第4章

高倍率、高階高耐力壁と接合金物を組み合わせた解析モデル

4. 高倍率、高階高耐力壁と接合金物を組み合わせた解析モデル
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。要素実験、金物接合部実験、材料の規格値などから各要素（線材及びばね要素）の特性を設定し解析モデルを構築する。解析結果と柱脚固定式耐力壁試験 No.19（MDF 片面大壁）,No.20（合板 24mm 片面真壁）の実験結果を比較してモデルの妥当性を検証する。

4.2 提案する解析モデルの考え方について
4.2.1 解析モデルの概要
モデル化の方針を以下に示す。
・解析は正側方向（図左方向）について行うこととし、それに合わせて各要素を配置する。
・柱脚金物部は、柱脚金物試験結果（昨年度実施）から設定した引張ばねを配置する。
・柱頭のホールダウン金物（＋めり込み補強金物）部には、材長を考慮した 2-M16 の軸ばねを配置する。
・壁面材は壁実験結果（面材対角変位）より、ブレース要素として配置する。
・面材釘や受け材ビスはせん断ばねとして配置する。たて方向の接合具（柱等）はたて方向の力にのみ抵抗し、よこ方向の接合具（桁等）はよこ方向の力のみ抵抗すると仮定する。
・面材の釘、受材のビスのせん断特性は、2.4 節の一面せん断試験結果から設定する。1 本当たりの特性に、各方向（鉛直、水平）の本数を乗じた特性をせん断ばねとして配置する。
・図 4.2-1、図 4.2-2 のように、受け材を介して納まる部分は、各要素を直列ばねとしてモデル化する。
・柱頭柱脚の横架材へのめり込みは、壁実験においてめり込み補強金物によりほぼ生じないことを確認したため、圧縮ばねは剛とする。

4-1

表 4.2-1

解析モデルの構成要素

せん断ばね①-2

MDF 片面大壁（No.19）
桁と面材の接合具→要素試験（CNZ65@100mm 2 列千鳥）―

せん断ばね①-3―

せん断ばね②-1面材と受け材の接合具→要素試験(CNZ65@100mm 2 列千鳥)受け材と土台の接合具→要素試験（STS6.5F-180@75mm）
柱と面材の接合具→要素試験（CNZ65@100mm 2 列千鳥）―

せん断ばね①-1

せん断ばね②-2
せん断ばね③-1
せん断ばね③-2
せん断ばね③-3
壁面材（ブレース）
柱脚引張ばね①
柱頭引張ばね②
軸材（柱、桁）めり込み

合板 24mm 片面真壁（No.20）―
桁と受け材の接合具→要素試験(STS6.5F-180@75mm)
受け材と面材の接合具→要素試験(CNZ75@75mm 2 列千鳥)面材と受け材の接合具→要素試験(CNZ75@75mm 2 列千鳥)受け材と土台の接合具→要素試験(STS6.5F-180@75mm)―

柱と受け材の接合具→要素試験(STS6.5F-180@75mm)―
受け材と面材の接合具→要素試験（CNZ75@75mm2 列千鳥）壁面材をブレース化→壁実験
壁面材をブレース化→壁実験（構造用 MDF 9mm）
（構造用合板 24mm）
柱脚金物を引張ばね→金物試験（柱脚金物 HD-D9）
2-M16 ボルトを軸ばね→規格値
規格値
柱頭柱脚の横架材へのめり込み→剛4-2

【引張ばね②:2-M16 ボルト】

【せん断ばね①-1:桁と面材の接合具】【圧縮ばね】：剛【軸材】【せん断ばね③-1:柱と面材の接合具】

大壁モデル【面材①:面材面内せん断特性】【引張ばね①:柱脚接合金物】【圧縮ばね】：剛【せん断ばね②-1: 面材と受け材の接合具】【せん断ばね②-2:受け材と土台の接合具】

図 4.2-1

大壁仕様（No.19）の解析モデル概要【せん断ばね①-2: 桁と受材の接合具】【引張ばね②:2-M16 ボルト】

【せん断ばね①-3:受け材と面材の接合具】【圧縮ばね】：剛【軸材】【せん断ばね③-2:柱と受け材の接合具】【せん断ばね③-3:受け材と面材の接合具】

真壁モデル【面材①:面材面内せん断特性】【引張ばね①:柱脚接合金物】【圧縮ばね】：剛【せん断ばね②-1: 面材と受け材の接合具】【せん断ばね②-2:受け材と土台の接合具】

