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平成30年度卒業論文
モーメント抵抗型鋼板挿入ドリフトピン接合の モーメント - 変形角特性の評価
北海道大学農学部森林科学科 木材工学研究室
古舘匠
2 目次
モーメント抵抗型鋼板挿入ドリフトピン接合の モーメント-変形角特性の評価 ... 1
1 はじめに ... 3
1.1 研究の背景 ... 3
1.2 研究の目的 ... 3
2 モーメント抵抗接合試験 ... 4
2.1 実験概要 ... 4
2.2 試験体 ... 4
2.3 解析および結果... 6
3 単位接合試験 ... 8
3.1 実験概要 ... 8
3.2 試験体 ... 8
3.3 解析および結果... 10
4 荷重-変位曲線モデル ... 12
4.1 モデルの作製... 12
4.2 推定値の定義... 15
4.3 解析および結果... 17
5 まとめ ...20
6 謝辞 ...20
7 参考文献 ...20
3
1 はじめに
1.1 研究の背景
近年、中大規模建築において木材の利用が推進されている。木質ラーメン構造のモーメント 抵抗接合の強度に関する研究は進んでいるが、単位接合のせん断性能の評価とモーメント 抵抗接合部の性能評価を比較した研究は少ない。また、部材断面や接合具の効率的利用のた めに、より高い精度で接合部の性能を評価することが求められている。
1.2 研究の目的
本研究では、モーメント抵抗型鋼板挿入ドリフトピン接合柱脚部について、単位接合のせん 断性能から接合部の性能評価を試みた。
はじめにモーメント抵抗接合の正負交番繰り返し加力試験、単位接合の 2 面せん断試験を 行い、モーメント抵抗接合部、単位接合の各特性値を得た。
さらに、単位接合の各特性値から荷重-変位曲線モデルを作製し、これによりモーメント抵 抗接合部の性能を評価した。
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2 モーメント抵抗接合試験
2.1 実験概要
耐力壁の試験方法を参考に、正負交番繰り返し加力試験を行った。試験の様子を図 2.1に示 す。柱脚試験体の上下に設置した変位計から見かけの変形角を算出し、変形角が1/450、1/300、
1/200、1/150、1/100、1/75、1/50radとなるように正負3回繰り返し加力を行い、以後試験体が
破壊するまで一方向に加力した。
図 2.1 試験の様子
2.2 試験体
試験体概要を図 2.2に、接合部の詳細を図 2.3に、接合部の写真を図 2.4に、試験体材質を
表 2.1に示す。
試験体には対称異等級構成のホワイトウッド集成材（強度等級 E105-F300、含水率 12.1%、
密度395.9kg/m3、ラミナ厚30mm、6 層構成）を用いた。接着剤はレゾルシノール樹脂系接
着剤を用いた。また、接合具はドリフトピン（長さ90mm、径12mm）を用いた。
柱脚接合部は試験体に深さ267mm、または282mm、幅10mmのスリットを入れ、その間に 9mm厚のT字型鋼板を挿入し、ドリフトピン4本、または8本で接合した。ドリフトピン の配置条件と試験体数は矩形配置、菱形配置、複合配置の3条件各3体とした。矩形配置で は全てのドリフトピンに繊維方向と加力方向の為す角が45度となる力が加わる。菱形配置 では各ドリフトピンに繊維方向と加力方向の為す角が0度、90度となる力のいずれかが加 わる。同様に、複合配置では各ドリフトピンに3方向のいずれかの力が加わる。
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ドリフトピンの先穴径は試験体で12mm、鋼板で13mmとした。
（単位：mm）
図 2.2 モーメント抵抗試験の試験体概要
a. 矩形配置 b. 菱形配置 c. 複合配置
（
（単位：mm）
図 2.3 接合部の詳細
6
a. 矩形配置 b. 菱形配置 c. 複合配置
図 2.4 接合部の写真
表 2.1 試験体材質
2.3 解析および結果
得られたモーメント-変形角曲線から包絡線を作製し、変形角が1/15rad以下の範囲での最大 モーメントをM’maxとした。包絡線上のM=0.1M’max、0.4M’maxとなる２点を結んだ直線とX 軸の交点が原点となるように包絡線を平行移動し、平行移動後の包絡線に対して変形角が
1/15rad以下の範囲で PickPointを用いて特性値を算出した。各配置条件における平行移動後
