(0) 概要・対象接合・準拠
木質構造接合部設計マニュアル2025年版に準拠した剛性・耐力推定ツール。接合分類を選択すると入力欄・計算式・イメージ図・荷重変形グラフが切替わります。
- §3.2 構造用ビス接合（木ねじ・1面せん断）：木-木1面／鋼板添え板1面／木-木2面。有効径 def・初期剛性 Ks・降伏耐力 Py（EYT各モード最小値）・降伏変位 δy・二次剛性 Ks2・最大耐力 Pmax・終局変位 δu を算定。マニュアル §3.2.2.2 計算例（SPF＋ラーチ合板t12・木ねじ4.1×38）を再現（Ks≈862 N/mm, Py≈0.91 kN〔mode II〕）。
- §3.3 曲げ降伏型接合具（ボルト・ドリフトピン）：2面せん断（鋼板挿入式／鋼板添え板式／木-木）は弾性床理論に基づく近似解で初期すべり係数 Ksi（式3.3-1,6,11）、EYT各モード最小値で降伏耐力 Py（式3.3-4,9,20）を1接合具（2せん断面）あたりで算定（式の詳細・材厚 t の定義・式3.3-4 mode IV の誤植訂正は下記(9)節）。1面せん断（木-木1面／鋼板添え板1面）は一般化Johansen EYT＋弾性床剛性で算定する：本マニュアル §3.2（構造用ビス・1面せん断）の算定法そのものが一般化Johansen EYT＋弾性床剛性（beam-on-elastic-foundation）であり、接合具種別に依存しない一般式であることから、§3.2 の1面せん断法にボルト/ドリフトピン諸元を代入して用いる。対応：支圧剛性 k → 弾性床係数 KE、支圧強度 Fe → 支圧（埋込み）強度 Fb、曲げ降伏 Mp=d³/6·F。初期剛性は木-木 式3.2-5,6・鋼板添え板 式3.2-4、降伏耐力は木-木 式3.2-9,10（mode Ia,Ib,II,IIIa,IIIb,IV）・鋼板添え板 式3.2-7,8（mode I,III,IV）の各最小値を1接合具（1せん断面）あたりで算定。鋼板添え板の境界モーメント Mp-side は鋼板厚 ts により thick（ts≥d で Mp-side=Mp）／thin（ts≤0.5d で 0）を線形補間（EC5 準拠の簡便則）。降伏以降の最大耐力・終局変位は実験による。
- §3.4 せん断抵抗型木ダボ接合：1面せん断／対称2面せん断。複合支圧降伏応力 FEcp=min{FE, αFFcvf}（αF=1.5）と木ダボの弾性曲げ降伏モーメント Mp=Z·Fb を用いたEYT（式3.4-4,10）＋せん断クラック耐力 Py_shear（式3.4-1）の最小値で降伏耐力 Py1、終局 Py2=Py_EYT。剛性は弾性床理論（式3.4-22〜25）。計算例（カシ木ダボd18＋スギ集成材, L=90）を再現（Py_EYT≈7.8 kN〔mode4〕, Py_shear≈5.2 kN, Ks≈2.54 kN/mm）。
📑 正誤表（2026年5月8日付・第2版）反映：§3.3 木-木2面せん断の初期剛性式（式3.3-11〜19）および §3.4 の各式を正値で実装。マニュアル本文の計算例に印字された一部の中間値（例：§3.4 剛性計算例の K1＝7.53×10³）は誤植で、式どおり計算すると最終 Ks≈2.54×10³ N/mm（＝K1/2, K1≈5.1×10³）となり、本ツールはこの正しい計算過程を採用。正誤表のうち p.216(図4.3-6 表番号)・p.221(式4.3.22 「＋」→「・」)・p.270(式4.5.18) は本ツール対象外の章（§4）の修正。
さらに §3.3（2面せん断）について、正誤表に未収載の印字誤りを原論文と照合のうえ訂正しています：① 式3.3-4 mode IV の曲げ項分母「3Fete²」→「d·Fete²」（原論文 構造系論文集 No.627 式(20)）、② 式3.3-6 の分母 α 項は 587（原論文 構造系論文集 No.631 式(8)）。いずれも詳細は下記(9)節。
📌 材料特性：支圧剛性 KE・支圧強度 Fb（=支圧降伏応力 Fe, FE）・接合具軸力 Rv, Hhead は本来 面圧試験・引抜き試験・釘頭貫通試験（JIS A 1503 等）で求める値。樹種プリセットの KE・Fb は気乾比重に基づく推定の初期値で、試験値があれば直接入力。
