施す。一方差接合部が柱の材長の中間部にある試験体を

一方差 S(Symmetry)、偏って位置する試験体を一方差A(Asymmetry)

と呼ぶ。四方差接合部( 図 6 ) の左梁が雄木である試験体を四方差

M(Male)、雌木である試験体を四方差 F(Female)、雇ほぞと車知栓を用

いた試験体を四方差 Y(Yato i )と呼ぶ。右梁端(図 4(a ) )と柱上下端は

各材の反曲点と仮定し、ピン接合とする。なお、右梁端にはロード

セルと治具を取り付ける。

　ほぞ形状の同じ一方差 S , A を比較し、接合部取付位置の違う場合

の破壊性状や力学特性の変化を把握する。同様に、ほぞの挿入向き

が異なる場合は四方差 M , F を比較する。そして、柱の断面欠損が異

なる場合は一方差 S と四方差 M を比較し、接合部仕様の異なる場合

は四方差M,F,Y を比較する。

2 . 3　材料試験

　各試験体の物性値一覧を表 1 に示す。柱梁材は載荷実験を終えた

試験体から 25 x 25 x 400 の材料試験片を切り出し、JIS Z 2101 を参考

に支点間距離 350mm の 3 点曲げ試験を行うことでヤング係数と曲げ

強度を求めた 6 )。柱梁材のその他の強度と栓材については材料試験片

を切り出せないため密度による推定式を用いた 7 )。

2 . 4 　四方差接合部曲げ試験

　四方差試験体においては、柱材の切欠きによる断面欠損が大きく、

柱に折損が生じることが懸念される。そこで、長ほぞ差込栓接合部

(四方差)試験体に対して図 7 に示す曲げ試験を行い、柱材の曲げ耐

力を把握する。ただし、本試験では後述の静的載荷実験において損

傷の一番小さかった四方差 Y の柱材を再利用している。

3 　実験結果

3 . 1　破壊性状

　実験の様子を写真 1、主な損傷を図 8、損傷の進展状況を表 2 に示

す。接合部の曲げモーメント、梁の軸力の最大値をMmax， Nmax とする。

一方差 S は接合部回転角 θ が 0.04rad で柱の割裂(図 8(a))、一方差A

と四方差M は 0.04rad でほぞの端抜け(図 8(b),(c))、四方差F は 0.10rad

で込栓の破断(図 8 ( d ) )が生じた。四方差 Y では、θ の増大に伴い右

梁の切欠部を押し広げるように車知栓が回転し、0 .11rad で右梁の切

欠部根元に割裂(図 8 ( e ) )が生じると同時に車知栓が圧縮破壊した。

表 1　試験体物性値一覧

＊試験体に刻印されていた等級、JAS以外の無等級材

せい 幅 長さ

柱 檜 E134 12.7 0.51 120 120 2880梁 赤松 --- 8.6 0.57 240 105 1081

込栓 樫 --- 15.5 0.98 15 15 120柱 檜 E119 11.7 0.47 120 120 2880梁 赤松 --- 10.8 0.43 240 105 1081

込栓 樫 --- 14.3 0.89 15 15 167柱 檜 E121 13.1 0.55 120 120 2880梁 赤松 --- 8.8 0.53 240 105 250

込栓 樫 --- 15.3 0.96 15 15 167柱 檜 E130 12.0 0.49 120 120 2880梁 赤松 --- 7.5 0.53 240 105 1081

込栓 樫 --- 13.7 0.85 15 15 167柱 檜 E120 11.1 0.47 120 120 2880梁 赤松 --- 7.4 0.51 240 105 250

雇ほぞ 赤松 --- 7.4 0.77 120 30 530車知栓 タモ --- 10.9 0.64 30 6 124

一方差A

四方差F

刻印値*樹種部材試験体名

一方差S

寸法(mm)ヤング係数(kN/mm2)

密度

(t/m3)

四方差Y

四方差M

図 7　四方差曲げ試験

(a) 一方差 S (b) 一方差 A (c) 四方差 M (d) 四方差 F

図 4　試験体名称、寸法と変数(e) 四方差 Y

(b) 梁の軸力による PN

図 5　接合部詳細(a) 一方差 S,A (b) 四方差 M,F(込栓) (c ) 四方差 Y(雇ほぞ - 車知栓)

