文献調査に基づく木質構造の接合形式に関する解析的検討
石川太陽ーメント M y を文献より導く必要がある. 本研究では

1. はじめに木質構造は, 主たる構造材料である木材・木質材料接合形式の影響に着目するため, 鋼材配置等を含む部の柔性から, 所謂ラーメン構造を成す剛接合を形成す

材断面が等しい方が望ましいが, 接合部の仕様に個別ることが困難で, 接合部の変形を許容した半剛節によ性が高い既往研究において, 条件を等しくすることはる架構を区別して木質ラーメンと呼んでいる. 架構全難しい. この点を踏まえ, 以降ではまず各接合形式に体への影響が大きい接合部の開発は, 現在でも国内外おける力学的な釣り合いを検討し, 回転剛性 K θ を数で継続的に進められており, 近年の木質構造の適用範式で陽に表現した上で, その整理を基に既往研究の実囲の拡大も相まって, 個別性が高かった多様な接合形験結果から解析条件を導くこととする.
ここで, 降伏モーメント M y については, 仕様毎に式を体系的に整理する時期にあると言える.
本研究は, 以上の社会情勢を鑑み, 文献調査を基に破壊形式が異なることから整理が困難なため, 両接合接合形式の特性を分析し, その特性の差異が木質ラー部とも引張側の鋼材が先行降伏する仕様とし,=メンに与える影響をフレーム解析により検討するものである. 以降では, まず文献調査の方針を整理した後,中心間距離 j は, 引きボルト接合で圧縮縁から引張側析を行い, 接合形式の影響を調べた結果を示す.の鋼材までの距離, GIR 接合で鋼材間の距離とした.

2. 解析モデルの設定と文献調査の方針

3. 木質ラーメン接合部の力学的理解

本研究では, 接合形式の差異が木質ラーメンに与え3.1 引きボルト接合の剛性評価る影響を, 解析的に明らかにすることを目的としていここで対象とする, 引きボルト接合を採用した柱－る. ここでは, 木造住宅の技術を基本とする引きボル梁接合部の概要を図 3 にまとめて示す. なお, 各部のト接合と, 現状最も高い剛性を確保できる GIR 接合

記号は同図に示す通りとする.

を対象とし, それらで柱－梁接合部を構成した場合の図 3 (a) に示した各部の記号に従い, 以降では回転力学モデルを設定するために, 文献調査を実施した.

剛性 K θ を数式で表現する. まず, 図 3 (b) に示した

文献調査は, 図 1 に示す解析モデルにおいて, 梁端に変形時の力の釣り合いから, 中立軸位置 x n を求める

設けた回転バネの復元力特性を, 図 2 に示すようなことにする. 圧縮・引張, それぞれの力を考えると, ま完全弾塑性型とする場合を想定し, それらを設定する

ず圧縮側では, 接触面である梁の繊維方向と柱の繊維ために必要な内容を整理した.

直交方向に三角形状のめりこみが生じると考えられてモーメント M

3000

3000いる 1), 2) . それらの合力をMy

解析モデル

Kθ

図 2=Kθ：初期剛性
My：降伏モーメントθy：降伏回転角と表される. ここで方向ヤング係数

回転バネの復元力特性（=∙(3)

は, 梁の繊維方向の面圧剛性の直列と繊維直交方向ヤング係数⁄3.4）を用いて表され, 具体的な計算には経験的に次式で与えられている 3) .の接合方式の性質が反映されるもので, 曲げモーメン=ト M と回転角 θ の関係を∙∙バネとして与えられるもので, 先行研究によれば繊維回転角 θ

図 2 に示す復元力特性が, ここで着目する 2 種類=∙とすれば,ならびに柱の繊維直交方向の面圧剛性θy

図 1(2)

積, F t ：降伏応力度, j ：応力中心間距離である. 応力後, 調査結果に基づく復元力特性を用いたフレーム解

水平・鉛直移動固定∙

により, 定めることとした. 式 (2) で A t ：鋼材の断面調査結果を基に具体的な復元力特性を導出する. その回転バネKθ , θy∙(1)*!31.6 + 10.9 ⋅⁄2)(4)

次に, 引張側に着目すると, ボルトに生じる引張軸としたとき, 回転剛性 K θ とそれが 0 となる降伏モ力 T に対して, 柱および梁に対する座金のめりこみ
64-1

=,.