樹種の基準値（参考フォルダ「木材基準強度一覧表.xlsx」準拠）：各樹種のヤング係数 E・めり込み基準強度 Fm・せん断基準強度 Fs は告示1454号／JAS の構造用製材・無等級材の値を採用し、樹種選択時に「基準強度一覧表」欄へ表示（輸入材等で告示に無いものは代表値で推定）。接合部の耐力下限値には木質構造設計規準の樹種グループ基準比重（J1=0.42・J2=0.37・J3=0.32、下限値）が安全側。支圧強度 Fb はめり込み基準強度 Fm とは別物（接合具の局部支圧＝めり込みより大きい）点に注意。
(1) 全体フロー（§3.2）
入力（接合形式・ビス諸元・主材/側材・軸力）から、① 有効径 def → ② 下限厚さ tλ・剛性係数 → ③ 初期剛性 Ks → ④ EYT各降伏モードの Ln・Py（最小値を採用）→ ⑤ 降伏変位 δy → ⑥ 軸力 Pax・二次剛性 Ks2 → ⑦ 最大耐力 Pmax・最大変位 δmax・終局変位 δu → ⑧ 荷重-変形モデル曲線描画。
(2) 有効径（式3.2-1）
def = min{d₁, d₂} （ねじ部 1.1×谷径／円筒部 円筒部径、境界4d以内混在は小さい方）
I = π·def⁴/64
(3) 下限厚さ（式3.2-3）
tλ1 = (4·Es·I/(KE1·def))1/4, tλ2 = (4·Es·I/(KE2·def))1/4, φ = tλ2/tλ1
(4) 初期剛性
【鋼板添え板1面せん断 式3.2-4】Ks = ½·Cα·KE1·def·tλ1 （Cα：t₁/tλ1=0→0, 1→0.2, 2~→0.4 線形補間）
【木-木1面せん断 式3.2-5,6】Ks = (Cα1+Cα2)·Cω·KE1·def·tλ1, Cω = 1/((1+φ²)(1+φ))
（Cα：t/tλ=1→0.25, 2~→0.5 線形補間、表3.2-2）
(5) 降伏耐力（EYT・各モード最小値）
α = t₂/t₁, β = Fb2/Fb1
【鋼板添え板1面せん断 式3.2-7,8】
mode III: LIII=√(t₁²/2 + Mp-side/(Fb1def)), Py=Fb1def(2LIII−t₁)
mode IV: LIV=√(2(Mp+Mp-side)/(Fb1def)), Py=Fb1defLIV
mode I: Py=Fb1deft₁
【木-木1面せん断 式3.2-9,10】
mode Ia: Py=Fb1deft₁, mode Ib: Py=Fb1deft₁·αβ
mode II: LII=(t₁/2β)√(α²β³+2β²(α²+α+1)+β), Py=Fb1def·β/(β+1)·(2LII−(α+1)t₁)
mode IIIa: LIIIa=(t₁/2β)√(4Mpβ(β+2)/(Fb1deft₁²)+2β(β+1)), Py=Fb1def·β/(β+2)·(2LIIIa−t₁)
mode IIIb: LIIIb=(t₁/2β)√(4Mpβ(2β+1)/(Fb1deft₁²)+2α²β²(β+1)), Py=Fb1def·β/(2β+1)·(2LIIIb−αt₁)
mode IV: LIV=(1/β)√(4Mpβ(β+1)/(Fb1def)), Py=Fb1def·β/(β+1)·LIV
鋼板添え板形式の境界モーメント（式3.2-11）：Mp-side=min{Mp, Mps}, Mps=Fts(bs−ds)ts²/4。薄鋼板 Mp-side=0、厚鋼板 Mp-side=Mp。
(6) 降伏変位（式3.2-12）
δy = Py / Ks
(7) 軸力・二次剛性・最大耐力（式3.2-13〜3.2-15）
Pax = min{0.75·Rv, Hhead} （式3.2-13）
Ks2 = Pax / Ln （式3.2-14、Lnは採用モードの値）
Pmax = √(Py² + Pax²) （式3.2-15、引抜け／パンチングアウト）
(8) 点b″・最大変位・終局変位（式3.2-16〜3.2-22）
δfr = √(2·Ln·δy,ax) （式3.2-17）
