第 4 章 高耐力壁と接合金物を組合せた解析モデル（改良案）

4. 高耐力壁と接合金物を組合せた解析モデル（改良案）
4.1 はじめに
本節では、高倍率、高階高耐力壁について弾塑性モデルによる増分解析により評価する方法を提案する。本年度タイロッド式耐力壁試験を実施した 2 仕様（No。43、45）について、柱頭柱脚に金物を配した場合の耐力壁特性の推定を行う。
解析モデルは昨年度までに構築した仕様と、改良した仕様での検討を行う。改良点を以下に示す。

・面材くぎについて、縦方向のくぎ、横方向のくぎをそれぞれ集約して配置していたものを、面材くぎの位置による挙動を精査できるよう複数に分割して配置する。
・面材を上下 2 枚張りにした壁仕様について、モデル上 1 枚張りとしていたものを実態に合わせたモデルとする。
・面材くぎのバネをバイ・リニアからトリ・リニアに変更し、剛性低下も再現した特性値とする。
・受け材ビスは十分な固定度があるものとしてモデル化はしないこととする。

＜昨年度までのモデル＞
図 4-1＜改良モデル＞
解析モデル概要図4-1

4.2 各要素の特性
4.2.1 面材くぎの剛性(1) 全層カラマツ 18mm 厚－CNZ75※1■全層カラマツ 18mm 厚－CNZ75 の特性
面材釘 1 本あたりの剛性は、釘の一面せん断試験結果より以下の通り設定した。
65No,1No,2No,3No,4No,5No,6

fc＝1.2 kN、dc＝0.5 mm、
fy＝3.0 kN、dc＝12 mm、荷重(kN)

4K1＝2.4 kN/mm

3K2＝α×K1 kN/mm

2K3＝β×K1 kN/mm

1α＝0.065

0010203040変位(mm)

図 4-25060

β＝-0.019

釘 1 本あたりのせん断ばね特性

また、横架材（土台、桁）の釘についてはせん断特性が不足するため（実際にはめり込み補強金物のせん断剛性を考慮する必要がある）、壁実験の[荷重]-[横架材-面材の相対変位]より以下の通り設定した。
■桁－面材
60fc＝30 kN、dc＝0.5 mm、50fy＝50 kN、dc＝4.0 mm、荷重[kN]

40

K1＝60 kN/mm

30K2＝α×K1 kN/mm
No.43‐120

K3＝β×K1 kN/mm

No.43‐2
No.43‐310α＝0.095

002

468
変位[mm]

101214β＝-0.0016

荷重[kN]■土台－面材60

fc＝25 kN、dc＝0.5 mm、50

fy＝50 kN、dc＝5.0 mm、40

K1＝60 kN/mm

30K2＝α×K1 kN/mm
K3＝β×K1 kN/mm

No.43‐120

No.43‐2

α＝0.111

No.43‐310β＝-0.0000246810
変位[mm]

121416184-2

(2) 全層スギ 24mm 厚－CNZ75※1fc＝1.2 kN、dc＝0.5 mm、6荷重(kN)

5No,1No,2No,3No,4No,5No,6

fy＝2.8 kN、dc＝12 mm、

4K1＝2.4 kN/mm

3K2＝α×K1 kN/mm

2K3＝β×K1 kN/mm

1α＝0.058

0010203040
変位(mm)

図 4-35060

β＝-0.016

釘 1 本あたりのせん断ばね特性※1：今年度実施した釘の一面せん断試験（ASTM 準拠）のデータを用いる

また、横架材（土台、桁）の釘についてはせん断特性が不足するため（実際にはめり込み補強金物のせん断剛性を考慮する必要がある）、壁実験の[荷重]-[横架材-面材の相対変位]より以下の通り設定した。
■桁－面材
80

fc＝30 kN、dc＝1.5 mm、70

fy＝60 kN、dc＝7.0 mm、60

K1＝60 kN/mm

荷重[kN]

5040K2＝α×K1 kN/mm

30No.45‐1K3＝β×K1 kN/mm

No.45‐220

No.45‐3

α＝0.273

1000510152025

変位[mm]

β＝-0.00■土台－面材80

fc＝35 kN、dc＝2.0 mm、

70

fy＝60 kN、dc＝9.0 mm、60

K1＝17.5 kN/mm

荷重[kN]