A0 A1 A2!B:CD )3(9)となり, 柱梁接合部のモーメントは,=EF⋅ =-⋅であるため, 回転剛性=(a)(10)

は次式のようになる.

,⋅G

HIA JA JA K
012!LMND )=.

!B:CD )GA0 A1 A2

ここで, 引きボルトの引張剛性各部の寸法等の定義

面圧剛性@ =< =⋅@ 及び柱座金の面圧剛性⋅⋅⋅

で, T = !4 5

SS,,SS==3(11)OQ= P P , 梁座金の<Rは,⁄!31.6 + 10.9 )⁄!31.6 + 10.9 ))⁄U , V = ⁄U ,/WXX=/0+/1+/2(12)とおくと, 次式のように梁せい D の 2 乗に比例する形式となることが分かる.
(b)=変形状態における力の釣り合い<柱材>
Ecc：繊維直交方向ヤング係数
kcc：繊維直交方向の面圧剛性<梁材>D：梁せい, d：有効せい, y：梁幅,Ebc：繊維方向のヤング係数, kbc：梁木口の面圧剛性<引きボルト>
At：断面積, Ft：降伏応力度, K2：引張剛性<座金>
xb：梁座金の高さ, yb：梁座金の幅
xc：柱座金の高さ, yc：柱座金の幅K3：梁座金の面圧剛性, K4：柱座金の面圧剛性
k0b：梁材のの面圧定数, k0c：柱材のの面圧定数<力学要素>
C1：圧縮側めり込み合力, T：引きボルトの引張合力
xn：圧縮縁から中立軸位置までの距離
j：応力中心間距離, θ：回転角
図 3 引きボルト接合の概要と計算条件=RR ⋅ T ⋅ V ⋅ U

3.2 GIR 接合の剛性評価=YZ ⋅ U(13)

ここで対象とする, GIR 接合を採用した柱－梁接合(a)

各部の寸法等の定義とボルトの伸びの計 3 種類の変形が生じる 2) . すなわ
ち, これら各部の剛性 K 2 ～ K 4 の直列バネにより,変形の合計である δ T と釣り合い,+, = - .

/0+/1+/23(5)と評価され, さらに平面保持を仮定すれば,+, = !4 5

)⋅

(b)

(6)

<柱材>
Ecc：繊維直交方向ヤング係数
kcc：繊維直交方向の面圧剛性<梁材>
D：梁せい, d：有効せい, y：梁幅
s：圧縮縁から圧縮鋼棒中心までの距離
Ebc：繊維方向のヤング係数, kbc：梁木口の面圧剛性<鋼棒>
At：断面積, Ft：降伏応力度, ks：鋼棒の引張剛性
kg：接着剤のせん断剛性, kwg：木材のせん断剛性
kwc：木材の削孔底面の圧縮剛性<力学要素>
C1：圧縮側のめり込み合力, C2：鋼棒の圧縮力
C：C1 と C1 の合力, T：鋼棒の引張合力
xn：圧縮縁から中立軸位置までの距離
j：応力中心間距離, θ：回転角
図 4 GIR 接合の概要と計算条件とも表現されるため, 圧縮・引張とも中立軸位置 x n を含む形で記述されたことになる. 力の釣り合いから両者は等しいため, それらを整理すれば, 目的であった
中立軸位置は,6=∙./ + / + / 3 , 7 = 2 , 8 = 24 とおくと,
012=:

応力中心間距離 j = d 5; 0 :<==@(7)(8)として得られる. 次に式 (5) および式 (6) より, 回転角

変形状態における力の釣り合いは,64-2

部の概要を図 4 にまとめて示す. なお, 各部の記号は角の関係から, 回転剛性=同図に示す通りとする.
図 4 (a) に示した各部の記号に従い, 以降では回転He,⋅GJ Jf^_ ^a ^`a!LMND )=は, 式 (21) で表せる.

I!B:CD )G^_ ^a ^`a)⁄U , V = ⁄U ,K(21)

変形時の力の釣り合いから, 中立軸位置 x n を求める

また, T = !4 5ことにする. 圧縮・引張, それぞれの力を考えると, まとおくと, 式 (22) と表すことができる.

剛性 K θ を数式で表現する. まず, 図 4 (b) に示した=ず圧縮側では, 引きボルト接合同様の変形に加え, 鋼=RR ⋅ T ⋅ V ⋅ U==/WXXb_+baghi ⋅ U+b`a(22)棒の縮み, 鋼棒端部による木材の削孔底面の圧縮変形,初期剛性は, 梁せいの 2 乗に比例することを示す.