Pfr = min{Pmax, Py+PF+Ks2(δfr−δy)} （式3.2-18）, Kfr'=(Pfr−Py)/(δfr−δy)（式3.2-19）
Pmax = {Pfr (mode I) ／ √(Py²+Pax²) (mode I以外)} （式3.2-20）
δmax = {δy (mode I) ／ max[δy+(Pmax−Py−PF)/Ks2, δfr] (mode I以外)} （式3.2-21）
δu = {δy (mode I) ／ δy+(Pmax−Py)/Ks2 (mode I以外)} （式3.2-22）
θ = tan⁻¹(δ/Ln) → 破断変位 δbreak = Ln·tan θu（式3.2-23、ビス終局変形角 θu が既知の塑性ヒンジ生成モード）
(9) §3.3 曲げ降伏型接合具（ボルト・ドリフトピン）2面せん断
【鋼板挿入式 式3.3-1〜4】 t：鋼板を挟む木材の材厚（全厚＝材幅）, te = min{t, 15d}（式3.3-3）
α = 1/(0.46 + 236·E·I/(k·d·te⁴)) （式3.3-2）
Ksi = (181α−390)/(128α²−107α−390)·k·d·te （式3.3-1）
mode I：Py = Fe·d·t
mode III：Py = (4√(1/8 + My/(Fe·d·t²)) − 1)·Fe·d·te
mode IV：Py = (8α·My/(Fe·d·te²) + 1/(2α))·Fe·d·te ＝ 4α·d³·F/(3·te) + Fe·d·te/(2α)
【鋼板添え板式 式3.3-6〜10】 t：主材（中央木材）の材厚
α = 1/(0.29 + 146·E·I/(k·d·te⁴)), Ksi = (630−181α)/(−208α²+587α+630)·k·d·te
αconst = 1/(0.29 + 0.0029·E·I/(k·d⁵))（式3.3-10）, mode III：Py=Fe·d·t, mode IV：Py=(0.09αconst·F + 7.5Fe/αconst)·d²
【木-木2面せん断 式3.3-11〜20】 t₁：主材（中央）厚, t₂：側材厚（片側）, te1=min{t₁,8d}, te2=min{t₂,4d}
mode Ia：Py=2·Fe2·d·t₂, mode Ib：Py=Fe1·d·t₁, mode III・IV：式3.3-20（α₁,α₂ は式3.3-14〜17）
◆ 材厚 t の定義（鋼板挿入式）：式3.3-1〜4 の t は「木材の材厚」で、鋼板を挟む木材の全厚（＝材幅）を指します（片側木材厚ではありません）。根拠は原論文（蒲池ほか, 日本建築学会構造系論文集 No.627, 2008）の次の5点です。
(1) 図1（解析モデル）は木材を1本の材として描き、鋼板には「厚さはゼロとして式を誘導」と明記。記号定義も「t：木材の厚さ」であり、座標原点 x=0 は木材外面、鋼板位置が対称軸（Symmetrical）です。
(2) 弾性床解の境界条件は M(0)=0, Q(0)=0, θ(t/2)=0, Q(t/2)=P/2。解析領域が [0, t/2] であること、および鋼板位置のせん断力が全荷重の半分であることから、t は木材の全厚、P は2せん断面の合計荷重です。
(3) このため mode I の Py=Fe·d·t は「両側の木材が全厚で支圧降伏する耐力（＝2×Fe·d·(t/2)）」に相当します。側材が別部材となる木-木2面せん断（式3.3-20）では mode Ia に係数 2 が明示されており（2Fe2·d·t₂）、この対比からも t が全厚基準であることが分かります。
(4) 式3.3-4 の mode III は、古典EYT（Eurocode 5 式8.11(g)：鋼板挿入・2せん断面、側材厚 t₁）に t₁=t/2 を代入した式と厳密に一致します（d=8〜24, F=235〜900, Fe=20〜45, k=60〜200, t/d=3〜15 の66,150点で比 1.000 を確認）。t を片側厚と解釈すると、実際の半分の厚さの接合部を評価することになり、この一致は成立しません。