のモーメント-変形角曲線を図 2.5 に、降伏モーメント、終局モーメント、最大モーメント
を図 2.6に示す。
矩形配置、菱形配置では、１体を除き 1/15rad までに大きな破壊は認められなかった。複合
配置では1/50radまでに小さな割れが確認され、1/15radまでに大きな割れに至った。これは
複合配置におけるドリフトピン間隔が十分でなかったことに起因すると考えられた。
矩形1 矩形2 矩形3 菱形1 菱形2 菱形3 複合1 複合2 複合3 含水率(%) 12.3 12.1 12.1 12.0 11.9 11.9 12.1 12.1 12.2 密度(kg/m3) 404.4 393.8 385.2 394.7 357.5 396.6 417.2 378.6 435.0
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図 2.5 各配置条件におけるモーメント-変形角曲線
図 2.6 各配置条件における降伏モーメント、終局モーメント、最大モーメント
8
3 単位接合試験
3.1 実験概要
単位接合のせん断性能を評価するために、縦型フレーム試験機を用いて鋼板挿入 2 面せん 断引張試験を行った。モーメント抵抗接合試験において各ドリフトピンに加わる力の方向 に基づき、繊維方向と加力方向のなす角（（以下、荷重角度）が0度、45度、90度となるよ うに試験体を加工・配置した。各荷重角度において、単調加力1体、正の方向の繰り返し加 力 2 体の計3 体試験を行った。繰り返し変位はモーメント抵抗接合試験における繰り返し 時の変位を参考に、0.2mm、0.4mm、0.8mm、1.2mmと設定し、正の方向にのみ3回繰り返 し加力を行い、以後試験体が破壊するまで一方向に加力した。
変位計は試験体両面のドリフトピン近傍に設置し、解析には2つの平均値を用いた。
3.2 試験体
接合部の詳細を図 3.1に、接合部の写真を図 3.2に示す。
試験体にはモーメント抵抗試験と同様に、対称異等級構成のホワイトウッド集成材（（強度等
級E105-F300、含水率12.1%、密度395.9kg/m3、ラミナ厚30mm、6層構成）を用いた。厚さ
はモーメント抵抗試験と同様に90mmとした。接合具はドリフトピン（長さ90mm、径12mm） を用いた。
０度試験体は試験体に深さ160mm、幅10mmのスリットを入れ、その間に9mm厚の鋼板を 挿入した。45度試験体、90度試験体は90mm厚の集成材から40mm厚の板を2枚作製し、
間に 10mm 厚のスペーサーを挟んで接着することで作製した。スペーサーと板の接着には 酢酸ビニル樹脂系エマルジョン形接着剤を用いた。接着後に木ネジで留めて圧締し、1日以 上静置したのち試験を行った。90度試験体の模式図を図 3.3に示す。
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a. 0度試験体 b. 45度試験体 c. 90度試験体
図 3.1 接合部の詳細
,
a. ０度試験体
10
b. 45度試験体 c. 90度試験体
図 3.2 試験体写真
図 3.3 90度試験体の模式図
黒塗りで示したスペーサーを挟んで接着することで鋼板を挿入するスリットを作製した。
3.3 解析および結果
得られた荷重-変位曲線を図 3.4 に示す。いずれの荷重角度においても、単調加力条件と繰 り返し加力条件の変形挙動に差異が認められなかった。0度試験体では最初にドリフトピン が降伏し、その後はドリフトピンが試験体にめり込むような変形を生じ、最終的にスリット 底部から割れが生じて荷重が低下した。45 度試験体では最初にドリフトピンが降伏し、そ の後はドリフトピンが試験体にめり込むような変形を生じ、最終的に繊維方向に沿った割 れが生じて荷重が低下した。90 度試験体では繊維方向に沿った割れが生じたが、試験体の 両端を固定していることで割れの伸展が抑えられたため、荷重の低下は認められなかった。
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図 3.4 各荷重角度における荷重-変位曲線
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4 荷重-変位曲線モデル
4.1 モデルの作製
単位接合のせん断性能からモーメント抵抗接合部の性能を評価するために、荷重角度毎の 荷重-変位曲線モデルを作製した。作製手順は以下の通りである。
