(1) 全体フロー
本プログラムは 木造ラーメン構造の接合部 について、回転剛性 Kθ、降伏モーメント My、
終局モーメント Mu、短期基準モーメント sMo、塑性率 μ、降伏後剛性 Kpost を算定します。
対象は次の 2 つの位置 (柱脚／柱梁) × 3 つの接合方式 の計 6 タイプです。
本文中の式番号 (例: 式(8), 式(2-2-1)) は文献 [1]※後出 (8) 章参照 の章節番号に対応します。
- §1-1 柱脚接合部 × 引きボルト接合（鉄骨柱脚アンカーボルト計算 オプション対応） — 文献 [1] §1-1, [2], [5]
- §1-2 柱梁接合部 × 引きボルト接合（定着金物タイプ／ホールダウンタイプ） — 文献 [1] §1-2, [2]
- §2 柱脚接合部・柱梁接合部 × 鋼板挿入ドリフトピン接合（柱・梁ピン配置の独立設定対応） — 文献 [1] §2, [6]
- 柱脚接合部・柱梁接合部 × ラグスクリューボルト (LSB) 接合（多段配置対応） — 文献 [3], [4]
引きボルト接合・LSB 接合では 柱せい/梁せい方向の多段配置 (n_h, s_h) および
奥行方向の多本配置 (n_depth, e_depth, s_depth) に対応し、並列バネの等価剛性として計算します。
(2) §1-1 柱脚接合部（引きボルト [1] §1-1, [2]）
圧縮側木材の三角形めり込み分布を仮定し、引きボルト引張剛性 K2、定着座金のすべり剛性 K3、
（オプションで）アンカーボルト軸剛性 Ka を直列合成して、圧縮側中立軸距離 xp、応力中心間距離 j、回転剛性 Kθ を算定します。
(2-1) 多段ボルトの等価化
柱せい方向に $n_{bolt\_h}$ 段の引張ボルトを $s_{bolt\_h}$ 間隔で配置した場合、回転中心からの平均距離
$d_{avg} = d - (n_{bolt\_h} - 1) \cdot s_{bolt\_h}/2$ を使用し、各バネは並列として $K_2$・$K_3$ を $n_{bolt\_h}$ 倍します。
以下の式中 $d$ は多段時 $d_{avg}$ を意味します。
$$K_2^{(1段)} = \dfrac{E_t \cdot A_t}{l} \,,\quad K_2^{(全段)} = n_{bolt\_h} \cdot K_2^{(1段)} \tag{11}$$
$$k_{0b} = \dfrac{E_{c0}}{31.6 + 10.9 \cdot x_b} \tag{12a}$$
$$K_3^{(1段)} = x_b \cdot y_b \cdot k_{0b} \,,\quad K_3^{(全段)} = n_{bolt\_h} \cdot K_3^{(1段)} \tag{12b}$$
$$K_a = \dfrac{E_s \cdot n_t \cdot A_b}{l_a} \quad (\text{鉄骨柱脚 ON 時のみ追加, 直列合成})$$
$$a = y_p \cdot E_{c0} \left( \dfrac{1}{K_2} + \dfrac{1}{K_3} \;[+\; \dfrac{1}{K_a}] \right) + 10.9 \,,\quad b = 5.45\,d - 31.6 \,,\quad c = 63.2\,d \tag{8a-c}$$
$$x_p = \dfrac{-b + \sqrt{b^2 + a \cdot c}}{a} \tag{8}$$
$$j = d - \dfrac{x_p}{3} \tag{9}$$
$$K_\theta = \dfrac{(d - x_p) \cdot j}{\dfrac{1}{K_2} + \dfrac{1}{K_3} \;[+\; \dfrac{1}{K_a}]} \tag{10}$$
(2-2) 降伏・終局モーメント
引きボルトの引張耐力、定着座金の支圧耐力、座金〜柱木口のせん断破壊、柱の曲げ破壊、（オプション）アンカーボルト破断を比較します。
$$\textcircled{\scriptsize 1}\ M_{u2}^{下} = n_{bolt\_h} \cdot A_t \cdot F_{tu}^{下} \cdot j \tag{20}$$
$$\textcircled{\scriptsize 1}{}'\ M_{u2}^{上} = n_{bolt\_h} \cdot A_t \cdot F_{tu}^{上} \cdot j \quad (\text{脆性検定用上限}) \tag{20'}$$