5040K2＝α×K1 kN/mm

30No.45‐1K3＝β×K1 kN/mm

No.45‐220

No.45‐3

α＝0.204

1000510152025
変位[mm]

303540454-3β＝-0.00

4.2.2 [受材ビスの 1 本あたりの剛性（真壁仕様）]
十分な固定度があるものとしてモデル化はしない

4.2.3 面材のせん断剛性
今年度実施した面材の面内せん断試験（Two-Rail Shear 試験）のデータを用いる

4.2.4 金物の引張・圧縮（めり込み）剛性
昨年度までに実施した金物試験のデータを用いる

4.3 解析結果
4.3.1 実験結果との比較
6040荷重(kN)

200

実験No.43‐1（真のせん断変形⾓）
実験No.43‐2（真のせん断変形⾓）
実験No.43‐3（真のせん断変形⾓）
増分解析結果‐20‐40‐60‐150‐100‐50050100150200

層間変位(mm)8060

荷重(kN)

40
200‐20

実験No.45‐1（真のせん断変形⾓）
実験No.45‐2（真のせん断変形⾓）
実験No.45‐3（真のせん断変形⾓）
増分解析結果‐40‐60‐80‐150‐100‐50050100150

層間変位(mm)

図 4-4 柱脚金物を配置した場合の耐力壁特性の推定（解析結果）
4-42004.3.2 解析結果の短期基準せん断耐力の試算
解析結果の荷重変形関係から得られた完全弾塑性モデルの結果を以下に示す。
解析結果は No.43 を再現したモデルは壁倍率 16.7 倍となり、ばらつき係数 0.98 と仮定すると 50%下限値で 16.3 倍となる。実験結果（真のせん断変形角評価）の 16.9 倍の 0.96 掛けの結果となった。
No.45 を再現したモデルは壁倍率 18.3 倍となり、ばらつき係数 0.98 と仮定すると 50%下限値で 17.9倍となる。実験結果（真のせん断変形角評価）の 16.1 倍の 1.11 掛けとなった。

表 4-1 柱脚金物を配置した場合の耐力壁特性
No.43No.45

解析結果 解析結果
降伏荷重Pｙ[kN]-329.835.3

降伏変位θy[rad.×10 ]

6.63

9.14

最⼤荷重Pmax

[kN]

50.1

60.0

最⼤荷重時変位θ(Pmax)[rad.×10-3]

17.47

24.63

2/3Pmax

[kN]

33.4

40.0

2/3Pmax時変位θ(2/3Pmax)[rad.×10 ]

7.73

10.82

終局荷重Pu

49.3

58.7

-3

[kN]
-3

終局変位θu[rad.×10 ]

66.6

66.6

初期剛性K

[kN/rad.×10-3]

4.50

3.86

仮想降伏点変位θv[rad.×10-3]

11.0

15.2

塑性率μ6.1

4.4

構造特性係数Ds0.30

0.36

5.0

6.00.1Pmax[kN]-30.1Pmax時変位[rad.×10 ]0.96

1.510.4Pmax[kN]

20.024.0-30.4Pmax時変位[rad.×10 ]

4.15

6.04

0.9Pmax

[kN]

45.1

54.0

0.9Pmax時変位[rad.×10-3]

14.1118.36

0.2Pu/Ds

[kN]

32.9

32.7

P(1/120rad時)

[kN]

35.1

32.6

短期基準せん断耐⼒[kN]

29.832.6

壁⻑さ1mあたり[kN/m]

32.8

35.9

16.7

18.3

相当壁倍率

4-5

4.4 まとめ
・実験の仕様に合わせ面材を上下 2 枚張りに合わせ、釘のせん断ばねを複数に分割して配置するモデル化とした結果、これまでの解析モデルに比べるとより詳細に分析を行うことができるようになった。
・横架材のせん断ばねについては、今回は壁試験の結果を基にモデル化した。釘の本数分のみでせん断ばねをモデル化するとせん断性能が不足しており、めり込み補強金物等のせん断性能をモデル化する必要があることが分かった。詳細にモデル化するにはめり込み補強金物のせん断性能の把握は必須となる。

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