60

105

240

150 60

120

30

148 62 120 210

105

240

210

120

30

105 105

30 6 306

105 105120

120

120

30

30

3644

H

写真 1　実験の様子図 3　水平荷重P の成分

込栓

車知栓

雇ほぞ

図 6　四方差接合部

PN

)'cos( θθ −N

Q1 Q2r

'θ

PQcosr PQ

PQcosr

Q

r

(c) 梁のせん断力による P Q

θ

'θθ −'θ

N)'cos( θθ −N

( a )　接合部拡大図32/' LH=θ

柱梁

L840

P

裏梁

250250

込栓

表梁

360

右梁

込栓

左梁

1081

400

400

4001

200

1200

240

400

400

400

柱

360 1081

右梁左梁

込栓 裏梁

250250

込栓

表梁

柱

右梁左梁

雇ほぞ車知栓

360 1081

裏梁

250250

込栓

表梁

柱

1081

梁込栓

柱

1680

720

240

560

560

560

240

240

240

L1

L2

H

1500L3

ロードセル

梁

1081

柱

込栓

ピン

ピン

ピン

400

400

400

4001

200

1200

240

400

400

400

歪ゲージ

581

図 11　接合部の曲げモーメントM- 接合部回転角 関係(a) 一方差 S (b) 一方差 A (c) 四方差 M

(a) 一方差 S (b) 一方差 A (c) 四方差 M

図 8　接合部の主な損傷

(a) 柱の割裂 (一方差 S)

(b) ほぞの端抜け( 一方差 A ほか)

(c) ほぞ根元の損傷( 四方差 M ほか)

(d) 四方差 F (e) 四方差 Y

(d) 一方差 F (e) 四方差 Y

(e) 梁根元の割裂(四方差 Y )

図 13　接合部の梁の軸力N- 接合部回転角 関係表 2　損傷進展状況

(a) 一方差図 12　接合部仕様ごとのM-関係比較

(b) 四方差

1/30 1/20 1/15 1/10 1/8 1/6 1/5

正柱の割裂

M max: 3.4kNmN max: 0.2kN

負 ほぞ根元の損傷M max: 2.9kNmN max: 4.1kN

正ほぞの端抜け

M max: 3.0kNmN max: 5.5kN

負 ほぞ根元の損傷M max: 2.4kNmN max: 6.3kN

正ほぞの端抜け

M max: 2.8kNmほぞの損傷 N max: 3.7kN

負 M max: 3.5kNm ほぞ根元の損傷 柱の損傷 N max: 5.5kN正 M max: 1.9kNm 込栓の破断 N max: 3.6kN

負 M max: 3.0kNmほぞ根元の損傷

柱の損傷N max: 4.8kN

正 M max: 3.1kNm梁の割裂

車知栓圧縮破壊N max: 3.1kN

負 M max: 3.1kNm 梁の割裂 N max: 3.1kN

四方差F

四方差Y

各履歴ループ (rad)試験体名

一方差S

一方差A

四方差M

(a) 一方差 S (b) 一方差 A (c) 四方差M (d) 四方差 F (e) 四方差 Y図9　曲げモーメント分布 (1/30rad)

(a) 一方差 S (b) 一方差 A (c) 四方差M (d) 四方差 F (e) 四方差 Y図10　曲げモーメント分布 (1/5rad)

(d) 込栓の破断(四方差 F )

右梁左梁

水平断面

面外梁

面外梁柱断面左梁 右梁

左梁

柱断面 水平断面

面外梁

右梁

面外梁

-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

一方差S一方差A

曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角　(rad)-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

四方差M四方差F四方差Y

曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角　(rad)

-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角　(rad)

柱の割裂3.4kNm

-2.9kNm-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角　(rad)

端抜け3.0kNm

-2.4kNm-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角　(rad)

端抜け2.8kNm

-3.5kNm -4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角　(rad)

込栓破断1.9kNm

-3.0kNm柱の引張破壊 -4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角　(rad)

梁の割裂栓の圧壊

3.1kNm

-3.1kNm

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

軸力

N　(k

N)

接合部回転角　(rad)

柱の割裂

4.1kN

0.2kN

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

軸力

N　(k

N)

接合部回転角　(rad)

端抜け6.3kN5.5kN

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

軸力

N　(k

N)

接合部回転角　(rad)

端抜け5.5kN

3.7kN

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

軸力

N　(k

N)

接合部回転角　(rad)

込栓破断

4.8kN3.6kN

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

軸力

N　(k

N)

接合部回転角　(rad)