$$\textcircled{\scriptsize 2}\ M_{yb} = n_{bolt\_h} \cdot x_b \cdot y_b \cdot F_p \cdot j \quad (\text{定着座金面圧}) \tag{14}$$
$$\textcircled{\scriptsize 3}\ M_{us} = n_{bolt\_h} \cdot A_s \cdot F_s \cdot j \,,\quad A_s = \dfrac{(2 x_b + y_b)\,l_s}{1.5} \tag{1-1-16,17}$$
$$\textcircled{\scriptsize 4}\ M_{cu} = Z_c \cdot F_{bc} \tag{18}$$
$$\textcircled{\scriptsize 5}\ M_{u\_a} = \text{アンカーボルト終局} \quad (\text{オプション, 文献 [5]})$$
$$M_y = \min\left( n_{bolt\_h} \cdot A_t \cdot F_{ty} \cdot j,\ M_{y\_a} \right) \tag{19}$$
$$M_u = \min(\textcircled{\scriptsize 1},\textcircled{\scriptsize 2},\textcircled{\scriptsize 3},\textcircled{\scriptsize 4},\textcircled{\scriptsize 5})\,;\quad \text{接合部}\ M_u = \min(\textcircled{\scriptsize 1},\textcircled{\scriptsize 2},\textcircled{\scriptsize 3},\textcircled{\scriptsize 4})\ (\text{アンカー除く})$$
$$\text{脆性検定: }\ M_{u2}^{上} \le \min(\textcircled{\scriptsize 2},\textcircled{\scriptsize 3},\textcircled{\scriptsize 4}) \Rightarrow \mathrm{OK/NG} \tag{21}$$
$$M_0 = N_c \cdot \left(\dfrac{D}{2} - \dfrac{x_p}{3}\right) \tag{13}$$
$l_s$ は座金厚さ等級により：$l_t \le 200$ のとき $l_s = l_t$、$200 < l_t \le 400$ のとき $l_s = 200 + 0.5 (l_t - 200)$、それ以上は $l_s = 300$（文献 [1] §1-1 準拠）。
$A_s$ 式の 1.5 で割る補正 も文献 [1] 表記に準拠しています。
(2-3) 変形角・降伏後剛性 $K_{post}$ （3 ケース判定）
降伏到達可否と支配モードで A/B/C の 3 ケースに分岐し、負勾配の $K_{post}$ が生じないよう保証します。
$$\theta_y = \dfrac{M_y}{K_\theta} \tag{22}$$
$$\theta_{u\_kin} = \dfrac{\eta_p \cdot l_2}{j} \quad (\text{運動学解 = 引きボルト塑性伸びによる回転}) \tag{23}$$
$$\text{ケース A (①引きボルト引張破壊支配, 靱性型): }\ \theta_u = \min(\theta_{u\_kin},\ 1/15)$$
$$\text{ケース B (①以外支配, 脆性モード): }\ \theta_{u\_brittle} = \theta_y + \dfrac{M_u - M_y}{K_\theta/8}\,,\ \theta_u = \min(\theta_{u\_kin},\ \theta_{u\_brittle},\ 1/15)$$
$$\text{ケース C (}M_u < M_y\text{, 設計 NG): }\ \theta_u = \dfrac{M_u}{K_\theta}\,,\ \mu = 1$$
