2 ． 解 析 方 法

ＫｉｙｏｓｈｉＭＵＲＡＫＡＭＩ,ＴｏｓｈｉｏＵＲＡＮＯ,YoShiyukiMITSUI

andTakahiroSIGAＫＩ

の断面算定に常用されている，平面保持を仮定した曲 げ解析は，計算の簡便性や，これまでの実繍など，従 来のＲＣ梢造股計との整合性の点から，破壊力学より

も方法融としての一般性があるものと考えられる・

そこで，本研究では，ＳFRCの引彊特性の寸法効果 を曲げ解析により定戯化し，その妥当性を実験的に検 証することを目的とする。その方法鯖は，次のとおり である．１）実験的に求めることが難しい引張応力一 ひずみ関係を，曲げ賦験による荷重一変位曲線の測定’

値と曲げ解析による計算値の一致から逆推定する手法 を提示する．２）引頚応力一ひずみ関係の寸法効果則 を破壊力学概念により醗導する。３）本手法の妥当性 を寸法の異なる梁の曲げ鼠U験により実験的に検証する●．

匠^{論 文}

鋼繊維補強コンクリートの引張特'性の

寸法効果に関する研究

上 聖 ＊ ・ 浦 野 登 志 雄 * ＊ 井 宜 之 * * ＊ ・ 志 垣 隆 浩 … ＊ 村

一一一

StudyonSizeEffectofTensileCharacteristics

ofSteelFiberReinforcedConcrete

２．．１曲げ解析による引張応力一ひずみ関係の推定 以下に，本手法の概要を示す．

１）解析の仮定

本解析では，次の仮定を設ける．

①平面保持が成り立つ．

②ＳＦＲＣの圧縮応カーひずみ関係には，次式の PopovicS式を用いる．

1 ． 序 論

コンクリートの引喪特性は,鉄筋コンクリート(RC）

構造物の断面股計では無視されているために，その寸 法効果が股計で特に問題になることは少なかった．し かし,ＲＣ部材のひびわれ発生荷重の算定や，斜張力に よるコンクリートの斜め引張ひびわれに起因するせん．

断耐力の算定では，引張強度の寸法効果が問題になり，

従来の実験に基づく経験式に代わる，より合理的な理 競式の確立が望まれている．この方面では，破壊力学 に基づく股尉規準式の導入が計られつつある．

また，鋼繊維補強コンクリート（SFRC）のように，

引彊特性を十分に股計に期待できるような材料の楠造 物への適用に関しては，引張特性の寸法効果の定量化 が重要な陳題であり，この方面でも破壊力学に基づく．

方法磯の展開がなされている｡しかし，ＲＣ梁.柱部材

2 ． 解 析 方 法

建築学教室

八代工業高等専門学校 建築学教室

平成５年９月６日受付

・ 助 教 授 工 博

． ． ｃ 助 手 工 修

… 教 授 工 博

… ． 九 州 電 力 ㈱ 工 修

蓋言=当総と万………………………………（１）

ここに，ぴ：（圧縮)応力，ｅ：（圧縮)ひずみ，ｆｂ：圧 縮強度，Ｅ･･：強度時のひずみ，ｎ：実験定数もここで，

実験定数ｎは，圧縮応カーひずみ関係の測定値を Popovics式に当てはめて，非線形回帰により求めた．

③ＳＦＲＣの引狼応力一ひずみ関係は，引狼強度時 まで線形弾性とみなす．ただし，引張強度には，割裂 引喪強度を直接引喪強度に換算した値を用いた．換算 式には，次式を用いた')．

ｆ《＝1.81fbt1.7,4……;･…･………(2) ここに，ｆ:直接引狼強度，fbt：割裂引張強度６

④変位の計算は，曲げを受けるＲＣ部材の変形計 算でよく利用されている塑性ヒンヂ域の仮定に準じる．

２）解析方法

① 中 立 軸 位 匝 の 計 算

中立軸高さ(Xn)は,軸方向の力の釣り合いより，圧 縮合力(C)と引張合力(T)が許容誤差の範囲内で一 致するように，反復計算により求めた．ここで,Ｃ,Ｔ はそれぞれ次式により与えられる．