梁の割裂

3.1kN3.1kN

582

3 . 2 　四方差接合部曲げ試験結果

　静的載荷実験における四方差M,F,Y の計測値はNmax=5.5kN(支点間

距離 L = 2 40 0、梁せい H は非考慮)であった。本試験の最大耐力 P ma xはPmax=14.6kN(L=1680、H は非考慮、集中荷重)であり、2σZ=PL か

ら L=2400 の最大耐力 maxP′ を推定すると式(3)が成り立つ。よって、静

的載荷実験では N m a x が maxP′ に到達せず柱が折れなかったと言える。

maxP′ =14.6*840/1200=10.2 kN　＞　Nmax=5.5 kN (3)

3 . 3 　曲げモーメント分布

　正側 1/30,1/5rad での試験体の曲げモーメントをそれぞれ図 9,10 に

示す。各試験体とも接合部付近に生じる曲げモーメントの傾向が異

なる。1/30rad では図 3(c)のような梁のせん断力による影響が、1/5rad

では図 3 ( b )のような梁の軸力による影響が大きく見られた。

3 .4　接合部のM- θ 関係

　接合部の曲げモーメント M - 接合部回転角 θ 関係を、主な損傷のタ

イミングと合わせて図 1 1 に示す。

　一方差試験体は正側最大耐力が負側より大きいが、四方差試験体

では逆の傾向が見られた。柱の割裂が生じた一方差 S では復元力の

低下はほぼ見られなかった。また、ほぞの端抜けが生じた一方差 A，

四方差 M、込栓破断が生じた四方差 F、梁の割裂が生じた四方差 Y で

は復元力の急激な低下が見られ、破壊性状によって損傷後の復元力

の挙動が異なった。

　図 12 に各接合部のM-θ 関係を骨格曲線で示す。一方差の復元力は、

一方差 S が A より大きい。一方差 S の接合部の方がピン接合部より遠

く、柱がたわみやすいためほぞの抵抗力 R が大きくなったと考えら

れる。破壊性状を含め、同じほぞ形状でも異なる挙動を示した。

　四方差 M, F では、損傷前の復元力と負側の初期剛性は四方差M の

方が大きく、四方差 M の右梁に生じる R に起因すると考えられる。

　一方差 S と四方差 M を比較すると、四方差 M の方が負側の初期剛

性が大きい、これは一方差接合部より四方差接合部である四方差 M

の方が柱と梁がより固く接合しているためと考えられる。

　四方差 Y については、右梁に打込まれた車知栓が大きく変形した

ため、左梁に打込まれた車知栓はほぼ変形せず、雇ほぞは左梁とほ

(a)　一方差 S,A図 15　接合部に生じる力(正側載荷)

(b)　四方差 M (d)　四方差 Y(c)　四方差 F

図 16　接合部に生じる力(負側載荷)

Re

Rf

Rp

VA

N

M Q

点A

lp

le

lf

(a) 一方差図 14　接合部仕様ごとのN-θ 関係比較

(b) 四方差

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

一方差S一方差A

軸力

N　

(kN

)

接合部回転角θ　(rad)