$$K_{post} = \begin{cases} \dfrac{M_u - M_y}{\theta_u - \theta_y} & (\theta_u > \theta_y) \\ 0 & (\text{otherwise}) \end{cases}$$
$$\mu = \dfrac{\theta_u}{\theta_y} \tag{24}$$
$$sM_a = \min\!\left( M_y,\ 0.2 \cdot M_u \cdot \sqrt{2\mu - 1} \right) + M_0 \tag{25}$$
(3) §1-2 柱梁接合部（引きボルト [1] §1-2, [2]）
柱梁接合部は「梁小口の三角形めり込み」+「柱座金の等変位めり込み」+「引きボルト伸び」の 3 バネ直列モデルです。
梁幅 yp、柱座金 (x0, y0) の影響を係数 Cx, Cy, Cx2m, Cy2 で表現し、xp を反復解法で求めます。
(3-1) 多段ボルト等価化と剛性係数
柱脚と同様に $d_{avg}$ 方式を用い、$K_1$・$K_2$・$K_3$ を $n_{bolt\_h}$ 倍します。
$$E_\perp = \dfrac{E_{c0}}{n} \quad (n: \text{樹種係数, デフォルト 7 — 文献 [7]}) \,,\quad Z_0 = \dfrac{d_{avg}}{2}$$
$$C_y = 1 + \dfrac{4 Z_0}{3 n y_p}\left\{ 1 - \exp\!\left(-\dfrac{3 n y_p}{2 Z_0}\right) \right\} \tag{6d}$$
$$K_1^{(1段)} = \dfrac{x_0 \cdot y_0 \cdot C_{x2m} \cdot C_{y2} \cdot E_\perp}{Z_0} \tag{7}$$
$$K_2^{(1段)} = \dfrac{E_t \cdot A_t}{l} \tag{8}$$
$$K_3^{(1段)} = x_b \cdot y_b \cdot k_{0,beam} \quad (\text{定着金物}) \,,\quad K_3^{(1段)} = K_{3,hd} \quad (\text{ホールダウン: 試験値}) \tag{9}$$
$$K_i^{(全段)} = n_{bolt\_h} \cdot K_i^{(1段)} \quad (\text{並列})$$
$$x_p: \text{反復解}\ (50\ \text{回反復, 収束判定}\ |\Delta x_p| < 0.001) \tag{5,6}$$
$$C_x = 1 + \dfrac{4 Z_0}{3 x_p}\left\{ 1 - \exp\!\left(-\dfrac{3 x_p}{2 Z_0}\right) \right\} \,,\quad x_a = \dfrac{x_p}{3 C_x} \tag{10}$$
$$K_\theta = \dfrac{x_p^{\,2} \cdot y_p \cdot C_x \cdot C_y \cdot E_\perp \cdot (d_{avg} - x_a)}{2 Z_0} \tag{11}$$
(3-2) 降伏・終局モーメント
降伏は 3 モード（① 梁小口めり込み、② 柱座金めり込み、③ 引きボルト引張）の最小値で支配されます。
終局は引きボルト引張破壊（下限/上限）、座金面圧 (or ホールダウン耐力)、せん断、柱・梁曲げ破壊を比較します。
$$F_m = \dfrac{2.4}{3} F_{cr} = 0.8 F_{cr}$$
$$\textcircled{\scriptsize 1}\ \Sigma N_y = n_{bolt\_h} \cdot \dfrac{x_p \cdot y_p \cdot F_m}{2} \sqrt{\dfrac{C_x C_y}{C_{xm} C_{ym}}} \tag{13}$$
$$\textcircled{\scriptsize 2}\ N_{y1} = n_{bolt\_h} \cdot x_0 \cdot y_0 \cdot F_m \sqrt{\dfrac{C_{y2}}{C_{y2m}}} \tag{14}$$
$$\textcircled{\scriptsize 3}\ T_{y2} = n_{bolt\_h} \cdot A_t \cdot F_t \tag{15}$$