1. 荷重角度毎に図 3.4に示した3本の荷重-変位曲線の平均をとり、平均荷重-変位曲線を 得る。90 度試験体に見られたような試験体の固定条件による影響を除外するため、変
位が7.4mm以下の範囲を平均荷重-変位曲線の作製対象とした。
平均荷重-変位曲線の作製は次の通りである。3 本の荷重-変位曲線それぞれにおいて、
変位0.2mm時の荷重を線形補完により算出し、これらの平均を平均荷重-変位曲線の変
位0.2mm時の荷重とした。同様の計算を変位0.4mm 時、0.6mm時…と変位0.2mm毎
に行い、得られた各変位時の荷重を直線で結ぶことで、平均荷重-変位曲線とした。荷 重角度毎の荷重-変位曲線と平均荷重-変位曲線の関係を図 4.1に示す。
2. 完全弾塑性モデル、5%オフセット法により、平均荷重-変位曲線の降伏変位Dy,θを算出 する。また、0.9Pmax時の変位をD0.9Pmax,θと表す。
3. 全ての平均荷重-変位曲線において、荷重角度毎の降伏変位（Dy,0°、Dy,45°、Dy,90°）、0.9Pmax
時の変位（D0.9Pmax,0°、D0.9Pmax,45°、D0.9Pmax,90°）時の曲線上の点をプロットする。
4. 原点、手順3で得た6点、変位7.4mm時の曲線上の点の8点を直線で結び、荷重角度 毎の荷重-変位曲線モデルとする。
作製した荷重-変位曲線モデルは降伏変位の算出方法により、それぞれ JIS モデル（完全弾 塑性モデル）、ASTMモデル（（5%オフセット法）と呼称する。作製したモデルと平均荷重-変 位曲線の関係を図 4.2に示す。
13 a. 0度
b. 45度
c. 90度
図 4.1 荷重角度毎の荷重-変位曲線と平均荷重-変位曲線の関係
14
a. JISモデル
b. ASTMモデル
図 4.2 平均荷重-変位曲線と荷重-変位曲線モデルの関係
15 4.2 推定値の定義
作製した荷重角度毎の単位接合の荷重-変位曲線モデルを用いて、モーメント抵抗接合の降 伏モーメント、終局モーメント、最大モーメントの評価を試みた。推定値はそれぞれ2つの 方法で算出し、終局モーメント推定値と最大モーメント推定値は同じ値を用いた。推定値の 定義と算出方法は以下の通りである。
降伏モーメント推定値
1. 接合部を構成するドリフトピンが1本でも降伏したときのモーメント
モーメント抵抗接合を構成する各ドリフトピンの変位は、モーメント抵抗接合の見かけ の変形角と接合部の回転中心から各ドリフトピンまでの距離により算出できる。この ようにして得られた各ドリフトピンの変位と作製した荷重角度毎の荷重-変位曲線モデ ルから、モーメント抵抗接合の配置条件毎のモーメント-変形角曲線を推定した（以下、
推定曲線）。推定曲線の作製を図 4.3に示す。
図 4.3 cに示すように、モーメント抵抗接合を構成するドリフトピンは全て同時に降伏
するのではなく、荷重角度や接合部の回転中心からの距離に応じて段階的に降伏してい く。配置条件毎の推定曲線において、各ドリフトピンが降伏すると計算されるモーメン トのうち、最も変形角が小さいときのモーメントを降伏モーメント推定値①とした。（図（
4.3 cでは0度のドリフトピンが降伏したときのモーメントに相当）
2. 推定曲線から完全弾塑性モデルに基づき算出したモーメント
配置条件毎の推定曲線に対して、変形角が 1/15rad 以下の範囲で完全弾塑性モデルに基 づき降伏モーメントを算出した。これを降伏モーメント推定値②とした。
終局モーメント、最大モーメント推定値
1. すべてのドリフトピンが降伏したときのモーメント
配置条件毎の推定曲線において、各ドリフトピンが降伏すると計算されるモーメント のうち、最も変形角が大きいときのモーメント、即ち全てのドリフトピンが降伏すると 計算されるモーメントを終局モーメント及び最大モーメント推定値①とした。（（図 4.3 c では45度のドリフトピンが降伏したときのモーメントに相当）
2. 各ドリフトピンが降伏したときのモーメントの和
ドリフトピンの降伏以降は荷重が増加しないと仮定して、推定曲線の作製と同じ手順で 推定曲線‘を作製した。この推定曲線’において全てのドリフトピンが降伏すると計算さ れるモーメントを終局及び最大モーメント推定値②とした。JISモデルを用いた複合配 置の推定曲線‘を図 4.4に示す。
また、JISモデル、ASTMモデルを用いた推定モーメント-変形角曲線より、完全弾塑性モデ ルに基づき初期剛性K(kN･m/rad)を算出し、実験値との比較を行った。
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a. b.