図 4.2-2

真壁仕様（No.20）の解析モデル概要

4-3

4.3 各要素の特性
4.3.1 試験体 No.19（MDF 片面大壁）の各要素の特性(1) せん断ばね①-1（桁と面材の接合具）
2.5 節の要素試験（釘、ねじの一面せん断試験）より、試験体 No.6（MDF、ヒノキ集成材、CNZ65）の結果よりせん断ばね①-1 を設定する。
せん断ばねは要素試験の平均値をトリリニア化した結果を以下に示す。
接合具：CNZ65
3

主材：構造用 MDF（壁面材）

2.5βK

側材：ヒノキ集成材（柱）荷重(kN)2fc=1.35[kN],dc=1.1mm]

αKfy

No.6‐1
No.6‐2
No.6‐3
No.6‐4
No.6‐5
No.6‐6
トリリニア
6体平均

1.5fc
1

fy=2.0[kN],dy=5.8[mm]K
0.5

K=1.25[kN/mm],α=0.110,β=0.016

00dc

dy 510変位(mm)15＜一面せん断試験 No.6＞
上記特性値を釘本数倍（水平方向に 19 本）してせん断ばね①-1 とする。

＜せん断ばね①-1、②-1＞(2) せん断ばね②-1（面材と受け材の接合具）
特性は(1)せん断ばね①-1 と同じとする。

4-420

(3) せん断ばね②-2（受け材と土台の接合具）
2.5 節の要素試験（釘、ねじの一面せん断試験）
より、試験体 No.1
（ヒノキ集成材、STS6.5F-180）の結果より、せん断ばね②-2 を設定する。
せん断ばねは要素試験の平均値をトリリニア化した結果を以下に示す。
接合具：STS6.5F-180mm
主材：ヒノキ集成材（受け材）
側材：ヒノキ集成材（柱）fc=4.5[kN],dc=2[mm]fy=6.5[kN],dy=5.5[mm]K=2.25[kN/mm],α=0.254,β=0.113＜一面せん断試験 No.1＞
上記特性値をビス本数倍（水平方向に 11 本）してせん断ばね②-1 とする。

＜せん断ばね②-1＞(4) せん断ばね③-1（柱と面材の接合具）
特性は(1)せん断ばね①-1 に示した釘 1 本あたりの特性値を釘本数倍（71 本）したものとする。

＜せん断ばね③-1＞

4-5

(5) 壁面材ブレース（MDF）
図 4.3-1 に示すように、耐力壁試験において壁面材の対角変位を計測した。面材のせん断モ
デルは、計測された対角変位から下式によりせん断変形（計測区間と釘配列の高さ方向の補正を考慮）を算定する。
𝐿𝑥𝛿
2𝑤

𝛿

𝐻 /ℎ

ここで、

図 4.3-1xs：せん断変形量s1δi , s2δi

：面材の対角方向の変形量

Ldi：計測区間の対角線長さ

wd：計測区間の水平長さ

hdi：計測区間の鉛直長さ

Hi：釘配列の区間の長さ

壁面材対角方向変位の計測位置とせん断変形量の算定式

図 4.3-2

壁面材のせん断変形量4-6

4.3.2 試験体 No.20（合板 24mm 片面真壁）の各要素の特性(1) せん断ばね①-2（桁と受け材の接合具）
特性は 4.3.1(3)せん断ばね②-2 に示したビス 1 本あたりの特性値をビス本数倍（9 本）したものとする。

＜せん断ばね①-2、②-2＞(2) せん断ばね①-3（受け材と面材の接合具）2.5 節の要素試験（釘、ねじの一面せん断試験）
より、試験体 No.4
（ヒノキ集成材、STS6.5F-180）の結果より、せん断ばね①-3 を設定する。
せん断ばねは要素試験の平均値をトリリニア化した結果を以下に示す。
接合具：CNZ75
主材：構造用合板 24mm（壁面材）
側材：ヒノキ集成材（受け材）
fc=1.4[kN],dc=1.0[mm]fy=2.6[kN],dy=6.5[mm]K=1.4[kN/mm],α=0.156,β=0.019＜一面せん断試験 No.4＞
上記特性値を釘本数倍（水平方向に 21 本）してせん断ばね②-1 とする。

＜せん断ばね①-3、②-1＞

4-7

(3) せん断ばね②-1（面材と受け材の接合具）
特性は(2)せん断ばね①-3 と同じとする。

(4) せん断ばね②-2（受け材と土台の接合具）
特性は(1)せん断ばね①-2 と同じとする。

(5) せん断ばね③-2（柱と受け材の接合具）
特性は 4.3.1(3)せん断ばね②-2 に示したビス 1 本あたりの特性値をビス本数倍（40 本）したものとする。

