第 5 章 CFRP グリッドの有効ひずみと RC はりのせん断耐力の評価
5.2 ロッドの有効ひずみに基づくせん断耐力の評価
既往の算定法，ならびに本研究で著者らが提案するCFRPグリッドによるRC 部材のせん断耐力の算定結果をまとめて表－5.2.1および図－5.2.1に示す。
せん断耐力Vは，道路橋示方書・同解説V耐震設計編18）のせん断耐力式（式
（5.2.1））を用いて算出する。式（5.2.1）のVconはハンチの断面を考慮したコ ンクリート（式（5.2.2））， VpcmはPCM（式（5.2.2）），Vstはせん断補強鉄 筋（式（5.2.3）），VgはCFRPグリッド（式（5.2.4））が受け持つせん断力を 示す。
g st pcm
con V V V
V
V (5.2.1)
b w vcd n p d pcm con
d b V f
V
)
( (5.2.2) ここで， fvcd 0.203 f'cd (N/mm2) ただし， fvcd 0.72 (N/mm2)
4 1000
d d
ただし，d 1.5の場合はd 1.5とする。
3100 v
p p
ただし，p 1.5の場合は
p 1.5とする。-86-
ud
n M
M0 1 2
(N'd 0の場合) ただし，n 2とする場合はn 2 とする。
ud
n M
M0 1 4
(N'd 0の場合) ただし，n 0とする場合はn 0 とする。
N’d：設計軸方向圧縮力，
Mud：軸方向力を考慮しない純曲げ耐力
Mo：設計曲げモーメント Mdに対する断面引張縁において，軸方向力に よって発生する応力を打ち消すのに必要な曲げモーメント
bw：腹部（ウェブ）の幅，
d：有効高さ，
As：引張側鋼材の断面積 pv：引張鋼材比(=As/(bwd))，
γb：部材係数(= 1.3)，
f’cd：コンクリートの設計圧縮強度
b wyd
w st
s z f
V A
cos ) /
(sin
(5.2.3)
ここで，s：せん断補強鉄筋の配置間隔，
Aw：区間sにおけるせん断補強筋の総断面積
fwyd：せん断補強鉄筋の設計降伏強度で，400N/mm2以下とする。
α：せん断補強筋が部材軸とのなす角度，
z = d/1.15
γb：一般に1.15としてよい。
b u w w g
s z E
V A
(sin cos ) /
(5.2.3) ここで，Ew：CFRPグリッドのヤング係数 (N/mm2)，
εu：せん断破壊時におけるCFRPグリッドの有効ひずみ γb：一般に1.15としてよい。
算定値①では，式(5.2.3)の CFRP グリッドのひずみ εuを破断ひずみ 14000μ とした。また，算定値②では，CFRPグリッドが，剥離などにより破断ひずみま で達しないとして既往のロッドの有効ひずみ 32)に基づいた式(5.2.4)を εu とし て用いて算出した。補強試験体の有効ひずみの比較を表－5.2.2に示す。
-87-
4
' ) 10
' ( ' 2
1
mcd N w
web fu w mcd
u p E f
E
f p
(5.2.4)
ここで，'N：平均軸圧縮応力 'N(N'dPed)/Ag Ped：軸方向緊張材の有効引張力 (N)，
Ag：全断面の断面積 (mm2)，Af：引張補強筋の断面積 (mm2) f’mcd：寸法効果を考慮したコンクリートの設計圧縮強度 (N/mm2)
cd
mcd h f
f ) '
3 . (0
' 1/10 h：部材の高さ(m)，
) /(b s A
pweb w w ， pw Af /(bwd)，
表－5.2.1 せん断耐力の実験値および算定値の一覧(kN)
Type グリッド
種類
ピッチ
縦×横 実験 算定
①
算定
② 実/① 実/② シリーズA A-1 CR-5 150×50 640 714 540 0.90 1.18 A-2 CR-5 150×50 727 719 546 1.01 1.33 シリーズB
B-1 CR-4 150×50 885 705 623 1.26 1.42 B-2 CR-6 150×50 949 939 669 1.01 1.42 B-3 CR-8 150×50 922 1126 694 0.82 1.33
シリーズC
C-1 CR-4 150×50 881 717 636 1.23 1.39 C-2 CR-8 150×50 943 1144 712 0.82 1.33
C-3 CR-4 50×50 950 986 741 0.96 1.28
C-4 CR-4&6 150×50 860 955 684 0.90 1.26
図－5.2.1 せん断耐力の比較
0 200 400 600 800 1000 1200
A-1 A-2 B-1 B-2 B-3 C-1 C-2 C-3 C-4
せん断耐力(kN)
実験値 算定値① 算定値②
-88-
(a)実験値/算定値① (b)実験値/算定値② 図－5.2.2 せん断耐力の比較
表－5.2.1 有効ひずみの比較
Type
式(5.2.4)により 算出した 有効ひずみ(μ)
実験値(μ)
（最大ひずみ）
単位長さ当りの 断面積 (mm2/mm)
シリーズA A-1 3450 10533 0.088
A-2 3450 9225 0.088
シリーズB
B-1 5490 10872 0.044
B-2 3370 7694 0.117
B-3 2750 6511 0.176
シリーズC
C-1 5490 15161 0.044
C-2 2750 10166 0.176
C-3 5490 9136 0.132
C-4 3370 8060 0.117
その結果，実験値と算定値①の比は A-2，B-1，B-2 およびC-1 において 1.00 以上であり，安全側に評価できる。しかし，B-3，C-2，C-3およびC-4において は，実験値と算定値①の比が 1.00を下回り，危険側の評価となった。また， A-1 に着目すると，安全率は A-2 のそれと比較して小さく評価された。これは，
CFRPグリッドの定着に起因するもので，ハンチに定着領域を持たないA-1は定 着が不十分であると言える。
一方，実験値と算定値②の比は全ての試験体において 1.00 を大幅に超えてお り，過大に安全側の評価となった。これは，CFRPグリッドは一方向のロッドと 異なり，面的にせん断力に抵抗するためだと考えられる。つまり，有効ひずみお よび CFRP グリッドの受け持つせん断耐力を過小評価しており，設計式として は合理的でないといえる。
600 800 1000 1200
600 800 1000 1200
実験値(kN)
算定値①
600 800 1000 1200
600 800 1000 1200
実験値(kN)
算定値②
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以上のことから， CFRP グリッドのせん断耐力の評価は，棒部材としてのロ ッドの有効ひずみを用いて行うことは不適切であり，面的な補強効果が期待で きるCFRPグリッドの新たな評価法の構築が合理的と考えらる。