Ｃ 号 = 脂 ． ． . ｡

………･…………･……･………(3)

Ｔ 。 学 ‘ . = ; ｡

ここに,ｂ：梁幅，ｄ：梁せい，‘：曲率［＝Ｅﾋ/(ｄ

－ｘｎ)]，壁：圧縮縁ひずみ[＝‘･ｘｎ]，＆：引彊縁ひず み．

②曲げモーメント，荷重の計算

中立軸に関するモーメントの釣り合いより，曲げモ ーメント(Ｍ)は，次式により与えられる．

Ｍ 器 ; = 『 j (

． ． ｡ ． 匿 d 十

ノ;‘ぴ･EdE)…･………｡．…(4) また，３点曲げの場合，荷重(P)は，次式により与え られる．

Ｐ＝(4/L)Ｍ………･………･…･……(5) ここに，Ｌ：スパン長さ．

③峨荷点変位の計算

解析の仮定④により,戦荷点変位(6)は,以下に示す ように与えられる（図－１参照)．

６＝＆＋6ｂ………(6) ここに，６b：弾性変位，６b：塑性変位．

＆＝(正/12)‘｡．…･………．．…(7) ここに，‘｡：弾性曲率[＝(Ｍ/Ｍｂ)ｄｏ]，Ｍｏ：弾性限モ ーメント[＝Ｚ．fﾋ]，Ｚ：断面係数[＝ｂ･d2/6]，‘･：弾 性限曲率[＝ＭＯ/(E･I)]，Ｅ：ヤング係数,Ｉ：断面２

次モーメント［＝ｂ･d2/12]、

６b＝(L/4)４………(8) ここに，外：塑性回転角[＝。p･Lp]，‘p：塑性曲率[＝

‘一ｄｏ]，Ｌｐ：塑性ヒンヂ域の幅．

以上の計算では，あらかじめＬｐを与える必要があ るが，それを直接実験的に求めることは困難であるの で,ここでは,＆－６関係の測定値と計算値の一致が最 適になるようにＬｐの値を選定した.図－２に,本解析 のフローチャートを示す．

ア

‐ｌ｜、

| 正

の分布

○ 日 巾

曲 率

図－１塑性ヒンヂ域の仮定による変形計算

ｋ － ４ Ｌ ，

削眺

ムハｘｌＷ造租

８tを与える

２．２引張応力一ひずみ関係の寸法効果則の溺導 いま,､仮想ひびわれモデルを考える．そのモデルに おける引頚軟化曲線下の面積はＪ秋分を表し，次式で 与えられる．

Ｊ＝ｿげぴdの．．……･………．｡……･………(9) ここに，Ｊ：Ｊ稜分，ぴ：結合応力あるいは引彊応力，

α：ひびわれ開口変位（CrackoPeningdisplacement，

COD)．

ここで，ある基準試験体に対する相対比（寸法効果）

をＲを付けて表示すると，式(9)より，

図－２引張応力一ひずみ関係推定のフローチャ

‘－ト

Lpを仮定

議瓢垂ＩJ亜n

ｆ ｔ

YES

侭僅韻而

０

Ｃ Ｏ Ｄ 図--3引張軟化曲線の寸法効果

ＲＪ＝Ｒぴ･Ｒａ…･…ｊ．．………･……･(10）

J秋分に寸法依存性がない，即ちＲＪ＝１とすると，

Ｒぴ･Ｒａ＝１

．……･…………･………(11）

．．．Ｒの＝1/Ｒｏ

式(11)は，引張応力が寸法効果により小さくなると

（Rびく1)，ＣＯＤはＲぴの逆数で増加することを意味 している（図－３参照Ｌ

ＣＯＤは,破壊進行領域あるいは塑性ヒンヂ域内部の マイクロクラックの開口変位の総和とみなせるから，

CODは,塑性ヒンヂ域の幅方向のマイクロクラックの 発生燈ひいては塑性ヒンヂ域の幅に比例するものと考

えられる．即ち，

のocLp…･………･･……(12）

これに関しては,Ｈｕ＆Wittmannらも同様の見解を 示している2)．また,個々のマイクロクラックの開口変 位は，線形弾性破壊力学に従えばう応力拡大係数ひい てはぴに比例するので，