接着剤のせん断変形及び接着面の木材のせん断変形の4. 試験結果を基にした復元力特性の設定

計 4 種類の変形が生じると考えられている 4) . それ

4.1 引きボルト接合の初期剛性とすれば,+=[ !

+[と表される. ここで削孔底面の圧縮剛性

5 \)は, 鋼棒の剛性[]として, 同一接合部により実験を行い, 比較検証を行, 木材の, 接着剤のせん断剛性

及び接着面の木材のせん断剛性

実務上の設計で考えられる様々な設計条件を変動因子(14)っている. 図 5 (a) に梁せい-初期剛性（U-]390mm, 450mm となっており, 初期剛性は梁せいのて与えられるもので, 次式のように与えられる.
[=^_ ^`

約 2 乗に比例することがわかる. したがって, 式

4.2 GIR 接合の初期剛性

T に対して, 鋼棒の伸び, 接着剤のせん断変形及び接GIR 接合部のモーメント抵抗性能を示す既往研究

着面の木材のせん断変形の計 3 種類の変形が生じる[,すなわち, これら各部の剛性],]6), 7)の直列b_ba+b`aK

期剛性への影響は小さい. 既往研究中の試験体の梁せいは, 300mm, 600mm, 900mm となっており, 引きボ(16)ルトの場合と同様の考え方で多項式近似した場合, 図と評価され, さらに平面保持を仮定すれば,+, = !4 5)⋅

5 (b) に示すように, 初期剛性は梁せいの約 2 乗に比(17)例している 7) ことが推測できる.とも表現されるため, 圧縮・引張とも中立軸位置 x n を初期剛性[kNm/rad]含む形で記述されたことになる. 力の釣り合いから両者は等しいため, それらを整理すれば, 目的であった中立軸位置は,∙I +b_

7=2 [ I +b`aK+b`a[ I +ba+:; 0 :<=b_

8 = 52\ ∙ba+bab_

とおくと, ∴=K+2b`a=

T =

5@

, T =

d(a)

(18)+T+ T@ -)@^_ ^a ^`a!B:CD )

K(19)

d

ここで, 式 (16) , 式 (17) より, 回転角=35040045050024y = KGIR x2201612840200400

は,引きボルト接合

2520151050300

600600900(b)U-

図 6引きボルト同様, 柱梁接合部のモーメント M と回転64-3800

1000900

初期剛性(GIR)GIR 接合関係80

引きボルト接合70GIR 接合

6050403020100300

梁せい[mm](20)600

梁せい[mm]

図 55 \ , T@ = 4 5,Iy = KHBx2梁せい[mm]K 5 24

応力中心間距離 j = U!Td1800
1700
1600
1500
1400
1300
1200
1100
1000
900
800
300

初期剛性[×103kNm/rad]6=

では, いくつかの特徴を推測することができる.

図 6 に示すように, 挿入する鋼棒の本数による初バネにより, 変形の合計である δ T と釣り合い,+, = - I +YZ = 8332 [N/mm・rad]とした.

は, 平均値を採用し,次に, 引張側に着目すると, 鋼棒に生じる引張軸力4) .

YZ(13) を用いて, 試験結果から求まる各梁せいの(15)^a ^`a）関係を示 す . 既 往 研 究 中 の 試 験 体 の 梁 せ い は , 330mm,の直列バネとし初期剛性[×103kNm/rad]=引きボルト接合部の挙動に関する既往研究 5) では,降伏モーメント[kNm]

らの合力を

,

400500600700800900

梁せい[mm]

図 7

両者のU-関係

したがって, 式 (22) を用いて, 試験結果から求まghi

る各梁せいの剛接合における層間変形角は, 部材剛性のみの影響

ghi =は, 平均値を採用し,27099 [N/mm・rad]と設定した.

で生じるものであるため, 各接合形式の層剛性と剛接合における層剛性の差をとることで, 回転剛性の変化4.3 引きボルト接合及び GIR 接合の降伏回転角による影響を取り出すことができる. 引きボルト接合

降伏回転角は, 2 章で述べた関係から算出するものとし, 図 7 に, 梁せい-降伏モーメント（U-の差は, 20828 kN・m/rad, GIR 接合の差は, 14615）関係

kN・m/rad となり, GIR 接合は, 引きボルト接合の0.7 倍となり, 回転剛性の影響度は小さくなった.

