強震動を受けた面材耐力壁の地震後の補修方法とその耐力評価 [ PDF

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強震動を受けた面材耐力壁の地震後の補修方法とその耐力評価

時里 耕平 １．序 熊本地震により，多くの木造住宅が被害を受けた．現 行法に適合したものでさえ，4 割程度に損傷が見られ た．地震により損傷が生じた建物は，剛性や耐力が低 下し構造性能や居住性の悪化が予想され，継続使用す るには補強や補修を行わなければならない．文献 1）に よれば，新潟県中越地震で被災した木造住宅のうち復 旧した建物の割合は，一部損傷と判断された損傷度合 いの建物で約 8 割，半壊と判断された建物でさえ 4 割 近くであることから，被災した建物の補修は社会的ニ ーズであることがわかる．木造建築物の耐震性は，現 在法規的にも，実用面においても耐力壁などによって 確保されている．被災した木造建築物の耐震性を確保 するには耐力壁の補修方法の確立が急務である． 本研究では，木造住宅に使用される壁として一般的 な面材釘打ち耐力壁に着目した．地震等により被災し た面材釘打ち耐力壁には釘の浮き等の損傷が生じる． 文献 2）では，釘の増し打ちが復旧工法として示されて いるが，実際にどの程度の量を増し打ちすれば被災前 の構造性能を確保できるかは明らかでない．そこで， 本研究では地震に被災したことを想定し面材耐力壁に 初期損傷を与え，釘を増し打ちし，補修後の耐震性能 を把握することを目的とした実験を行った． ２．提案する補修方法 建築基準法で面材張り大壁は，壁倍率 2.5 倍と定め られている．面材耐力壁は，面材―軸材間の接合部の 強度が面材や軸材の材料強度と比べて相対的に弱い． 本研究では面材耐力壁の補修方法として釘の増し打ち を採用することで，各接合部の負担を減らし，初期剛 性の向上を図った． ３．実験概要 3.1 試験体概要 試験体は W1，W2 の 2 体であり，補修方法の効果を 調べることを目的としたので，試験体の形状は同様で ある．試験体の種類を表 1 に示す．試験体 W1，W2 は 柱・土台・梁・間柱及び横桟の軸組に合板を釘で緊結し た構成とし，試験体の軸組寸法は幅 1820mm，高さ 2730mm である（図 1）.各部材の断面寸法，材種を表 2 に示す．合板は JAS 構造用合板 特類 2 級 12mm （1820×910：2 枚，910×910：2 枚）を使用し，釘 N50 を 150mm ピッチの日型で軸組と緊結し，試験体を製作 した．各接合部に用いた金物を表 3 に示す．土台の加 力装置への固定は M16 のボルトで各柱脚部を固定した． 各試験体ともに初期損傷として，変傾角 1/50rad.まで 加力をした後，それぞれ補修を行った．W1 は，間柱を 除く既存の釘すべての中央に釘の増し打ちを行った． W2 は，両側の柱の釘の中央だけに増し打ちを行った． 補修前の試験体を W1，W2 とし，補修後の試験体を W1R，W2R とする． 図１ 試験体の形状，変位・ひずみ測定位置 （単位：mm） 部材 断面寸法 材種 柱 105x105 スギ（機械式等級区分E50） 間柱 30ｘ105 スギ（機械式等級区分E50） 梁 105x180 ベイマツ（目視等級区分3級） 土台 105x105 スギ（機械式等級区分E50） 横桟 45ｘ105 スギ（目視等級区分3級） 表 2 各部材の断面寸法，材種 試験体 W1 W2 初期損傷で与える変形角(rad.) 1/50 1/50 既存の釘(本) 152 152 増し打ち釘(本) 120 36 接合部 詳細 土台ー柱、梁ー柱 短ほぞ差し+釘 N90 2本打ち、HD金物、金物による補強 土台ー間柱、梁ー間柱 釘 N75 2本打ち 間柱ー横桟 釘 N75 2本打ち 表 3 各接合部の詳細 HD 金物：ビスどめホールダウン金物 25kN 用（タナカ製） 金物：フラットプレート（タナカ製） 表 1 試験体の種類