$$N_y = \min(\textcircled{\scriptsize 1},\textcircled{\scriptsize 2},\textcircled{\scriptsize 3}) \,,\quad M_y = N_y \cdot (d_{avg} - x_a) \tag{16}$$
$$\textcircled{\scriptsize 1}\ M_{u\_d} = n_{bolt\_h} \cdot A_t \cdot F_{tu}^{下} \cdot j \quad (\text{引張破壊・下限}) \tag{1-2-17}$$
$$\textcircled{\scriptsize 4}\ \text{定着金物: }\ M_{uk} = n_{bolt\_h} \cdot x_b \cdot y_b \cdot F_p \cdot j \,,\ \text{ホールダウン: }\ M_{uk} = n_{bolt\_h} \cdot T_u \cdot j \tag{17}$$
$$\textcircled{\scriptsize 5}\ M_{us} = n_{bolt\_h} \cdot A_f \cdot F_s \cdot j \,,\quad A_f = \dfrac{(2 x_b + y_b)\,l_s}{1.5} \tag{1-2-20}$$
$$\textcircled{\scriptsize 6}\ M_{cu} = Z_c \cdot F_{bc} \tag{1-2-21}$$
$$\textcircled{\scriptsize 7}\ M_{Bu} = Z_B \cdot F_{bB} \tag{1-2-22}$$
$$M_u = \min(\textcircled{\scriptsize 1},\textcircled{\scriptsize 4},\textcircled{\scriptsize 5},\textcircled{\scriptsize 6},\textcircled{\scriptsize 7})$$
$$\text{脆性検定: }\ M_{u4}^{上} = n_{bolt\_h} \cdot A_t \cdot F_{tu}^{上} \cdot j \le \min(\textcircled{\scriptsize 4},\textcircled{\scriptsize 5},\textcircled{\scriptsize 6},\textcircled{\scriptsize 7}) \Rightarrow \mathrm{OK/NG} \tag{1-2-16}$$
変形角は 2 次剛性 $K_\theta/8$ を仮定し、$\theta_y = M_y/K_\theta$、
$\theta_u = \theta_y + (M_u - M_y)/(K_\theta/8)$ を採用、
$sM_a = \min(M_y,\ 0.2 M_u \sqrt{2\mu - 1})$ で短期基準モーメントを定めます。
(4) §2 鋼板挿入ドリフトピン接合（文献 [1] §2, [6]）
鋼板 1 枚をスリットに挿入してドリフトピンで連結する接合部について、(2-1) 配置条件、(2-2) 回転剛性 Rj、
(2-3) 降伏モーメント My を計算します。
柱梁接合部では 柱側と梁側のピン配置を独立に設定 でき、文献 [1] 式(2-2-15) で Rj を直列合成します
（pinSep=OFF 時は柱側 = 梁側の行・列入替配置で自動算定）。
(4-1) 配置条件・断面性能
$$\dfrac{l}{d} \ge 8 \,,\quad e_e \ge 7d \,,\quad e_h \ge 4d \,,\quad s \ge 7d \tag{2-1}$$
$$I_s = \dfrac{\pi d^4}{64} \quad (\text{ピン断面 2 次モーメント})$$
$$\text{ロの字配置: }\ n_{e\_skip} \times n_{h\_skip}\ \text{本を中央領域から除外可能}$$
$$\text{千鳥配置: 奇数行を}\ s_{pin}/2\ \text{オフセット}$$
(4-2) 回転剛性 $R_j$
ピン 1 本のすべり係数 $K_s(\varphi)$ を方向 $\varphi$ ごとに求め、配列全体の回転剛性は次式で集計します。