c.
図 4.3 推定モーメント-変形角曲線（推定曲線）の作製
a. 見かけの変形角θと回転中心からの距離rより、ドリフトピンの変位δを算出
b. 荷重角度毎の荷重-変位曲線モデルより、見かけの変形角θ時にドリフトピンに加わる 荷重を算出
c. ドリフトピンに加わる荷重と回転中心からの距離rより、ドリフトピン毎のモーメント- 変形角曲線を作製する。その後、全てのドリフトピンのモーメント-変形角曲線を足し合わ せることで、推定モーメント-変形角曲線を得た。図は複合配置の推定モーメント-変形角 曲線であり、図中の点は左から荷重角度が0度、90度、45度のドリフトピンの降伏点を 意味する。
θ r δ
δ
17 a.
b.
図 4.4 JISモデルによる複合配置の推定曲線’
a. 降伏以降は荷重が増加しないと仮定した荷重-変位曲線モデル b. aを用いて図 4.3と同様の方法で作製した推定曲線‘
4.3 解析および結果
上記の推定値と、モーメント抵抗接合試験より得られた降伏モーメント、終局モーメント、
最大モーメントを比較した結果を表 4.1に示す。
降伏モーメントについては、JISモデルでは推定値①、②ともに実験値に近い値となった。
モーメント抵抗接合全体の降伏モーメントは、接合部を構成する接合具の最初の1本が降伏 するモーメントより大きく、最後の1本が降伏するモーメントより小さいと考えられる。そ のため、菱形配置、複合配置は推定値①により安全側に評価されたと考えられた。矩形配置 ではやや大きめの評価となったが、これは矩形配置では接合具が全て同時に降伏すると考 えられ、また、モデルでは初期ガタを考慮していないためと考えられた。一方、ASTMモデ
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ルでは推定値①、②ともに過大評価となった。これは図 4.2に示したように、ASTMモデル が単位接合の初期変形を再現できなかったことによると考えられた。
終局モーメントについては、JISモデルでは推定値①は実験値に近い値となり、推定値②は 実験値より10~20%程度小さい値となった。これにより、推定値①を用いることでモーメン ト抵抗接合の終局モーメントを評価できる可能性が示された。JISモデルではドリフトピン の降伏以降も荷重が増加するため、推定値②はやや小さめの値となったと考えられた。一方、
ASTMモデルでは推定値①、②ともに実験値に近い値となった。これは5%オフセット法が 完全弾塑性モデルよりも降伏荷重を大きく算出するため、ASTMモデルではJISモデルより 推定値が大きく算出された結果、実験値に近い値となったと考えられた。また、推定値①と
②の間に大きな差が認められなかった理由として、ASTM モデルでは降伏以降に荷重がほ とんど増加しないことが挙げられる。
最大モーメントについては、JISモデルでは推定値①、②ともに実験値より小さい値となっ た。一方、ASTMモデルでは推定値①、②ともに実験値に近い値となった。
以上の結果から、降伏モーメントはJISモデルを用いた推定値①、②により、終局モーメン トはJISモデルを用いた推定値①、ASTMモデルを用いた推定値①、②により推定できる可 能性が示唆された。また、降伏モーメント推定値①は安全側の評価になることが予想された。
一方、矩形配置試験体のように荷重角度と回転中心からの距離の組み合わせが一通りしか なく、全てのドリフトピンが同時に降伏すると考えられるような条件では降伏モーメント を安全側に評価できない可能性も示唆された。また、菱形配置では推定値の定義上、降伏モ ーメント推定値①と終局モーメント推定値①、②に同じ値を用いている。今後はより多様な 接合具の配置条件で評価方法の妥当性を検討する必要がある。
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表 4.1 荷重-変位曲線モデルを用いたモーメント抵抗接合の性能評価