⑳｡cぴ･ＬＰ…………･………･………･……(13）

従って，

Ｒａ＝Ｒぴ･RLp………･……･………･(14）

式(11)，（14)より，

R L ,

=

南 … … … … … … … … … … … … … … ） 5 1 (

式(15)は，引張応力が寸法効果により小さくなると，

塑性ヒンヂ域の幅は，Ｒぴの２乗の逆数で増加するこ とを意味している。

また，

α＝Ｌｐ･Ep………･………･…………･…(16）

ここに，ｅｐ：マイクロクラックの開口に起因する非回

表 － ２ 使 用 爾 合 復性のひずみあるいは塑性ひずみ．

．.、Ｒａ＝RLp･ＲＥｂ………(17）

式(11)，（15)，（17)より，

ＲＥp＝Ｒグ…･………･…………･…………(18）

ここで，ヤング係数の寸法効果が無視できるとすると，

ＲＥ＝ＲＯ/Rgo’＝１

………(１９）

．｡、Ｒｅｂ＝Ｒぴ

ここに，Ｅ：ヤング係数，ｇｏ：弾性ひずみ．

従って，弾性ひずみと塑性ひずみの寸法効果はとも に，引張応力の寸法効果に等じいので，全ひずみの寸 法効果も引張応力の寸法効果に等しい．即ち，

Ｒｅ＝Ｒぴ………(20）

ここに，ど＝Ｅ･＋Ep：全ひずみ．

以上のように,Ｒぴが定通化されれば,引張応力一ひ ずみ関係の寸法効果は，Ｒぴで相似縮小することによ

り考慮することができ，また塑性ヒンヂ域の寸法効果 も式(15)により定量化することができる．そこで，こ こでは，引張応力の寸法効果は，引張強度の寸法効果 に等しい,即ちＲぴ＝Rftとして,後述の高応力体種の 概念により，実験的に求めた．

表－１使用材料

４．１実験結果

表－３に，圧縮及び割裂賦験結果を示す．同表中に は,圧縮応力一ひずみ関係の測定値を前述のPopovics 式に当てはめて，非線形回帰により求めた実験定数、

＊ｄｆ：繊維公称直径，Ｉ,：繊維長

さ

4．実験結果及び考察

3 ． 実 験 方 法

３．１ＳFRCの鯛合股計

ＳＦＲＣの使用材料及び鯛合を表－１，２に示す．鋼繊 維には，繊維公称直径(.!)×繊維長さ(ｌｊが0.6×３０

mm，0.7×50ｍｍの異形カツトワイヤーを使用した．

繊維体穣率(V,)は,アスペクト比(lf/dj×Ｖ,が1.0一 定となるように選定した．これは，（lf/d')Vfが繊維分 散性の目安を与え,1.0がほぼその上限であると考えら れるためである.鯛合は,水セメント比(Ｗ/C)を50％

一定とし,スランプ１８ｃｍを目標に,試し練りにより決 定した．

＊Ｖｆ：繊維体穣率，Ｗ/Ｃ：水セメント比，ｓ/ａ：細 骨材率，Ｗ：単位水通

て，３点曲げ（スパン・高さ比＝３）により荷重一戦 荷点変位関係を測定した．なお，戦荷点変位の計測は，

変位測定治具を直接試験体に取り付けて，支点及び賊 荷点のめり込み変位を除去した．また,１００×100×400 ｍｍ梁賦験体については，塑性ヒンヂ域の幅を推定す

るために，引張縁ひずみを測定した．ひずみの測定に は，ゲージ長60ｍｍの塑性域ゲージを使用した．

以上の試験体は，同一条件ごとに３個以上ずつ作製 し，材令28日（水中養生）後，飼験時まで気中に放匝 した．

３．２脚験及び測定

圧縮試験には，直径×高さが100×200ｍｍの円柱供 賦体を用いて，圧縮応力一ひずみ関係を測定し，圧縮 強度，ヤング係数（1/3割線弾性係数)〆強度時のひず みを求めた．なお，ひずみの測定には，コンプレッソ メータを用いた．割裂賦験には，圧縮罰験と同一寸法 の円柱供賦体を用いて，割裂引張強度を測定した．な お，割裂引張強度の算定には，最大荷重を用いた．