$$K_{E0} = \dfrac{E_0}{31.6 + 10.9\, d} \,,\quad K_{E90} = \dfrac{K_{E0}}{3.4}$$
$$K_s = \dfrac{1/1.3}{L_1 + L_2 - \dfrac{(J_1 - J_2)^2}{2(K_1 + K_2)}} \tag{2-2-1}$$
$$K_{\varphi,i} = \dfrac{K_{s0} \cdot K_{s90}}{K_{s0}\sin^2\!\varphi + K_{s90}\cos^2\!\varphi} \tag{2-2-12}$$
$$R_j^{(柱\,or\,梁)} = \sum_i K_{\varphi,i} \cdot r_i^{\,2} \tag{2-2-14}$$
$$\text{柱梁同時抵抗時: }\ R_j = \dfrac{R_{jC} \cdot R_{jB}}{R_{jC} + R_{jB}} \tag{2-2-15}$$
(4-3) 降伏モーメント $M_y$
ヨーロピアン降伏理論 (EYM, 文献 [6]) の Mode I, III, IV の最小値で 1 本あたり $P_y$ を求め、ピンごとの降伏モーメントの最小値が支配します（最も先に降伏に達するピンが $M_y$ を決定）。
$$\text{Mode I:}\ \ P_{y1} = F_{E2} \cdot d \cdot t_2 \tag{2-3-2}$$
$$\text{Mode III:}\ \ P_{y2} = F_{E2} \cdot d \cdot t_2 \left( \sqrt{2 + \dfrac{8\gamma}{3}\!\left(\dfrac{d}{t_2}\right)^2} - 1 \right) \tag{2-3-3}$$
$$\text{Mode IV:}\ \ P_{y3} = F_{E2} \cdot d \cdot t_2 \cdot \dfrac{d}{t_2} \sqrt{\dfrac{8\gamma}{3}} \tag{2-3-4}$$
$$P_y = \min(P_{y1},\, P_{y2},\, P_{y3}) \,,\quad \gamma = \dfrac{F_{E1}}{F_{E2}}$$
$$F_{E2,90} = \dfrac{F_{E2,0}}{3} \quad (\text{直交方向支圧強度 簡易: 平行の 1/3})$$
$$P_{y,\varphi} = \dfrac{P_{y,0} \cdot P_{y,90}}{P_{y,0}\sin^2\!\varphi + P_{y,90}\cos^2\!\varphi} \tag{2-3-6}$$
$$M_{yi} = \dfrac{P_{y,\varphi}}{K_{\varphi,i} \cdot r_i} \cdot R_j \tag{2-3-8}$$
$$M_y = \min_i (M_{yi}) \quad (\text{最初に降伏到達するピンが支配})$$
$$M_{u\_group}^{(参考)} = \sum_i (P_{y,\varphi} \cdot r_i) \quad (\text{全ピン降伏到達時の上限})$$
$$\theta_y = \dfrac{M_y}{R_j} \tag{2-3-9}$$
ドリフトピンの場合は 完全弾塑性モデル ($M_u = M_y,\ \theta_u = 1/15$) を採用（保守的設定）し、
$sM_o = \min(M_y,\ 0.2 M_u \sqrt{2\mu - 1})$ で短期基準モーメントを定めます。
$K_{post} = 0$（完全弾塑性）。
(5) ラグスクリューボルト (LSB) 接合（柱脚／柱梁 共通, 文献 [3], [4]）
LSB（Lag Screw Bolt）は集成材の柱・梁にネジ込んで埋設し、両端のメートルネジ部で連結金物（柱梁）または土台金物・アンカーボルト（柱脚）を介して接合する乾式接合具です。
梁側は繊維方向、柱側は繊維直交方向に埋め込まれます。
引き抜き挙動は本質的に脆性的であるため、本実装では 完全バイリニア骨格 (0,0)→(θy,Mmax)→(1/15,Mmax) を採用します（文献 [3], [4]）。
(5-1) 多段配置の等価化
柱せい/梁せい方向に $n_h$ 段、間隔 $s_h$ で LSB を配置した場合、