JISモデル、ASTMモデルを用いた推定モーメント-変形角曲線より、完全弾塑性モデルに基 づき初期剛性K(kN･m/rad)を算出した。実験値との比較を表 4.2に示す。推定曲線より得ら れた初期剛性はJIS モデル、ASTMモデルともに過大評価となり、特に単位接合の荷重-変 位曲線をよく反映していると考えられるJISモデルでは実験値の2～4倍の値となった。推 定曲線の作製は、初期ガタがなく、変形の初期から全てのドリフトピンに力が伝わっている と仮定して行っている。しかし、実際の試験では初期ガタが生じるため、力が伝わっている ドリフトピンもあれば、力が伝わっていないドリフトピンもあると考えられる。そのため、
初期剛性の推定には初期ガタを考慮した推定モーメント-変形角曲線の作製が必要であると 考えられる。
配置条件 実験値 推定値 比(推/実) 推定値 比(推/実) 矩形 2.46 2.90 1.18 3.35 1.36 菱形 3.33 3.12 0.94 4.41 1.33 複合 4.24 3.99 0.94 5.60 1.32 矩形 2.46 2.74 1.11 3.33 1.35 菱形 3.33 3.58 1.07 4.41 1.32 複合 4.24 5.04 1.19 5.59 1.32 矩形 3.57 2.90 0.81 3.35 0.94 菱形 4.40 4.11 0.93 4.50 1.02 複合 6.12 6.23 1.02 6.92 1.13 矩形 3.57 2.90 0.81 3.35 0.94 菱形 4.40 3.54 0.80 4.45 1.01 複合 6.12 5.40 0.88 6.61 1.08 矩形 3.93 2.90 0.74 3.35 0.85 菱形 4.70 4.11 0.87 4.50 0.96 複合 6.68 6.23 0.93 6.92 1.04 矩形 3.93 2.90 0.74 3.35 0.85 菱形 4.70 3.54 0.75 4.45 0.95 複合 6.68 5.40 0.81 6.61 0.99 降伏モーメント
(kN･m)
終局モーメント (kN･m)
推定値②
JISモデル ASTMモデル
推定値①
推定値②
推定値①
最大モーメント (kN･m)
推定値② 推定値①
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表 4.2 荷重-変位曲線モデルを用いた初期剛性の評価
5 まとめ
単位接合のせん断性能からモーメント抵抗接合の降伏モーメント、終局モーメントを推定で きる可能性が示唆された。しかし、全ての接合具が同時に降伏するような配置条件では降伏 モーメント、終局モーメントを適切に評価できない可能性も示唆された。今後は様々な試験 体条件で同様の検討を行うことで、本研究における評価方法の妥当性を検討する必要があ ると考える。
一方、初期剛性の評価には初期ガタの影響を考慮した新たなモデルの作製が必要であると 考えられた。
6 謝辞
本研究を進めるにあたり、試験方法や解析手法についてご指導くださった澤田圭講師、試験 機の取り扱いや試験体の作製にご協力していただいた佐々木義正技官、ゼミなどで様々な助 言をくださった小泉章夫教授、試験やデータの解析に協力いただいた須賀正人さんを始め とする木材工学研究室の学生の皆さんに感謝いたします。
7 参考文献
１）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（2008 年 版）、pp565-572 (2008)
２）日本建築学会：木質構造設計基準・同解説－許容応力度・許容耐力設計法―、pp248-256 (2006)
配置条件 実験値 推定値 比(推/実) 推定値 比(推/実) 矩形 138 296 2.14 172 1.25 菱形 110 435 3.95 265 2.41 複合 152 544 3.59 336 2.22
JISモデル ASTMモデル
初期剛性K (kN･m/rad)