曲げ賦験には，幅×せい×長さが100×100×400 ｍｍ，100×150×550ｍｍ，100×200×700ｍｍ，100×

300×1000ｍｍ,100×400×1300ｍｍの梁賦験体を用い

セ メ ン ト

細 骨 材 川砂

表乾比璽＝2.53 吸水率＝3.50％

最大寸法＝1.2ｍｍ 粗粒率＝1.70 実績率＝60.7％

粗 骨 材 川砂利 表乾比重＝2.68 吸水率＝1.42％

最大寸法＝20ｍｍ 粗粒率＝6.97 実絞率＝61.4％

鋼 繊 維 異形カットワイヤー df×lf＝0.6×30ｍｍ

０．７×50ｍｍ

ｌ ｆ (ｍ、 ）

Ｖｆ (

％） Ｗ/Ｃ

(

％）

ａｊ

Ｗ

( k g / ｍｓ）

ス ラ ン プ ( c

、）

3

０ ２ ０ 5 ０ 6 274 17.4

5

０ １ ． ４ ０ 5 ０ 6 274 16.3

＊た：圧縮強度，Ｅ：ヤング係数(1/3割線弾性係数)，畳｡：圧縮強度時のひずみ，ｎ：

Popovics式における実験定数，亀t：割裂引張強度

・ 表 － ４ 曲 げ 試 験 結 果 表 － ３ 圧 縮 及 び 割 裂 引 張 試 験 結 果

４．２高応力体積の概念による引張強度の 寸法効果の定凪化

前述のように，引張応力一ひずみ関係及び塑性ヒン ヂ域の幅の寸法効果の定通化には，引張応力あるいは 引彊強度の寸法効果を定遮化する必要がある．そこで，

本研究では，高応力体菰の概念により，引張強度､睦j・

法効果を実験的に評価した．ここで，高応力体秋の概 念は，最弱リンク理論に基づくもので鮭脆性材料が引 張を受けるとき，高引張応力域で生じるひびわれが終 局的な破壊をもたらすことから，その領域の体菰が大

＊ｂ：梁幅，。:梁せい，ｌ：梁長さ，ｆｂ：曲げ強度，Ｔｂ::曲げタフネス，虎：

換 算 曲 げ 強

きくなるほど，材料の引張強度は小さくなるというも のである．高応力体種は，試験体中で最大引張応力の 95％以上の引張応力を受ける領域の体種と定義され，

３点曲げ梁賦験体及び割裂引張円柱供試体について，

それぞれ次式で与えられる4》.なお,前者は平面保持を 仮定した曲げ理論，後者は線形弾性輪による結果であ

る．

Ｖ＝6.25×10~4b･.．Ｌ…･……･………･(21）

ここに，Ｖ：３点曲げ梁賦験体の高応力体積，ｂ：梁 幅，ｄ：梁せい，Ｌ：スパン長さ．

V=0.0475が｡h………(22)

ここに,Ｖ：割裂引張円柱供試体の高応力体種,‘：円 柱供試体直径，ｈ：円柱供試体高さ．

図－４に，高応力体種と引張強度（曲げ及び割裂）

の関係を示す．なお，曲げ強度及び割裂引張強度は，

それぞれ梁幅及び円柱供試体高さにほとんど影轡を受 けないという既往の実験結果から，高応力体菰は，式 (21)及び(22)においてｂ及びｈを無視した単位厚当

りとして算出した６また，高応力体種及び引張強度は，

両対数で表示されている．同図より，曲げ強度も割裂 引張強度も，戦荷形式の違いによらず，一般に次式に より表示できることが分かる．

の値を併記している．表－４に，曲げ試験結果を示す・

なお,曲げタフネス(Tb)は，基準変位に至るまでの荷 重一変位曲線下の面種（吸収エネルギー）であり，基 準変位は，日本コンクリート工学協会(JCI）の｢繊維 補強コンクリートに関するJCI規準案｣に準拠し３１，ス パン長さの,/１５０とした．また，換算曲げ強度は，基準 変位までの平均荷重を曲げ強度に換算した値で，ＪＣＩ 規準案で採用されている靭性指標である。同表から分 かるように，曲げ強度以上に曲げ靭性の寸法効果が大 きく，最大荷重だけでなく，荷重一変位曲線の寸法効 果の定斌化が重要な課題になるものと考えられる．