＜せん断ばね③-2＞(6) せん断ばね③-3（受け材と面材の接合具）
特性は(2)せん断ばね①-3 に示した釘 1 本あたりの特性値を釘本数倍（91 本）したものとする。

＜せん断ばね③-3＞

4-8

(7) 壁面材ブレース（合板 24mm）
図 4.3-3 に示すように、耐力壁試験において壁面材の対角変位を計測した。面材のせん断モ
デルは、計測された対角変位から下式によりせん断変形（計測区間と釘配列の高さ方向の補正を考慮）を算定する。
𝐿𝑥𝛿2𝑤

𝛿

𝐻 /ℎ

ここで、

図 4.3-3xs：せん断変形量s1δi , s2δi：面材の対角方向の変形量

Ldi：計測区間の対角線長さ

wd：計測区間の水平長さ

hdi：計測区間の鉛直長さ

Hi：釘配列の区間の長さ

壁面材対角方向変位の計測位置とせん断変形量の算定式

図 4.3-4

壁面材のせん断変形量4-9

4.3.3 試験体 No.19、No.20 共通の各要素の特性(1) 引張ばね①（柱脚金物）
引張ばね①の特性は、昨年度実施した柱脚接合金物試験より「HD-D9」の試験結果に基づいて設定した。試験体 6 体の荷重変形関係を平均して、その平均の荷重変形関係に合うような骨格曲線を引張ばねとして設定した。
Py = 160[kN]
K1 = Py/δy = 160/3 = 53.3[kN/mm]
K2 = (210-160)/(7-3) = 12.5[kN/mm]= 0.23×K1

図 4.3-5

引張ばね①の設定（柱脚金物 HD-D9）(2) 引張ばね②（柱頭ボルト）
引張ばね②の特性は、壁試験の柱頭側の M16 のボルト（2 本）を軸ばねとしてモデル化した。
E=2.05×105[N/mm2]

L=730

L = 730 [mm]N/A = E・⊿L/L
N = 2.05×105×332×⊿L/730
N/⊿L = 93232 [N/mm]= 93.2 [kN/mm]

4-1090A = 166×2 = 332 [mm2]（2-M16）

4.4 解析結果
4.4.1 実験結果との比較
各耐力壁の解析結果と実験結果の比較を図 4.4-1、図 4.4-2 に示す。前項に示した要素の特性からなる解析モデルの解析結果は、柱脚固定式試験の結果と概ね整合することが確認された。

図 4.4-1

図 4.4-2

No.19（MDF 片面大壁）と解析結果の比較

No.20（24mm 合板片面真壁）と解析結果の比較

4-11

4.4.2 解析結果の短期基準せん断耐力の試算
前項の解析により得られた荷重変形関係から短期基準せん断耐力の試算を行った結果を表4.4-1 図 4.4-3 に示す。また、表 4.4-2 に柱脚固定式の耐力壁試験の結果も併せて示す。
MDF 片面大壁仕様は実験結果に対し 1.0 倍、合板 24mm 片面真壁仕様は実験に対し 0.86 倍という評価結果となった。
表 4.4-1

特性値
No.19

降伏荷重Pｙ
降伏変位θy
最大荷重Pmax
最大荷重時変位θ(Pmax)
2/3Pmax
2/3Pmax時変位θ(2/3Pmax)
終局荷重Pu
終局変位θu
初期剛性K
仮想降伏点変位θv
塑性率μ構造特性係数Ds
0.1Pmax
0.1Pmax時変位
0.4Pmax
0.4Pmax時変位
0.9Pmax
0.9Pmax時変位
0.2Pu/Ds
P(1/120rad時)
短期基準せん断耐力
壁長さ1mあたり相当壁倍率[kN][rad.×10-3][kN][rad.×10-3][kN][rad.×10-3][kN][rad.×10-3][kN/rad.×10-3][rad.×10-3][kN][rad.×10-3][kN][rad.×10-3][kN][rad.×10-3]
[kN]
[kN]
[kN]
[kN/m]＜No.19＞
図 4.4-3
表 4.4-2

No.20

23.5
6.98
40.0
38.34
26.7
9.47
35.7
38.3
3.37
10.6
3.6
0.40
4.0
1.39
16.0
4.73
36.0
20.98
17.8
25.3

36.1
14.77
60.3
66.67
40.2
18.29
54.9
66.7
2.45
22.4
3.0
0.45
6.0
1.83
24.1
7.33
54.3
41.99
24.427.417.819.6
10.0

