8.9 まとめ 本年度実施した CLTによる構造の震動台実験の概要を下記にまとめる。 ◯震動台実験は、大型パネルによる構法による 5層の試験体（A 棟）と、小幅パネルによる構法を用いた 3層の試験体（B棟）を用いて行った。 ◯3次元シェル要素を用いた FEM解析モデルによる限界耐力計算により、入力地震波に対する応答予測を行った。 ◯A棟の各加振における応答の概要は下記の通りであった。 ・BSL100% 長辺方向：2層目重心位置で 1/152rad程度 ・BSL100% 短辺方向：2層目重心位置で 1/115rad程度 （ねじれ変形があり、バルコニー側で 1/96rad程度） ・JMA神戸 100% 3方向 長辺方向：2層目重心位置で 1/65rad程度 短辺方向：2層目重心位置で 1/39rad程度 （ねじれ変形があり、バルコニー側で変形が大きく 1/27rad程度） ◯A棟の各加振後の損傷の概要は下記の通りであった。 ・BSL100% 長辺方向：柱脚接合部ボルトの伸び ・BSL100% 短辺方向：柱脚接合部ボルトの伸び ・JMA神戸 100% 3方向：柱脚接合部ボルトの伸び、壁パネルの圧縮破壊（写真 8.9.1）

写真 8.9.1 壁パネルの圧縮破壊（JMA神戸 100%入力後） ◯B棟の各加振における概要は下記の通りであった。 ・BSL90% 短辺方向： 2層の変形の大きい通りで 1/200rad程度の層間変形 （重心位置も同様） ・BSL90% 長辺方向： 1層の変形の大きい通りで 1/250rad程度の層間変形 （重心位置 1/300） ・JMA神戸 100%： 1層の変形の大きい通り（短辺方向）で 1/47rad程度の層間変形 （重心位置 短辺：1/60 長辺：1/100） ・JMA神戸 140%： 1層の変形の大きい通り（短辺方向）で 1/9rad程度の層間変形 （重心位置 短辺：1/15 長辺：1/30）

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◯B棟の各加振後の損傷は下記の通りであった。 ・JMA神戸 100%： 柱脚接合部ボルトの伸び、壁パネル開口部入隅部の亀裂 ・JMA神戸 140%： 壁パネル開口入隅部の破断、壁パネルのせん断破壊、接合部のボルトの破断、せん断金物の破壊等（写真 8.9.2～8.9.6）

写真 8.9.2 壁パネル開口入隅部付近の破壊 写真 8.9.3 壁パネルのせん断破壊 （JMA神戸 140%入力後） （JMA神戸 140%入力後） 写真 8.9.4 壁パネルのせん断破壊（内層の破壊） 写真 8.9.5 せん断金物の断破壊 （JMA神戸 140%入力後） （JMA神戸 140%入力後）

写真 8.9.6 壁パネルの脚部のボルトの破断 （JMA神戸 140%入力後）

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◯A棟の振動台実験結果について、FEM解析モデルによる限界耐力計算（事前解析）と比較すると、事前解析に比べ、実験結果は各層で数倍高い剛性を示したが、各層の耐力に関しては近い傾向となった。事前解析では、BSL100%、JMA神戸 100% 3方向の入力で、試験体隅角部で壁パネルの圧縮の許容応力度の検定比が1を超える結果となったが、振動台実験ではJMA神戸100%

3方向入力において、試験体隅角部において、パネルの圧縮破壊が確認された。 ◯B棟の振動台実験結果について、FEM解析モデルによる限界耐力計算（事前解析）と比較すると、A棟と同様に事前解析に比べ、実験結果は各層で数倍高い剛性を示したが、各層の耐力に関しては近い傾向となった。事前解析では、BSL90%、JMA神戸 100% 3方向の入力で、試験体開口入隅部で壁パネルの引張、隅角部の圧縮の許容応力度を超える結果となったが、振動台実験では JMA神戸 3方向入力において、開口入隅部において、パネルの亀裂が確認された。実験では JMA神戸 140% 3方向入力で壁パネルのせん断破壊が確認されたが、この破壊形態については今後、解析によるせん断の許容応力度の検定比等により、さらなる分析が必要である。 ◯A棟、B棟ともに、振動台実験の変形は、事前解析に比べて小さく、パネルの損傷に関しては、事前解析の検定比の大きさに対して、損傷は小さい傾向があった。設計においては安全側であるが、これらの差については今後、さらに実験的・解析的検討が必要である。振動台実験と事前解析の荷重変形関係に基づいた Sa-Sd曲線の比較は 9章で詳細に検討を行う。

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