（ ｌ ｆ ｍｍ）

Ｖｆ (

％） Ｗ/Ｃ

(

％）

足 ( k g f / c m 2

）

Ｅ(×

( k g f

／ 1 0 5

） c m 2

）

Ｇ Ｃ Ｃ

(

×）3-10

^、

3

０ ２ ０ 5 490 ２ ． ６ ７ 2.70 3.67 66.2

5

０ 1.4 ０ 5 429 ２ ． ２ ８ 3.27 2.57 72.7

l ｆ (ｍ、）

・Ｖｆ (

％） Ｗ/Ｃ

(

％）

ｂ

( ｋ ２

１

蝿函 Ｔｂ

( k g f

。c、）

ー

恥

( k g f / c m 2

）

3

０ ２ ０ 5

100＊100＊４００ 100＊150＊５５０ 100＊200＊700 100＊300＊1000 100＊400＊１３００

91.8 7

７ 0

7

７ ９

7

０ ２

7

３ ６

313 533 805 1483

70.4 5

３ ３

4

５ ３

3

７ １

2

８ ８

5

０ 1.4 ０ 5

100＊100＊４００ 100＊150＊550 100＊200＊700 100＊300＊1000 100＊400＊1300

9 ５ 8 ５ 8 ６ 8 ４ 8 ０

８ ９ ７ ０ １

326

・６４８ 1029 2021 3243

r

7 ３ 6 ４ 5 ７ 5 ０ 4 ５

５

８

９

５

６

3０００

果が得られており，プレーンコンクリートよりも SFRCの方が引頚強度の寸法効果が小さく，また（1,／

d,)Ｖｆ一定の比較では，アスペクト比の大きい繊維ほ ど，引張強度の寸法効果が小さくなるという結果が得 られた．

ｆt＝Ａ･Ｖｏ………･………･………･…(23）

ここに，ｆ《：引張強度(曲げ及び割裂)，Ａ，ａ：実験定 数．

従って，引弧強度の寸法効果は，次式により与えられ る．

Rft＝(RV)｡……．．………･………(24）

ここに，ＲＶ：基準賦験体に対する高応力体種の相対 比．

本実験では，１１＝３０ｍｍ＆Ｖｆ＝2％及びl‘＝５０ ｍｍ＆Ｖｆ＝1.4％のＳＦＲＣについて，それぞれａ＝

--0.08316及び--0.06989となった．また，プレーンコ

ンクリートに関する実験結果では，ａ＝--061720の結

４．３本手法の適用性に関する実験的検証 ここでは，寸法の異なる梁賦験体の荷重一変位関係 の測定値と，引頚応カーひずみ関係及び塑性ヒンヂ域

3０００ １００×１００×400,,基Z阻郵

柵蝿柵リ測定値（範囲Ｉ

” ｒ エ イ 勺 ‘ 2５００

蝋撫職

１ ２ ０ １ １ ０

: ' :