ぼ一体となった挙動を示した。そのため、初期剛性などは四方差 M

ではなく四方差 F の復元力と同様の傾向がみられた。　

3 .5　接合部のN- θ 関係

　図 13 に、梁に生じる軸力 N - 接合部回転角 θ 関係を示す。ここでは

圧縮を正とし、N の変動を見るため境界条件として載荷直前の荷重

を 0 として計測した。一方差 S と四方差M,F において、正側載荷時の

損傷前に梁に引張力が生じ、損傷後には圧縮力が生じたことから、

損傷前では支点反力 V よりも R が大きいと考えられる。一方差 S は

柱が割裂したため容易に変形し、損傷後も V が増大しなかったと考

えられる。負側載荷時には、接合部回転角 θ の増大に従い梁の圧縮

力が増大している。また、正側より負側載荷時に生じる軸力の方が

大きい。これは、ほぞの非対称性からめり込み摩擦力( 引張力) の大

きさが正負で異なり、負側の方が小さいためと考えられる。四方差

Y は損傷後、車知栓の回転により割裂した右梁が幅方向に膨れ出し、

右梁の襟輪が柱のほぞ穴に収まらなくなった。そのため、以降の軸

力の釣合いの位置が変化した。

　図 14 に各接合部のN-θ 関係を骨格曲線で示す。一方差S,A では、一

方差 A の方が軸力が大きい。一方差 A の接合部が柱脚のピン接合部

に近く、柱の拘束力が大きいためと考えられる。四方差M,F では、四

方差 M の方が損傷による軸力変動が大きく見られた。一方差 S と四

方差 M では、四方差M の軸力の方が大きい。一方差 S の柱が割裂し、

V が増大しにくくなったことが原因と考えられる。

N

M Q

Rp

VB

lplf

点B

めり込み非考慮

非考慮

N

M Q

Rp

VBlp

lf

点B

めり込み非考慮

N

点A柱

Rf

Rp 栓lf

le

VA

M Q

梁

lpH/2

Re

N

M Q lp

VA

Rp

点A

柱梁

栓

点B

ReRf

Rplp

le

lf

VB

H/2

N

M Q

N

M Q

Re

Rf

Rp

VB

lp

le

lf

H

点B

(a)　一方差 S,A (b)　四方差 M (d)　四方差 Y(c)　四方差 F

N

M Q lp

VA

Rp

点A

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

四方差M四方差F四方差Y

軸力

N　

(kN

)

接合部回転角θ　(rad)

583

4 . 　力学特性の評価

4 . 1 　接合部に生じる力のモデル化

　梁の中心軸上に断面力が生じるとする。正側 , 負側載荷時に接合部

右梁に生じる力をそれぞれモデル化し、変数と併せて図 1 5 , 1 6 に示

す。ほぞのめり込み力 R e とめり込みによる摩擦力 R f には三角変位め

り込みの仮定 8 )を用い、栓の抵抗力 R p には既往の評価式8 )を用いる。

　三角変位めり込みの応力分布を図 1 7 に示す。x p はめり込み長さと

する。めり込み直下部の負担荷重 P a による降伏支圧応力は完全弾塑

性型とし、降伏後一定値 σ y を示すものとする。よって、降伏回転角

θ y 以降のめり込み直下部における支圧応力分布は台形型となる( 図

17(c) )。また、めり込み余長部の支圧応力分布は、簡単のため降伏回

転角以降は一定とした。

　R p は図 18(a)のような完全弾塑性型と仮定する。なお、伝統構法で

は接合部を堅く施工するために柱と梁の込栓穴を数 m m ずらし施工

する(図 1 8( b ) )。そのため、込栓は施工時点で既に降伏した可能性が

あり、本報では梁の軸力変動を考慮する際、R p は変動しないとする。

4.1.1　支点反力

　図 19(a )のように、点 A で生じる柱の幾何学的な変形量を δ、柱の

たわみ量を δ t、同位置でのめり込み量を δ m とすると、図 19(b)より δ

が求まり、式( 4 )が成り立つ。

mt δδδ −= ，　 θδ )2/(H= ，　 θδ pm x= (4)

　降伏前では、支点反力 V A は柱の三角変位めり込みの仮定8 ) ( 図

19(a))、柱に対する梁の取付位置(図 19(b))から求めることができる。

θθ

+=

+=

pp

p

cyppA x

zxXxz

zECyx

V32

21

32

21

5002

10

0

2

(5)

( ) ttccA XIELHLHLLV δδ 22

22

1

21 3 =+

++= (6)

yp：支点部の柱と梁の接触長さ (mm)

Ec：柱ヤング係数 (kN/mm2)

z0：柱せい (mm)

式( 5 ) , ( 6 )は恒等式より、式( 4 )を用いて x p を求め、式( 7 )を得る。

1

2

2

1

20

1

20 3

232

XXH

XXz

XXzVA +

++

+−= (7)

　降伏後は、三角変位めり込みの仮定 8 )において、図 1 7 ( c )に示す台

形分布として式( 5 )を求める。

4 . 1 . 2　梁の曲げモーメントM、梁の軸力N の算出

　図 15,16 のようにモデル化された抵抗力を用いて、水平方向の釣合

い、点 A 周りのモーメントの釣合いから梁の軸力 N , 梁の曲げモーメ

ント M を式(8 ) , (9 )のように算出する。

)(cos pfA RRVRVN +−=−= θ (8)

2/HNlRlRlRM ffeepp ⋅+⋅+⋅+⋅= 　 (9)

