平成 27 年度 卒業論文
CLT を用いた鋼板 2 枚挿入型ドリフトピン接合の せん断耐力の評価
北海道大学 農学部 森林科学科 木材工学研究室 川村浩勝
目次 1 緒言
2 鋼板 2 枚挿入型ドリフトピン接合の概要 3 降伏理論
3.1 5 層 CLT を対象とした降伏理論 3.2 推定式の導出
3.3 降伏モードごとの推定式 4 引張試験
4.1 試験体概要 4.2 実験概要 5 実験結果
5.1 実験値と解析値の比較 5.2 破壊性状
6 総括 7 謝辞 8 参考文献 9 付録
9.1 ドリフトピンの降伏モードごとの解析データ
1 緒言
はじめに、CLT（Cross Laminated Timber）とは、直交集成板と呼ばれるもの で、ラミナを繊維方向が互いに直交になるよう接着積層した木質材料である。
主に面材料として壁・床への利用を目的に開発された材料である。（図 1.1）
平成 27 年度、林野庁は国産材の供給・利用量の増加を目標として、地域材利 用拡大緊急対策事業1)という政策を掲げた。この政策の内容の一部として、「地 域材利用に対する支援対策」、「CLT 建築等の導入促進事業」がある。
この政策より、北海道における地域材で、構造用材として利用されるカラマ ツを用いた、カラマツ CLT を構造用材として検討する必要があるといえる。
以下で CLT 建築およびカラマツ CLT を用いた建築例について述べる。
はじめに CLT 建築について、壁や床一面を構成するほどの大きさの CLT 大型 パネルを製造し、これらをボルトによって組み合わせて建築する、CLT 工法とい うものが近年注目されている。CLT 工法の北海道内におけるカラマツ CLT を用い た例として、北海道北見市にある、協同組合オホーツクウッドピアのセミナー ハウスがある。（図 1.2）
そして CLT 工法の大きな特徴として、一般的な RC 工法と比べ、工期を短縮で きるという点と施工が容易であるという点が挙げられる。
ここで、CLT 工法におけるパネル同士の接合は金物による接合である。中でも 床パネルと壁パネルの接合部にはＵ型金物と呼ばれる金物が用いられており、
これに長ビスを打つことで接合されている。（図 1.3）しかしこの接合では建物 内部に金物が露出してしまい、意匠的によくないという問題がある。さらに天 井パネルと壁パネルの接合においてもＵ型金物を用いるが、この施工の際にも 施工者が上向きで作業することにもなり、施工性についてもよくないと考えら れている。
以上のような問題への対策案として、本研究では５層５プライカラマツ CLT に 鋼板を２枚挿入したドリフトピン接合について耐力の推定式を作成し、実験値 との比較を行った。また推定式を用いて最適な鋼板間隔について検討した。
図 1.1 CLT(Cross Laminated Timber)パネル
図 1.2 オホーツクウッドピアセミナーハウス外観
図 1.3 天井パネルと床パネル間の接合部に用いられるＵ型金物
2 鋼板 2 枚挿入型ドリフトピン接合の概要
鋼板 2 枚挿入型ドリフトピン接合とは、CLT パネルの層間に鋼板を対称に 2 枚 挿入し、ドリフトピンを差し込むことでパネル同士を接合する手法である。
今回の接合に用いたドリフトピンは 1 本である。
この接合はドリフトピンを差し込むだけであるため施工性が高く、金物がパ ネルの外側に露出しない。さらに現行の CLT 工法に用いられている長ビスと比 較して接合具 1 本当たりの耐力が大きいという特徴がある。
図 2.1 に現行の U 型金物による接合と本研究で提案する接合との比較図を示 す。
図 2.1 U 型金物を用いた長ビス結合と鋼板 2 枚挿入型ドリフトピン接合の比較
3 降伏理論
3.1 5 層 CLT を対象とした降伏理論
CLT を用いたドリフトピン接合部の降伏荷重にはヨーロッパ型降伏理論（EYT）
を用いた。
ヨーロッパ型降伏理論とは計算対象を完全剛塑性体と仮定し、以下の式から 降伏耐力を導出する手法である。5 層 CLT に鋼板を挿入した型のドリフトピン接 合の推定式については中島氏ら2)の報告を参考に検討した。
𝑃𝑦 = 𝐶
・
𝐹・
𝑑・
𝑙Py：降伏荷重(N) C ：接合部係数 F : 材の面圧強度(N/mm²) d ：ドリフトピンの径(mm) l ：材厚(mm)
降伏耐力推定式