：

鋤

ＳＦＲＣ（1『写３０画.V『回2熱ＷＣ墨50鷲） ２１１ ０００００００５０

（半ロエ）圏揮

2500

０００８７６

（副騒心遁租）圏顧閣一昨

灘灘謹謹謹鍵識，

500

V:高応力体積 ０ r:相関係数 5

０

職荷点変位(ｎm）

図－５(a）基準梁賦験体の荷重一変位関係（lf＝

３０ｍｍ，Ｖ,＝2％）

０ ． １ ０ ． ５ １ ５ ． ０

高応力体積ＩＣ国VbmO

図－４(a）高応力体穣と引張強度の関係（1,＝３０ ｍｍ，Ｖｆ＝2％）

０

１１１． ”㈹伽帥即、卵 ーｈ【

（船型電旦）（薗騒。遁租）圏翻顧一ｍ

高応力体積(C句9ﾉﾛ､）

図－４(b）高応力体積と引張強度の関係（1,＝５０ ｍｍ，Ｖ,＝1.4％）

0.5

0.1 ５

敏荷点変位(、）

図－５(b）基準梁賦験体の荷重一変位関偏(ﾙー

2０００

０ ０ ５ １

（漁》エ）圏揮

5００ 5

０

０ 1０００ ftﾛ84.3V~0.8…●(戸0.9381）

ｆt:引襲強度（曲げ,割裂）

Ｖ:高応力体積

ｒ:相関係数

5 ０

の幅の寸法効果を考慮した曲げ解析による計算値の比 較を行い，本手法の適用性について実験的に検討した．

図－５に示す,100×100×400ｍｍ梁試験体(基準試

験体）の荷重一戦荷点変位関係の測定値と計算値の一 致から，本手法により推定された引張応力－ひずみ関 係を図－６に示す.なお,Ｅ‘－６関係の測定値と計算値 の最適な一致から推定された塑性ヒンヂ域の幅は，と もにＬｐ＝50ｍｍである．ここで,ＲＣ梁の場合,Ｌｐの 値としていくつかの実験式が提案されているが，およ そＬｐ＝(0.5～1.0)ｄ(d：有効せい)程度になることが

示されている．いま，ｄ＝100ｍｍとすると，Ｌｐ＝50～

100ｍｍとなり，５０ｍｍはその下限値に相当する．ＲＣ 梁の場合，引張鉄筋の存在によりひびわれｶﾇ分散し，

塑性ヒンヂ域が拡大するものと考えられ，無筋の SFRCに関して,Ｌｐ＝50ｍｍの値はほぼ妥当な範囲に あると考えられる．

図－７に，基準梁試験体よりも寸法の大きな梁試験 体の荷重一戦荷点変位関係の測定値と計算値の比較を 示す．計算は，引張応力一ひずみ関係及び塑性ヒンヂ 域の幅の寸法効果を考慮した場合と考慮しない場合の 両方の結果を示している．なお,Ｒｏは,式(24)により 求め，ＲＥ,RLp,Ｌｐとともに表－５に示す一同図より，

４３．２

０００

（副ＥＣへ宇量）Ｒ健照一ｍ

6

０ ６ ０

１ ０ 5 ０

0 ５

０００４３２

（匙８へ温茎）Ｒ健開一ｍ

1 ０

０ ０ ． ０ １ ０ ． ０ ２ ０ ． ０ ３ ０ ． ０ ４ ０ ． ０ ５

図－６(a）引張応力一びずみ関係推定値（1,＝３０ ｍｍ，Ｖｆ＝2％）

０

引 張 ひ ず み

図－６(b）引張応力一ひずみ関係推定値（l‘＝５０ ｍｍ，Ｖｆ＝1.4％）

表－５ぴ，ｅ，Ｌｐの寸法効果

（ ｌ ｆ ｍｍ）

Ｖｆ (

％，)