62-2 3.2 試験方法 実験は文献 3）に基づいて行った．載荷プログラムを 図 2 に，加力装置を図 3 に，試験体の載荷中の様子を 写真 1 に示す．加力方法は，鉛直荷重無載荷で柱脚固 定式の静的水平載荷とした．正負交番繰り返し加力で， 履歴の同一変形段階で3 回繰り返し加力を行った．試 験体を押す方向を正，引く方向を負とした． ま ず ， 面 材 耐 力 壁 が 被 災 し た と 想 定 し ， 試 験 体 W1,W2 に初期損傷として図 2 のように，見かけのせん 断変形角が±1/450，±1/300，±1/200，±1/150，±1/100， ±1/75，±1/50rad.まで加力を行った．その後，釘の浮き が生じた箇所を打ち直し，更に釘の増し打ちを行って W1R，W2R を製作し，ホールダウン金物を締め直して 条件をW1，W2 と同様にした．再度，見かけのせん断 変形角が±1/450，±1/300…±1/75，±1/50 まで加力を 行い，その後+1/15rad.まで押しきった．各箇所の変位に 加え，柱脚部の2 本の引き寄せボルトと軸組に緊結し ている合板4 枚のひずみも計測した（図 1）． 3.3 壁倍率の算定 木造建築物は，地震や風などの水平荷重に耐力壁で 抵抗する．耐力壁の性能を表す指標として，壁倍率が ある．壁倍率が高いほど，大きな水平荷重に対して耐 えることができ，壁倍率 1.0 は幅 1m 当たり 1.96kN （200kgf）の力を加えた際に変形角が 1/120rad 以内に 収まる剛性を指す． 既に規定されている壁倍率の他に，耐力壁の性能試 験を行うことで壁倍率や耐力壁の力学特性値を算出す ることができる．本研究においては，文献 3)に従い壁 倍率や耐力壁の力学特性値を算出した． ４．実験結果及び考察 4.1 水平荷重―変形角関係と変形性状 図 5 は，各試験体の水平荷重と変形角の関係を示し たものである．変形角 1/50rad.までの各試験体の最大荷 重は，W1：13.1kN，W1R：19.4kN，W2：12.8kN，W2R： 14.3kN となり，変形角 1/50rad.以内では耐力の低下は みられなかった．間柱以外の既存の釘すべての中央に 増し打ちした試験体 W1R では変形角 1/50rad.時で W1 よりも耐力が大きくなり補修の効果が見られた．両側 の柱の既存の釘の中央にのみ増し打ちした試験体 W2R は，変形角 1/450～1/75rad.では W2 を下回ったが，変形 角 1/50rad.では W2 を上回った．試験体 W1R は，軸組 が平行四辺形に変形しようとするのに対して，図 4 の ように面材は長方形を保ち補修効果が現れた．それに 対し試験体 W2R では，両側の柱のみ増し打ちを行った ため，面材が軸組に追随し補修効果が現れなかった． 変形角 1/50rad.時には合板同士が接触し，合板が軸組に 追随せず拘束したため W2R のほうが W2 よりも耐力 が大きくなったと考えられる．変形角 1/15rad.までの各 試験体の最大荷重は，W1R：27.6kN，W2R：19.4kN と なり，各試験体とも高い靭性が確認された． 文献 4）を参考にし，試験体の変形性状を調べた．試 験体に働くせん断力とモーメントによる変形を求め， 試験体頂部の水平変位に及ぼす影響について調べた． 図 4 合板の抵抗メカニズム W1R W2R 図 3 加力装置 図 2 載荷プログラム 写真 1 載荷状況 変傾角（rad.） step 1/450 1/300 1/200 1/150 1/100 1/75 1/50 1/400 1/300 1/50 1/15 W1,W2(初期損傷) W1R,W2R

62-3 図 6 に変形性状とその割合を示す．各試験体ともにせ ん断変形と曲げ変形による水平変位の割合が大部分を 占めている．変形角が増大するにつれてせん断変形の 割合が増加するのに対し，曲げ変形の割合は小さくな った． 4.2 各部のひずみと変形角の関係 図 7 は各試験体の柱脚部の引き寄せボルトのひずみ と変形角の関係を示したものである．各試験体で，加 力側と自由端側ボルトに大きな差はなく，ボルトに降 伏は生じなかった．W1R は加力側で 22.9kN，W2R は 加力側で 23.9kN の最大の引き抜け力が生じた． 図 8 は合板のひずみと変形角の関係を示したもので ある．