3.2 推定式の導出
今回はこの接合部係数に、材縁・層の境界から鋼板までの距離をパラメータx で設定し、このx の値を変化させることで降伏耐力の値域を求める。
さらに今回の計算対象である 5 層 CLT は層ごとに面圧強度が異なるため、そ れぞれの値を以下のように設定し、同様にドリフトピンの曲げ強度、ドリフト ピンの径、材厚も以下のように設定した。
今回の接合の鋼板 2 枚の配置は 3 層目の中心軸に対して対称に配置したもの であるため、推定式の導出には CLT の 1 層，2 層，3 層目の半分までの部分で得 られる降伏耐力を 2 倍にするとよい。このため、材厚は 3 層目のものの半分の 値をパラメータとした。
C = P(𝑓, 𝐹1, 𝐹2, 𝐹3, 𝑑, 𝑙1, 𝑙2, 𝑙3, 𝑥)
f ：ドリフトピンの曲げ強度 (N/mm²) F1：1 層目の面圧強度 (N/mm²) F2：2 層目の面圧強度 (N/mm²) F3：3 層目の面圧強度 (N/mm²)
d :ドリフトピンの径 (mm) l1：1 層目の材厚 (mm) l2：2 層目の材厚 (mm) l3：3 層目の材厚の半分(mm) ｘ：材縁・層の境界から鋼板までの距離 (mm)
ドリフトピンの曲げ強度と面圧強度は木質構造設計規準3)より定め、ドリフト ピンの径と材厚については接合に一般的に用いられている CLT パネルを構成す るラミナ厚とドリフトピンの値として以下のように定めた。ここで 2 層目につ いて、木質構造設計規準3)より、繊維直交方向層の面圧強度は繊維平行方向層の 面圧強度の 1/2 として値を定めた。
f ：240(N/mm²) F1,F3：35(N/mm²) F2：17.5(N/mm²) d :12(mm) l1,l2：30(mm) l3：15(mm)
立式と導出過程の一例を以下に示す。（図 3.2.1）
図 3.2.1 降伏理論を用いた接合部係数の導出過程
3.3 降伏モードごとの推定式
5 層 CLT に鋼板を 2 枚挿入する場合、鋼板の挿入位置や塑性ヒンジの生じる位 置によって 39 種類のモードが考えられる。このためこの 39 種類すべてについ て、前述した降伏耐力推定式及びモーメントの釣り合い式を用いて計算した。
分類の内訳を図に示す。(図 3.3.1)
そして、39 種類のドリフトピンの降伏モードそれぞれについて降伏変形仮定図、
応力分布、降伏耐力式は付録として添付する。
表 3.3.1 ドリフトピンの降伏モード分類表
前述した 39 種類のドリフトピン降伏モードそれぞれについて、鋼板挿入位置 を 1mm 間隔で変化させてせん断耐力値を導出し、この値の最大値を鋼板間隔ご とにプロットしグラフ化したものを以下に示す。（図 3.3.2）これに加えてグラ フ中のプロットの色に対応するドリフトピンの降伏モードを図 3.3.3 に示す。
以下のグラフより、理論上鋼板 2 枚挿入型ドリフトピン接合の最大せん断耐 力値は 38.38kN であると推定された。
図 3.3.2 鋼板挿入位置とせん断耐力値のグラフ
図 3.3.3 ドリフトピンの降伏モードの変遷
4 引張試験
4.1 試験体概要
試験体には 5 層のカラマツ CLT（厚さ 150mm、幅 168mm、長さ 500mm、平 均気乾比重 0.54、平均含水率 10.1% 接着剤：水性高分子イソシアネート剤）
を用いた。ドリフトピンは径が 12mm、長さが 150mm である。なお端距離は割裂 破壊の抑止を目的としてドリフトピン穴の 7 倍の大きさとした。
試験体に 12mm のスリットを 2 本設け、厚さ 9mm の鋼板をそれぞれ 1 枚ずつ挿 入した。鋼板の枚数が 2 枚のものと 1 枚のもの、そして鋼板の挿入する層によ ってそれぞれタイプ A～タイプ D の 4 タイプの試験体をそれぞれ 4 体ずつ準備し た。図 4.1.1 に試験体の厚さ方向と幅方向の図面、図 4.1.2 に鋼板のタイプご との挿入位置の図面を示す。
図 4.1.1 試験体の幅方向と厚さ方向の図面
図 4.1.2 鋼板の挿入位置の図面
4.2 実験概要
図 4.1.2 に示した 4 タイプの試験体それぞれについて単調引張試験を行った。
なお、変位計は材の両側で、ドリフトピンの穴の真上方向に取り付け、引張試 験によって得られた両側の変位計のデータの平均を試験体ごとの変異とした。