最外段位置 $g_{outer}$（入力 $g$）と平均位置 $g_{avg} = g - (n_h - 1) \cdot s_h/2$ を区別して取り扱います：
- 1 段ごとの引抜性能 ($P_{max},\ K_s$) は不変
- 剛性合成では $K_s$ を $n_h$ 倍（並列バネ）、$g_{avg}$ ベースで $R_b,\ R_c$ を算出
- $R_{LSB}$ 跳ね戻し効果は $2 n_h$ 倍（引張・圧縮側 各 $n_h$ 段）
- $M_{max}$ は 最外段 LSB が $P_{max}$ に達した時の接合部モーメント として算定 ($g_{outer}$ 使用, 1 段あたりの $K_s$ ベース)
(5-2) LSB 1 本の引き抜き性能 $P_{max} / K_s$
薄板実験で得られるせん断強さ $f_v$、せん断剛性係数 $\Gamma$ を入力として、最大引き抜き耐力と滑り剛性を弾性接合理論に基づき算定します。
$$L_e = p \cdot n \quad (\text{ネジピッチ} \times \text{有効ネジ山数})$$
$$A_S = \pi \!\left(\dfrac{d_{Tr}}{2}\right)^{\!2} \quad (\text{鋼部断面積}, \ d_{Tr}\ \text{は谷径})$$
$$\text{繊維方向: }\ A_W = \pi (c\, d_T)^2 - \pi \!\left(\dfrac{d_T}{2}\right)^{\!2} \quad (c = 1.5\sim 2.0, \ \text{通常 2.0})$$
$$\text{繊維直交方向: }\ A_W = 4\lambda^3 I \tanh(\lambda L_e) \, \Phi \, L \quad (\text{弾性床上の梁モデル})$$
$$k = \sqrt{\Gamma \pi d_T \!\left(\dfrac{1}{E_w A_w} + \dfrac{1}{E_s A_s}\right)}$$
$$D = \begin{cases} E_s A_s \cosh(k L_e) + E_w A_w & (E_w A_w \ge E_s A_s) \\ E_w A_w \cosh(k L_e) + E_s A_s & (\text{otherwise}) \end{cases}$$
$$P_{max} = \dfrac{f_v \pi d_T (E_w A_w + E_s A_s) \sinh(k L_e)}{k \, D}$$
$$K_s = \dfrac{\Gamma \pi d_T (E_w A_w + E_s A_s) \sinh(k L_e)}{k \, D}$$
(5-3) 中立軸 $\lambda$・各部回転剛性 $R_b / R_c$
文献 [3] (2) の力のつり合い $T_1 = C_1 + C_w$ から、中立軸位置 $\lambda_{PDF}$（圧縮端〜中立軸距離）を算定し、
梁・柱それぞれの回転剛性を求めます。
$$\text{面圧定数: }\ k_0 = \dfrac{E_0}{31.6 + 10.9\, b} \quad (\text{繊維方向, 梁側}) \,,\quad k_{90} = \dfrac{k_0}{3.4} \quad (\text{繊維直交, 柱側})$$
$$\text{2 次方程式: }\ A\,\lambda^2 + B\,\lambda + C = 0 \quad (\text{係数は連結金物・LSB バネ定数の関数})$$
$$x_p = \lambda_{PDF} \quad (\text{NA 位置, 圧縮端基準}) \,,\quad x_a = \dfrac{\lambda_{PDF}}{3}$$
$$R = K_s \!\left[ (g_{avg} - \lambda)^2 + (\lambda - a)^2 \right] + \dfrac{b \cdot k_{face} \cdot \lambda_{PDF}^{\,3}}{3}$$
(5-4) LSB 跳ね戻し効果 $R_{LSB}$
LSB が変形角に対して元の位置に戻ろうとして木材中で曲げ抵抗を発揮します。1 本あたりの跳ね戻し回転剛性は次式で求められます。
多段配置時は $2 n_h$ 倍（引張・圧縮側 各 $n_h$ 段）として加算します。