Ｃ１

ｂ Ｒぴ＝Ｒｅ

3

０ ２ ５ ０

100＊100＊400 100＊150＊550 100＊200＊700 100＊300＊1000 100＊400＊1300

１ 0.935 0.891 0.833 0.794

１ 1.144 1.260 1.441 16586

5 ０ 57.2 63.0 72.1 79.3

5

０ 1.4 ０ 5

100＊100＊400 100＊150＊550 100＊200＊700 100＊300＊1000 100＊400＊1300

１ 0.945 0.908 0.854 0.824

１ 1.120 1.214 1.360 1.473

5

０

56.0

60.7

68.0

73.7

範荷点変位(画）

12000 ４６００

４０００

6000

蔵荷点変位(画）

寸法効果を考慮した計算値と測定値の間にはほぼ妥当 な一致が得られているが，寸法効果を考慮しないと，

最大荷重の計算値は測定値を上回り，その程度は，賦 験体寸法が大きくなるほど大きくなることが分かる．

１００×１５０×550mm梁

園 霊 蕊 、 測 定 値 （ 範 囲

” イ ヱ 性

5000 3５００

００００００ ０５０３２２

（や国茎）飼揮

０００００００００

４３２

（沼エ）穏揮

500

1０００

1０００ ５００

0

1.0 1．５ 2．０

0.5 2.5 3.0

Ｕ

竃

ー

: 4

‘００

異なるＳＦＲＣ梁試験体の曲げ試験により実験的に検 鉦した．

本実験にあたっては，熊本大学甲斐定夫技官に協力 を頂きました．ここに記して，感鮒致します．

9０００

認

ＳＦＲＣ（1,=30p､,Vf=2熟W/C軍50%）

１－OqX400×１３００mm梁

塵雲霞鰯測定値（範囲）

－ ” （ 平 均 ）

‐･…・計算値*１

蝿 脚 鶴 ‘

鍵‘‘継購^一

8000

10000

本研究では，ＳFRCの引張特性の寸法効果を定迅化 するために，平面保持を仮定した曲げ解析に必要な引 張応力一ひずみ関係及び塑性ヒンヂ域の幅の寸法効果 則を破壊力学概念により誘導し，その適用性を寸法の

7000

5 ． 結 論

０００００００００ ８８４

（半ｇ）圏揮

6000

1０００ ３０００ ２０００

2０００

０ １ ． ０ ０ 2 . 0 ４ ． ０ ６ ． ０ 8 . 0

箪荷点変位(団鯛）

2 . 0 ３ ． ０ ４ ． ０ ５ ． ０ ６ ． ０

図－７(a）荷重一変荷重一変位関係の測定値と計算値

（lf＝30ｍｍ，Ｖ！＝2％）

駁荷点変位(”） 蔵荷点変位(画）

4５００ 600

参 考 文 献

皿郵〃醗哩値値勧 由均菌明

４０００

500 3500

3000 400

００００３２

（混菖）圏樋

００００５０

２２

（半。茎）圏揮

ド

1５００

醗鞠

1０００

1 ０ ０ 500

】ｕ閉

2.5 1

． ５ 2.0 １ ． ０

０ 0.5 3.0

図－７(b）荷重一変位関係の測定値と計算値

（lf＝50ｍｍ，Ｖｆ＝1.4％）

3）鎚蹄9強コンクリート研究d震貝会：薗聡補強コンクリートに関する 武験方法のJCI規準案（その３）繊継袖強コンクリートの曲げ麺r没

4-701982.10 4）Ｒ､J・TorT己nt8AG画1emlRelationBetweenTe咽ileStrengthamd

SPeCmenGeOmEtxyfbrCOnCrEte･LikeMaterialSbM8teriaIgand Stn唾h正9bVo1.10jNo.58.ｐｐ､187-19601977.7-8 3０００

9000 12000

1）渡辺夏也ほか１名：コンクリートの引悪強度に関する研究，セメント 技術年報，Ｖ01.38‘pP､294-297.1984.12

2）Ｘ・Ｚ･Ｈｕ,Ｆ､Ｈ･Wittmann：Fmctu応画1eTEyandFmctuxも画℃ce8s Z

O

“eghmmcStもndsaalrfteMa b V o L 2 5 0 N o

､ 1 5 0 0

”60329-31､ 1 9 9 2 .

7

１００×３００×１０００，１梁

醗遜蝿;Ｉ測定値（範囲）

” （ 平 均 ）

… ･ ‐ 計 算 値 * １

－ － － ” ＊ ２

＄１寸法効果考慮

＊ ２ ” 無 視

8000

10000 7000

6000

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０００００００００ ８６４

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００００００５４

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2000

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2000 1０００

ＳＦＲＣ（1『=50mm,Ｖｆ=1.4%， /C雲W）0%5

言『一冠

０ 1.0 2.0 3.0 4.0 ０ 0 2 . 0 4 . 0 ６ ． ０ 8 . 0

駆荷点変位(、）‐

戴荷点変位(唾）