　いま、四方差接合部において柱と左梁の開きはほとんど無かった。

よって栓の変位量は一方差接合部と同様、柱と右梁の開き量と等し

いと仮定する。ただし、車知栓の変位は栓の中心横軸線上とした。ま

た、図 16(c)(d)のような梁ほぞ同士のめり込み部分にはめり込み跡は

ほとんど無かった。よって左梁と右梁のめり込みは非考慮とした。

4 . 2 　破壊性状の推定

　既往の推定手法 4 , 9 , 1 0 )より各破壊性状の耐力を算定し、その中で最

小値を示すものを破壊性状として推定した。表 3 に破壊性状の実験

結果と推定結果を合わせて示す。ただし、実験結果は目視で確認さ

れた最初の破壊性状とみなす。目視で直接確認できない栓の降伏に

関しては参考としてのみ表に記し、推定結果からは除いた。

　一方差 S,A では柱の割裂 , ほぞの端抜けを、四方差M,F はほぞの端

抜けを、四方差 Y については既往の推定式 4 )より推定可能な 8 種の

破壊性状を推定した。試験体によっては実験結果と推定結果がうま

く整合しないものが見られた。本報では実験結果の挙動を把握する

ことが目的であるため、破壊性状や損傷のタイミングについては推

定結果ではなく実験結果に基づいて評価を進めた。

4 . 3　接合部のM- θ 関係評価

　復元力である M -θ 関係の理論値と実験値を併せて図 20 に示す。正

側では損傷後の挙動も含めて概ね評価可能である。負側では理論値

が実験値を小さく評価するなど、今後さらに検討を要するが、θ の増

大に伴って M が増大するなど一定の傾向は評価可能であるといえる。

4 . 4　接合部のN- θ 関係評価

　N - θ 関係の理論値を実験値と併せて図 2 1 に示す。各試験体ともに

表 3　栓部の耐力と破壊性状

Rp(kN)

∆(mm)

図 18　込栓の抵抗力(a ) 完全弾塑性モデル (b) 込栓打込位置

2∆y

38mm 36mm

図19　支点反力(a) 柱のめり込み δm (b) 柱のたわみ δ t

梁

H/2

δ m δ t

Vxp

柱

δ

H

L1

L2

δt

V

柱

梁 (a) θ < θy

図 17　めり込み直下部の支圧応力分布

(b) θ = θy

(c) θ > θy

Pa2/3xp

θ

xp

σy

Pa2/3xp

θ

xp

σy

Pa2/3xp

θ

xp栓の降伏 柱の割裂 ほぞの端抜け

一方差S 柱の割裂 柱の割裂 9.2 12.9 26.7一方差A ほぞの端抜け 柱の割裂 8.3 12.9 19.1四方差M ほぞの端抜け ほぞの端抜け 9.0 95.7四方差F 栓の破断 ほぞの端抜け 7.8 95.7

栓の横圧縮降伏 梁 ,雇ほぞの面圧降伏 梁先端梁の割裂 雇ほぞの引張破断15.7 56.0 50.0 148.0

栓の横圧縮終局 梁 ,雇ほぞのせん断破壊 梁先端柱の割裂 梁根元の割裂23.0 268.0 113.0 184.0

四方差Y

破壊性状

推定耐力(kN)

栓の横圧縮終局梁根元の割裂栓の圧縮破壊

試験体名実験結果 推定結果

584

θ の増大に伴い N が増大する点で理論値は実験値を概ね評価出来て

いると言える。この時、損傷後の各成分の有無を破壊性状ごとに定

めた。柱の割裂では支点反力 V を非考慮とし、ほぞの端抜け , 栓の破

断 , 梁の割裂では栓の抵抗力 R p を非考慮とした。四方差 M に関して、

θ が小さい時、正側負側ともに実験値を小さく評価している。これ

は、ほぞと柱が接触する領域が大きく、めり込み摩擦力 R f が大きく

なったためと考えられる。

4 . 5　各抵抗力がM - θ 関係に及ぼす影響

　図 22 に M-θ 関係における各抵抗力成分の負担率を示す。損傷前は、

全試験体での栓の抵抗力 R p 成分の負担率が非常に大きい。また、柱

に割裂が生じない場合、θ の増大に伴って梁の軸力 N 成分の負担率が

増大した。よって、θ が小さい時に R p が M - θ 関係に及ぼす影響は大

きく、θ が大きい時に N が M -θ 関係に及ぼす影響は大きいといえる。

5. まとめ

　柱梁接合部を模擬した試験体に対して静的載荷実験を行い、破壊

性状や梁の軸力 N の挙動、接合部の曲げモーメント M‐接合部回転

角 θ 関係を把握した。

　実験に基づき、N に応じて変化する接合部の M - θ 関係評価法を新

たに導出した。評価結果は、載荷方向によっては実験結果を小さく

評価する場合もあるが概ね良好に再現可能であった。柱に割裂が生

じない場合、N や、N が M に及ぼす影響は θ に比例して増大した。

　ただし、上記の成果は実験条件の範囲内で得られたものであるこ

とに留意すること。

謝辞

　本報の実験は科学研究費補助金基盤研究( A ) N o . 2 2 2 4 6 0 7 (代表者：林康裕 ) の補助の下で遂行した。試験体作成にあたり、( 株)辻工務店 辻勇治氏にご協力頂いた。ここに記して謝意を表す。