軸組に緊結している合板 4 枚にひずみの差はあ まり見られず，変形角 3％に達した後，ひずみの増減は 小さくなった．これは，軸材と面材の接合部にゆるみ が生じたためである．軸材―面材の接合部以外には損 傷がなかったため，釘の補強本数を増やすことにより 試験体の耐力を向上させることができると予想される． また，最大主ひずみの方向は，おおよそ 45°，135°と なり，軸組が変形しようとするのに対し，面材が図 4 （左図）のように抵抗したのがわかる． 4.3 壁倍率 文献3）に従い，荷重―変形角曲線より正方向の包絡 線を求め，試験体W1R，W2R の完全弾塑性モデルを作 成した（図9）．このモデルより，規定の評価方法に従 い，耐力壁の正方向の力学特性値を算出した．得られ た各力学特性値を表 4 に示す．得られた力学特性値か ら壁倍率を算出した．得られた壁倍率を表 5 に示す． 試験体W1R は，壁倍率 3.2 倍となった．補修前の試験 体は壁倍率2.5 倍の仕様である．試験体 W1R は壁倍率 -30 -20 -10 0 10 20 30 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) 水平荷重(kN) -30 -20 -10 0 10 20 30 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) 水平荷重(kN) -30 -20 -10 0 10 20 30 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) 水平荷重(kN) -30 -20 -10 0 10 20 30 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) 水平荷重(kN) 図 5 水平荷重と変形角の関係 図 7 引き寄せボルトのひずみと変形角の関係 0 100 200 300 400 500 600 700 800 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) ひずみ(×10-6₎ 図 8 合板のひずみと変形角の関係 0 100 200 300 400 500 600 700 800 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) ひずみ(×10-6₎ W1 W1R W1 W2R -25 -15 -5 5 15 25 -70 -50 -30 -10 10 30 50 70 水平荷重(kN) 水平変位（mm） -2000 -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 2000 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) ひずみ(×10-6₎ -2000 -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 2000 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) ひずみ(×10-6₎ W1R 加力下 斜め 図 6 変形性状 0% 20% 40% 60% 80% 100% 2 1.5 1 0.5 0.25 変形角(×10⁻²rad.) W1R W1R W2 W2R 加力側 自由側 加力側 自由側 頂部水平変位 曲げ変形+ せん断変形 -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) ひずみ(×10-6₎ -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) ひずみ(×10-6₎ W2R 加力下 斜め W2R W1R 最小主ひずみ 最大主ひずみ 最大主 ひずみ 最小主ひずみ 0% 20% 40% 60% 80% 100% 0.25 0.5 1 1.5 2 その他 柱下部せん断変形 柱上部せん断変形 変形角(×10⁻²rad.)