$$R_{LSB}^{(1本)} = \dfrac{d_T \cdot k_{face} \cdot l_e^{\,3}}{12}$$
$$k_{face} = \begin{cases} k_{90} & (\text{梁側}) \\ k_0 & (\text{柱側}) \end{cases} \quad (\text{LSB が直交方向に埋設されるため横方向反力は繊維方向})$$
(5-5) 接合部全体の回転剛性 $R_J$
梁側と柱側を直列合成し、それぞれに上下 $2 n_h$ 段の LSB 跳ね戻しを加算します。
$$R_{b,\,total} = R_b + 2 n_h \cdot R_{LSB,b} \,,\quad R_{c,\,total} = R_c + 2 n_h \cdot R_{LSB,c}$$
$$R_J = \dfrac{R_{b,\,total} \cdot R_{c,\,total}}{R_{b,\,total} + R_{c,\,total}}$$
$$\text{奥行方向 } N_D \text{ 本配置時: }\ R_J \leftarrow R_J \times N_D$$
(5-6) 最大モーメント $M_{max}$ （引き抜き支配）
最外段 LSB（$g_{outer}$ 位置）が $P_{max}$ に達した時の接合部モーメントが $M_{max}$ です。
$$M_{max,b} = \dfrac{R_{b,\,total} \cdot P_{max,b}}{K_{s,b}^{(\text{per LSB})} \cdot (g_{outer,b} + \lambda_b)}$$
$$M_{max,c} = \dfrac{R_{c,\,total} \cdot P_{max,c}}{K_{s,c}^{(\text{per LSB})} \cdot (g_{outer,c} + \lambda_c)}$$
$$M_{max} = \min(M_{max,b},\ M_{max,c}) \times N_D$$
$$\text{ctrlMode: 「梁側 LSB 引抜」 or 「柱側 LSB 引抜」}$$
(5-7) 変形角・短期基準モーメント
LSB は脆性的引き抜き挙動を保守的に評価するため 完全弾塑性 ($M_u = M_{max},\ K_{post} = 0$) として扱います。
$$\theta_y = \dfrac{M_y}{R_J} \,,\quad \theta_u = \dfrac{1}{15} \,,\quad \mu = \dfrac{\theta_u}{\theta_y}$$
$$sM_o = \min\!\left( M_y,\ 0.2 M_{max} \sqrt{2\mu - 1} \right)$$
柱脚モードでは 鉄骨柱脚（土台金物・アンカーボルト） オプションが利用でき、
ベースプレート曲げ・コンクリート支圧・アンカーボルト引張破断を 文献 [5] 準拠で評価し、
接合部 $K_\theta,\ M_y,\ M_u$、$M$-$\theta$ 関係に直列合成として反映します。
(6) M-θ 関係（バイリニア／トリリニアモデル）
本プログラムは (0,0) → (θy, My) → (θu, Mu) のバイリニアモデルで M-θ を表します。
終局変形角 θu が 1/15 rad 未満の場合は Mu 一定で 1/15 rad まで水平に延長します（終局後の安定保持）。
短期基準モーメント sMo は M-θ 上に水平線として表示されます。
DP 接合・LSB 接合は完全弾塑性 (Mu=My, θu=1/15)、
引きボルト接合は Kpost ≥ 0 を保証する 3 ケース判定 (A/B/C) で Kpost を算出します。
(7) 多段配置・奥行方向多本配置のまとめ
本プログラムは以下のスケーリング規則を採用しています。
$$\textbf{【柱せい/梁せい方向 } n_h \textbf{ 段配置】}\ \ K,\ M_y,\ M_u\ \text{は}\ n_h\ \text{倍（並列バネ・並列耐力）}$$
$$\text{引きボルト: }\ d \to d_{avg} = d - (n_h - 1) \dfrac{s_h}{2} \,,\ \text{各}\ K,\ M\ \text{を}\ n_h\ \text{倍}$$