(5) 原論文の実験（7章）は「材の厚さを89mm, 170mm の2種類」「鋼板は厚さ9mm」と記載しており、t はスリットを含む材の厚さ（材幅）として扱われています。
片側木材厚を t として入力すると、Ksi・Py がいずれも大きく過小評価（危険側ではなく過度に安全側）となります。
【本改訂前に保存したケースをお持ちの場合】従前は入力欄が「片側木材厚」と表示されていたため、鋼板挿入式（§3.3）で保存済みの材厚は全厚（材幅）に読み替えて再入力してください（例：片側45mm＋鋼板9mm として保存していたケースは t=99mm）。他の接合形式（鋼板添え板式・木-木・1面せん断・§3.2 ビス・§3.4 木ダボ）の入力定義に変更はありません。
◆ 式3.3-4 mode IV の誤植訂正：原論文 式(20) は Py = 4α·d³·Ft/(3t) + Fwy·d·t/(2α) です。曲げ項を Fe·d·te で正規化すると 4α·d²·F/(3·Fe·te²)、ここへ My=d³F/6（式3.3-5）すなわち F=6My/d³ を代入すると
4α·d²·(6My/d³)/(3·Fe·te²) ＝ 24α·My/(3·d·Fe·te²) ＝ 8α·My/(d·Fe·te²)
となります。24/3=8 を約す段階で分母の d が落ち 3 が残ったものと考えられ、マニュアル印字の分母「3·Fe·te²」は「d·Fe·te²」の誤植と判断されます（印字値は正しい値の d/3 倍）。傍証として、(a) 印字どおりでは曲げ項が [mm] 次元となり無次元の 1/(2α) と加算できません。(b) マニュアル自身の式3.3-20（木-木2面）の mode IV も曲げ項が (2F/3)(d/te1)² ＝ 4My/(d·te1²) と分母に d を含み、原論文式と整合します。(c) 古典EYT（EC5 8.11(h)＝2×2.3√(MyFed)、2せん断面換算）との比は、mode IV が支配し得る領域（t/d=8〜15、39,150点）で、印字式が常に1.42倍以上（中央2.63倍）と過大であるのに対し、原論文式は0.87〜1.68倍（中央0.89倍）で整合します。印字式のままでは、針葉樹集成材の実務範囲（d=8〜24, Fe=20〜35, k=60〜150 の84,240点）で mode IV が最小値となる点が皆無となり、曲げ降伏モードが下限を与える役割を果たしません（高密度材かつ d≦10mm 等の限られた条件でのみ稀に支配します）。本ツールは原論文式(20)を実装しています（マニュアル印字どおりの値が必要な場合は、本ツールの mode IV の曲げ項を d/3 倍した値になります）。
なお原論文は「α<1 の場合は弾性域で接合具中央部以外に曲げモーメントの極値を生じ得ないため mode IV（原論文 mode ⅲ）の塑性機構を考慮する必要はない」としています。本ツールは式3.3-4 のとおり3モードの最小値を採るため常に安全側ですが、α<1 では 1/(2α)>0.5 となり mode IV が支配することは実務上ありません。
(10) 2面せん断・本数
木-木2面せん断：1せん断面の値を ×2（接合具1本あたり）。
接合部全体：（1本あたり耐力）× nf
参考文献: 木質構造接合部設計マニュアル2025年版 §3.2 構造用ビス接合／小林研治ほか「構造用面材を側材に用いたビス接合部における一面せん断剛性・耐力推定式の提案」日本建築学会構造系論文集 622号(2007)／小林研治・小川敬多「鋼板の支圧剛性を考慮した曲げ降伏型接合部の剛性算定式」日本建築学会大会(2023)／§3.3 の原論文：蒲池健ほか3名「2面せん断木-木ボルト接合部における荷重-すべり特性の新評価法」日本建築学会構造系論文集 619号, pp.119-126 (2007)／蒲池健ほか2名「鋼板挿入式ボルト・ドリフトピン接合部における荷重-すべり特性の評価法」同 627号, pp.795-802 (2008)／蒲池健ほか3名「鋼板添え板式ボルト接合部における荷重-すべり特性の評価法」同 631号, pp.1599-1606 (2008) 他