62-4 3.2 倍であり，基準となる壁倍率を確保できた．一方で， 試験体W2R は両側の柱のみ増し打ちを行ったため，軸 組に追随して変形し初期剛性が得られず壁倍率を算定 できなかった．特定変形時の耐力から壁倍率は 1.9 倍 となり，試験体 W2R の壁倍率は 1.9 倍以下になる．こ れは，釘の補強本数の影響ではなく，釘の増し打ち箇 所が柱のみであったためと考えられる．軸材が変形す るのに抵抗するよう釘を増し打ちすることで初期剛性 は確保できると考えられる． 4.4 試験体の損傷 補修前，補修後ともに各試験体の損傷個所は，軸組と 合板の接合部に集中しており，それ以外のホールダウ ン金物等には損傷がみられなかった．変形角 1/50rad.ま で載荷した試験体 W1，W2 では，釘の軽い浮きが見受 けられた．補修した試験体 W1R では，両側の柱と合板 の接合部に損傷が集中しており，釘の引き抜けが顕著 であった．この結果から，試験体 W2R は，両側の柱に のみ釘を増し打ちする補修を行った．試験体 W2R の損 傷は両側の柱と合板の接合部は釘の浮き程度であり軸 材から釘の引き抜け等はみられなかった．試験体 W1R ではみられなかった継手間柱と合板の接合部に損傷が 集中しており，釘の引き抜けが顕著であった．下側の 合板の接合部が上側の合板に比べて釘の引き抜け等の 損傷が大きかった．これは，下側の合板のほうが面積 が大きいためと考えられる．また，下側の合板のほう が単位面積あたりの釘本数が少なく，釘一本あたりに かかる負担が大きいことも一因とみられる．接合部で は，写真 2 のように，釘の引き抜け，釘のせん断破壊， パンチングアウト，合板端部の切れが生じた． ５．まとめ 本研究では，初期損傷を与えた面材釘打ち耐力壁を 釘の増し打ちで補修し，再度，水平載荷実験を行って 補修後の耐力を調べた．得られた知見を以下に示す． (1) 変形角 1/50rad.まで載荷した試験体 W1，W2 には 釘のわずかな浮きなどが発生したが急激な耐力劣 化や剛性の低下は生じなかった． (2) 間柱以外の既存の釘すべての中央に増し打ちした W1R は 3.2 倍の壁倍率が得られた． (3) 両側の柱の釘の中央にのみ増し打ちした W2R は 初期剛性が得られず，壁倍率が算定できなかった． W1R は壁倍率 2.5 倍を大きく上回ったことから，間 柱以外の既存の釘すべての中央に釘を増し打ちするこ とは有効な補修方法であることが確認された．より効 率的な本数や箇所の釘打ち補修を行って，壁体の耐力 を確保することが今後の課題である． 参考文献 1) 佐藤基志，五十田博，佐藤友彦，三宅辰哉：木造住宅用耐震技術の 費 用 対 効 果 に 関 す る 試 算 ， 日 本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 集 No.637 pp.519-526,2009.3 2) 日本建築防災協会：震災建築物の被災度区分判定基準および復旧技 術指針，2001.9 3) 財団法人日本住宅・木材技術センター：木造軸組工法住宅の許容応 力度設計，2017.3 4) 田中明洋：型枠コンクリートブロック造建物の耐力壁および壁梁の 耐震性能に関する実験的研究，大分大学博士論文，2001 年 図 9 包絡線と完全弾塑性モデル 0 5 10 15 20 25 30 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) 水平荷重(kN) Pmax σu 0 5 10 15 20 25 30 0 1 2 3 4 5 6 7 変形角(×10⁻²rad.) Py σy 水平荷重(kN) Pmax Pu Py σv σu K W1 W1R W2 W2R W１R W2R 27.56 19.39 11.53 -0.78 -24.49 -6.43 6.46 14.85 -3.90 -0.38 -初期剛性K（kN/×10-2_rad.） 塑性率μ 構造特性係数Ds 終局変形角δu(×10-2_rad.) 完全弾塑性モデルの 降伏点変形角δv(×10-2_rad.) 1.65 -試験体 力 学 特 性 値 最大荷重Pmax(kN) 降伏耐力Py(kN) 降伏変形角δｙ(×10-2_rad.) 終局耐力Pu(kN) 写真 2 接合部の破壊性状 釘の引き抜け 釘のせん断破壊 パンチングアウト 合板端部の切れ W1R W1R W1R W1R 評価項目と壁倍率 ※評価項目が不足し壁倍率が算出で きなかったものは（ ）で表記し た． 表 5 壁倍率算出に用いた W1 W1R W2 W2R - 11.5 - -- 12.8 - -- 18.4 - 12.9 9.6 12.1 9.6 6.7 （2.7） 3.2 （2.7） （1.9） 壁倍率（倍） 試験体 Py(kN) (0.2/Ds)Pu(kN) 2/3Pmax(kN) 1/120rad耐力(kN) 表 4 力学特性値