$$\text{LSB: }\ g_{avg} = g - (n_h - 1) \dfrac{s_h}{2}\ \text{で剛性合成,}\ M_{max}\ \text{は}\ g_{outer}\ \text{基準}$$
$$\textbf{【奥行方向 } n_{depth} \textbf{ 本配置】}\ \ K_\theta,\ M_y,\ M_u,\ sM_o\ \text{を最終的に}\ n_{depth}\ \text{倍}$$
$$\text{自動}\ s_{depth}\ \text{計算: }\ s_{depth} = \dfrac{b - 2\, e_{depth}}{n_{depth} - 1}$$
多段配置時は $s_h$ 自動入力（ボルト径 $\times 2$ / LSB 径 $\times 2$）が ON となり、ユーザーが LSB $n_h$ を変更すると $s_h$ が自動的に既定値にセットされます（ケース読込中は自動入力を抑止）。
(8) 参考文献
本プログラムの計算ロジックで参照している全ての参考文献を以下に列記します。本文中の引用 [n] は本リストの番号に対応します。
-
木造建築新工法性能認証委員会 編：
「木造ラーメンの評価方法・構造設計の手引き」，
公益財団法人 日本住宅・木材技術センター，2016 年 3 月．
— 本プログラムの主要準拠基準書。§1-1（引きボルト柱脚）、§1-2（引きボルト柱梁）、§2（鋼板挿入ドリフトピン）の各章節と式番号 (例: 式(8), 式(2-2-1)) を参照。
-
稲山 正弘：
「めり込み三角形分布応力モデルによる木質ラーメン引きボルト式柱脚接合部の弾塑性挙動解析」，
日本建築学会 構造系論文集，第 78 巻，第 689 号，pp.1371-1380，2013 年 7 月．
— 引きボルト柱脚・柱梁接合部の Inayama モデル（圧縮三角形めり込み + ボルト・座金 直列バネ + 中立軸 x_p の反復解）の原典。文献 [1] §1-1, §1-2 の基礎理論。
-
北海道立総合研究機構 林産試験場 ほか：
「道産材接合部設計の手引き 巻末資料 Ref-3 — Lag Screw Bolt joint structural property formulas」．
— LSB 1 本の引き抜き性能 (P_max, K_s)、中立軸 λ_PDF の力のつり合い、回転剛性 R_b / R_c、跳ね戻し効果 R_LSB、接合部全体回転剛性 R_J の算定式の出典。
-
小松 幸平 ほか：
「ラグスクリューボルト (LSB) の引き抜き挙動に関する解析的ならびに実験的研究」，
日本建築学会 構造系論文集，第 90 巻，第 835 号，pp.1042-1053，2025 年 9 月．
— LSB 引き抜き挙動の弾性接合理論（k = √(Γ·π·d_T·(1/E_w A_w + 1/E_s A_s))、sinh / cosh による P_max・K_s 算定式）の基礎。完全バイリニア (M_u = M_max, K_post = 0) の保守的設定の根拠。
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日本建築学会：
「鋼構造接合部設計指針」，最新版．
— 鉄骨柱脚 アンカーボルト（軸剛性 K_a、引張降伏 M_y_a、引張破断 M_u_a）、ベースプレート曲げ、コンクリート支圧の評価式の出典。
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日本建築学会：
「木質構造設計規準・同解説 — 許容応力度・許容耐力設計法」，丸善出版．
— ヨーロピアン降伏理論 (EYM, Mode I/III/IV) によるドリフトピン降伏耐力 P_y の算定法。文献 [1] §2 の式(2-3-1)〜(2-3-4) の元規準。
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国土交通省告示：
平成 12 年 5 月 31 日 建設省告示 第 1024 号「木材の許容応力度・許容支圧応力度の数値を定める件」．
— 木材の繊維直交方向ヤング係数 E_⊥ = E_c0 / n の樹種係数 n（デフォルト n = 7）の根拠。
本プログラムは上記参考文献に基づいて計算式を実装していますが、表記・係数の細部については参考文献原典を確認してください。
実際の構造設計においては有資格者による技術判断・確認が必要です。