そしてタイプ A～C について、面外変形防止のために鋼板間に木ブロックを挟 んだ。
図 4.2.1 実験の様子
5 実験結果
5.1 実験値と解析値の比較
試験体タイプごとの試験結果について述べる。以下にタイプごとの荷重―変 位曲線、そして実験値と理論値を示す。（図 5.1.1―図 5.1.4、表 5.1.1）まず 今回得られた降伏耐力の実験値は理論値の±1 割程度の差であったため、木質構 造的には推定式に適合性があると言える。
続いて終局耐力についてだが、これはビスなどの接合具の径が小さいものに おける評価に用いられる値である。この値で鋼板 2 枚挿入型の、A から C を比較 してみても、それぞれのタイプ間の変化の割合と等しくなったためこの結果に ついても計算と整合性が取られていると思われる。
そして金物について、U 型金物は鋼板添え板、長ビス接合で、ビス 18 本打ち の値で、35.20kN である。これをみるとタイプ B の値が金物の値を上回る降伏耐 力を持つというデータが得られた。そして、金物に用いられるビス 1 本あたり の耐力は 2kN となっていた。
図 5.1.1 タイプ A の荷重変位曲線
＊B1 は外れ値であると考えられたため今回は除外した 図 5.1.2 タイプ B の荷重変位曲線
＊C1 は外れ値と考えられたため今回は除外した
図 5.1.3 タイプ C の荷重変位曲線
＊D3 は外れ値と考えられたため今回は除外した
図 5.1.4 タイプ D の荷重変位曲線
表 5.1.1 実験値と理論値の比較表
5.2 破壊性状
破壊性状について、EYT による仮定との比較を述べる。（図 5.2.1）タイプ A は 加力最中の面外変形によって鋼板が外側に滑って抜けてしまったためドリフト ピンの変形形態は明確にはなっていないものの、ドリフトピンの変形が上下ど ちらに凸であるかという確認はできた。
図 5.2.1 破壊性状の比較
6 総括
本研究で導出した推定式は実験結果によい適合性が認められた。このことか ら CLT ラミナの強度がわかればその CLT の最適鋼板間隔が得られるといえる。
今回は道産材としてカラマツを取り上げたが、本州で用いられるスギを使用し た CLT に関してもこの推定式は有効であると考えられる。
次に CLT は繊維直交方向層の幅はぎ接着がされていないにもかかわらず、耐 力低下に著しい影響を及ぼしてはいないということが実験からわかった。
金物との比較について、現行用いられている U 型金物による接合ではビスが 使われている。このビス打ちの際の抵抗によって施工者に労力がかかる点や、
頭とびなどのトラブルが発生することが考えられる。しかし今回提案した接合 ではドリフトピンを打ちこむだけであるため、上記のようなビスに起こるトラ ブルが起こらないという点でも有利である。
最後に、今回の研究で最も耐力の出た鋼板間隔での接合は、実際に北海道北 見市のオホーツクウッドピアセミナーハウスに用いられている長ビス 6 本打ち の U 型金物 3 つ分のせん断耐力値があるという結果となった。この結果からも わかるように、本研究で提案している接合は現行の U 型金物の代替接合法とし ても良いと考えられる。
7 謝辞
本研究を行うにあたり、実験器具の使い方や試験体の加工をご協力していた だいた佐々木義正技官、接合部の解析手法から、実験の方法に至るまで優しく ご指導してくださった澤田圭助教授、ゼミや、試験に関するご相談に親身に応 えてくださった小泉章夫准教授に深謝いたします。そして学問的な分野に関わ らず、多くのアドバイスを下さった木材工学研究室の皆様におきましても心か ら感謝いたします。ありがとうございました。
8 参考文献
1) 日本建築学会：木質構造設計規準
2) 中島昌一ほか：クロス・ラミネイティド・ティンバーを用いた鋼板挿入型ド リフトピン接合部の引張加力下の耐力指標の検討 日本建築学会構造系論 文集 第 78 巻 第 687 号.969-975 2003.5
3) Journal of Wood Science Volume 52・Number 6・2006 (P.496-502)
4)戸田正彦ほか：北海道産カラマツを用いた CLT の製造と性能評価 その 4 木ネジ留め引張金物およびせん断金物の性能
9 付録
9.1 ドリフトピンの降伏モードごとの解析データ一覧