24.4
26.8
13.7

＜No.20＞
解析結果及び完全弾塑性モデル【参考】耐力壁試験特性値（No.19,20）

評価項目＼試験体No
短期基準せん断耐力(kN)※

壁長さ1mあたり(kN/m)※

相当壁倍率 ※

4-12No.19

No.20

17.8
19.6
10.0

28.2
31.0
15.8

4.4.3 各要素の変形状態
各モデルの増分解析結果の降伏点をそれぞれ降伏点①,②とし、その降伏点における各要素の応力状況を確認し、耐力壁特性への寄与度を整理する。

(1) MDF 片面大壁（No.19）
MDF 片面大壁モデルの増分解析結果における各要素の変形状態を図 4.4-4 に示す。耐力壁の構造特性（剛性）に対して、受材のビスや面材の釘の特性の影響が大きいことがわかった。特に、たて方向に留付けられる面材釘の寄与度が大きく、壁の降伏点＝面材釘の降伏点となることがわかった。
2550

降伏点②1540荷重(kN)

荷重(kN)

2030

降伏点①10

降伏点②202‐M16ボルト

5

降伏点①
桁‐面材

10

壁降伏点0

壁降伏点

000.050.10.15
変位(mm)

0.20.25051012200

降伏点②10荷重(kN)

150

8

降伏点①64

柱‐面材

20.04

0.06
0.08
変位(mm)

0.12

壁降伏点
050

100408030

降伏点②20

柱‐面材00.1

降伏点①10荷重(kN)

0.02

荷重(kN)

0

降伏点①50壁降伏点

0降伏点②100

受材‐面材
土台‐受材
土台‐受材‐面材
壁降伏点

5510変位(mm)

1540
柱脚金物

2020

図 4.4-4

壁降伏点
00.5

各要素の変形状態

50

降伏点②4030降伏点①20100‐10No.19実験結果（見かけ）

‐20

解析結果

‐30‐40-100

解析降伏点-50

図 4.4-5050
層間変位(mm)100150増分解析結果とその降伏点

4-1320

降伏点①001015変位(mm)

降伏点②600

荷重(mm)

荷重(kN)

15変位(mm)200

1変位(mm)1.5225(2) 合板 24mm 片面真壁（No.20）
合板 24mm 片面真壁モデルの増分解析結果における各要素の変形状態を図 4.4-6 に示す。先に示した MDF 片面大壁モデルと同様、耐力壁の構造特性（剛性）に対しては、たて方向の受け材のビスや面材の釘の特性の寄与度が大きいことがわかった。
実験結果と解析結果の比較より、耐力壁の終局部分の剛性評価の精度が良くないことが分かる。各要素の特性をポリリニアやそれ以上とすることで、終局部分の評価も可能になると思われる。
50100荷重(kN)

80

荷重(kN)

40

降伏点②3060

降伏点①20402‐M16ボルト

1020

壁降伏点

00.10.20.3
変位(mm)

0.40.50102030変位(mm)40300

荷重(kN)

10200

降伏点②550400

受材‐面材
柱‐受材
柱‐受材‐面材
壁降伏点

15

降伏点②100

降伏点①0

受材‐面材
柱‐受材
柱‐受材‐面材
壁降伏点

降伏点①00.40.6
変位(mm)

0.8

10100

10203040変位(mm)

50200

80

150

60100

降伏点②40

受材‐面材
土台‐受材
土台‐受材‐面材
壁降伏点

降伏点①200010

降伏点②

荷重(kN)

0.2

2030
変位(mm)

40

図 4.4-6

降伏点①
柱脚金物

50

壁降伏点05001

各要素の変形状態

8060

降伏点②40

降伏点①荷重(mm)0荷重(kN)荷重(kN)

降伏点①0020

受材‐面材
桁‐受材
桁‐受材‐面材
壁降伏点

降伏点②200‐20No.20実験結果（見かけ）
解析結果

‐40

解析降伏点
‐60-1000

図 4.4-7100200
層間変位(mm)300

400

増分解析結果とその降伏点

4-14500

2変位(mm)3460

4.5 まとめ(1) 柱脚固定式耐力壁試験を模擬する解析モデルの構築
柱脚金物試験や釘、ビスの一面せん断試験などの要素試験のデータから各要素のばねを設定し構築した解析モデルは、柱脚固定式耐力壁試験の結果を概ね再現できることがわかった。

(2) その他の要素の組合せによる耐力壁特性の推定
ここでは壁実験を再現する解析を行い、要素試験のデータから柱脚固定式試験の特性を推定できることがわかった。今回用いたものとは別の柱脚金物の要素試験データがあれば、その金物を耐力壁に組み込んだ際の構造特性を推定可能になる。

4-15