参考文献

1) 南部恭広, ほか4名：和歌山県湯浅町における伝統木造家屋の耐震性評価日本建築学会技術報告集, Vol.19, No.43, pp.909-912, 2013.10

2) (社)日本建築学会：限界耐力計算による伝統的木造建築物構造計算指針・同解説，2013.2

3) 松本拓也, 多幾山法子，林康裕 : 柱－差鴨居接合部の力学特性に関する実験的研究, 日本建築学会構造系論文集, 第77巻, No.675, pp.747-754, 2012.5

4) 北守顕久,野村昌史,稲山正弘,後藤正美：雇車知栓留め柱‐梁接合部の引張性能評価式の提案伝統広報における雇い竿車知栓留め柱‐梁接合部の力学性能

その1，日本建築学会構造系論文集，第97巻，No.695，pp.93-102，2014.15) 藤田克則, ほか5名：伝統的な仕口を用いた接合部のモーメント抵抗性能に関

する研究－各仕口の特徴と十字型接合部におけるモーメント抵抗性能の推定

－，日本建築学会構造系論文集，第76巻，No.665，pp.1299-1308，2011.76) (財) 日本住宅・木材技術センター：構造用木材の強度試験マニュアル， 2011.37) 中井孝，山井良三郎：日本産主要35樹種の強度的性質，林業試験場報告，

No.319，pp.13-46，1982.18) (社)日本建築学会：木質構造接合部設計マニュアル，2009.119) T. Van der Put，A. Leijten：Evaluation of perpendicular to grain failure of beams caused by

concentrated loads of joints, Proceedings of 33rd Meeting of CIB-W18, Paper 33-7-7,2000.8

10) 野口昌宏,中村昇：木材の端抜けせん断型の破壊クライテリアの提案，日本建築学会構造系論文集，第658号，pp.2205-2212，2010.12

図20　M-θ 関係評価

図21　N-θ 関係評価

(a) 一方差 S (b) 一方差 A (c) 四方差 M (d) 四方差 F (e) 四方差 Y

-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角θ　(rad)

端抜け3.4kNm

-2.4kNm

(a) 一方差 S (b) 一方差 A (c) 四方差 M

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

軸力

N　

(kN

)

接合部回転角θ　(rad)

柱の割裂

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

軸力

N　

(kN

)

接合部回転角θ　(rad)

端抜け

(d) 一方差 F (e) 四方差 Y

-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角θ　(rad)

端抜け2.8kNm

-3.5kN

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

軸力

N　

(kN

)

接合部回転角θ　(rad)

端抜け

-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角θ　(rad)

込栓破断

1.9kNm

-3.0kNm柱の引張破壊

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

軸力

N　

(kN

)

接合部回転角θ　(rad)

込栓破断

-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角θ　(rad)

梁の割裂

3.1kNm

-3.1kNm

-2

0

2

4

6

8

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

軸力

N　

(kN

)

接合部回転角θ　(rad)

梁の割裂

-4-3-2-101234

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

理論値実験値

曲げモー

メント

M　

(kN

m)

接合部回転角θ　(rad)

柱の割裂3.4kNm

-2.9kNm

図 22　M-θ 関係における負担率(a) 一方差 S (b) 一方差 A (c) 四方差 M (d) 四方差 F (e) 四方差 Y

-20

0

20

40

60

80

100

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

栓めり込み摩擦軸力

負担

率

接合部回転角θ　(rad)

柱の割裂

-20

0

20

40

60

80

100

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

栓めり込み摩擦軸力

負担

率

接合部回転角θ　(rad)

端抜け

-20

0

20

40

60

80

100

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

栓めり込み摩擦軸力

負担

率

接合部回転角θ　(rad)

端抜け

-20

0

20

40

60

80

100

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

栓めり込み摩擦軸力

負担

率

接合部回転角θ　(rad)

込栓破断 -20

0

20

40

60

80

100

-0.2 -0.1 0 0.1 0.2

栓めり込み摩擦軸力

負担

率

接合部回転角θ　(rad)

梁の割裂

［2014年 6月 17日原稿受理　2014年 10月 30日採用決定］