を示す. 引きボルト接合及び GIR 接合の同一梁せいの文献では, GIR 接合の方が鋼材の断面積が大きいも剛接合と比較して両者とも層剛性が低下している.

ため, 鋼材の断面積は, 引きボルト接

これは, 剛接合ではすべての力が部材変形に使用されのが多い

5) ~ 8)合：245 mm2, GIR 接合：353 mm2 とした.ていたが, 半剛接架構とすることで節点の回転変形が5. フレーム解析加わり, 層の変形が増加しているためと考えられる.

5.1 解析手法と解析モデルの概要

最大モーメントは, 両者とも降伏モーメントの 2

本解析では, 半剛接合節点を含む有限要素法による倍となった. このフレームでは, モーメントを負担で非線形解析を行う. 解析には, 既往の試験結果 6) 7) を,きる接合部が梁両端部分しか存在しないため, 単純に4 章で得られた知見を基に試験条件をそろえた引きボ接合部の数の影響であると考えられる.

ルト接合部及び GIR 接合部の復元力特性を採用する.

40水平力 P [kN]35

図 8 に, 接合部の復元力特性, 図 9 に, 解析に用いる解析モデルを示す. 解析モデルは, 柱梁接合部のフレームに与える影響を取り出すために, 柱脚部分をピン柱梁接合部の降伏302520

層間変形角 1/1515

層間変形角 1/15000抽出するため, 接合部を剛接合とした場合の解析も行

図 10モーメント[kNm]

My：39.8 kNm

0.030.040.050.060.07

水平力-層間変形角関係

本研究で得られた知見を以下にまとめる.

Kθ：9756 kNm/rad
My：31.1 kNm
Kθ：3000 kNm/rad

200.026. まとめ50300.01

層間変形角 [rad]った.
40

引きボルト接合
GIR接合
剛接合

105接合とした. また, 回転剛性のフレームへの影響度を

層間変形角 1/15

柱梁接合部の降伏1)引きボルト接合GIR 接合10引きボルト接合および GIR 接合は, その力の釣り合いから, 回転剛性が梁せいの 2 乗に比例す

000.01

0.02

0.03

0.04

0.050.06

る関係が示唆され, 参照した既往の実験結果にも0.07

回転角[rad]

図 8

その傾向が認められた.

接合部の復元力特性

30002)

3000

P

なるが, 単純に回転剛性に比例するわけではない.

P梁

3000

断面：105×600
Kθ ：3000 kNm/radθy ：0.01036 rad
柱 E：10500 N/mm2
断面：105×600

断面：105×600
Kθ ：9756 kNm/radθy ：0.00408 rad
柱3)

E：10500 N/mm2

E：10500 N/mm2
断面：105×600

参考文献1)
2)(a)

引きボルト接合
図 9(b)接合部の回転剛性の層剛性への影響度は, 接合部の回転剛性が大きいほど小さくなる.

3000

梁E：10500 N/mm2

層剛性は, 接合部の回転剛性が増加すれば大きく

GIR 接合3)4)

解析モデルの詳細

5.2 解析結果

5)

解析結果の水平力-層間変形角関係を図 10 に示す.
6)

各試験体の降伏前の勾配より, 引きボルト接合の層剛性は, 4861 kNm/rad，GIR 接合の層剛性は, 11074
kNm/rad となっている. 接合部の回転剛性は GIR

7)接合の方が 3.25 倍大きい結果であったが, 層剛性に関しては, GIR 接合の方が 2.28 倍大きいという結果

8)となった.
64-4

稲山正弘：引きボルト式木造ラーメン柱脚接合部の設計に関する研究, 日本建築学会学術講演梗概集, pp.621-622, 2013.8.
稲山正弘, 他：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, 日本建築学会学術講演梗概集, pp.355-356, 2008.9.
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田中圭, 植月和輝, 佐藤希, 井上正文：接合金物と接着剤を併用した木材接合法の開発に関する実験的研究（その 20 ）靭性型コネクターを用いた GIR 接合部のモーメント抵抗性能, 日本建築学会九州研究報告 第 56 号, pp.653-656, 2017.3.
中層大規模木造研究会：設計支援データベース, 2 接合部のデータシート.