2018
鋼繊維補強コンクリートの支圧特性に及ぼす鋼繊維長さと骨材寸法
の相互作用の影響に関する基礎的研究
No
.
，
l
Vo
1
.
40
，
コンクリート工学年次論文集，論文
和夫叫 要旨:本研究では，鋼繊維によって内的拘束を受けるコンクリートの支圧特性に及ぼす母材強度，骨材寸法 および鋼繊維長さの影響について実験的・解析的に検討を行った。その結果，前報で提案した鋼繊維補強コ ンクリートの支圧強度推定値は，鋼繊維が長くなると過小評価となること，支圧強度に及ぼす母材強度，骨 材寸法および鋼繊維長さの影響は，これらの相互作用の影響を考慮することで精度良く評価できること，支 圧荷重を受ける鋼繊維補強コンクリートの耐荷性能は，鋼繊維による多軸効果成分と支圧部側面で生じるせ ん断抵抗成分とに分類でき，せん断抵抗成分は，鋼繊維が長いほど増大すること，などが明らかとなった。 キーワード:コンクリート，鋼繊維，内的拘束，支圧特性，多軸効果，せん断抵抗，エンドクロニック理論 繁 喜*3・山田 俊力*2・瀬古 拓也川・関 高橋 鋼繊維長さ (Lf:15および30mmの2種類)，鋼繊維体積 混 入 率 ( げ 0.0および2.0%の2種類)，並びに支圧径(
B
: 50， 75， 100お よ び125mmの4種類)を取り上げた。2
.
2
試験体の作製および養生方法 試験体の作製に際しては，母材ベースモルタノレの目標 フロー 値および設計空気量をそれぞれ230:
t
10および2% に設定し，普通ボルトランドセメント，多治見産の山砂 (最大寸法 5mm， 表 乾 密 度 :2.56g/cm3)お よ び 山 砂 利 ( 最 大 寸 法 :25mm， 表 乾 密 度 :2.60g/cm3)，高張力 鋼繊維(ゆ0.34xI5mm，ゆ0.34x30mm，引張強度:3，130 N/mm2) ，減水剤(ポリカルボン酸系 (W!C=25%)，有 機 酸系(附C=65%))，並びに消抱剤を使用して試し練りに より調合を決定した。本実験で用いた鋼繊維補強モルタ ルおよびコンクリートの標準調合表を表ー2
に示す。鋼 繊維補強モルタルおよびコンクリートの打設は，何れも ゆ125x250mmの プ ラ ス チ ッ ク 製 型 枠 に2層 に 分 け て 行 い，棒状バイブレータを使用して締固めを十分に行った。1
はじめに 横拘束を受けるコンファインドコンクリートの支圧強 度は，横拘束が大きいほど増大することが知られている。 筆者らも，この点を踏まえて，帯筋および鋼管によって 外的横拘束を受ける場合の支圧特性1)について検討する とともに，鋼繊維によって内的拘束を受ける場合の支圧 特 性2)，3)についても検討を行い，帯筋や鋼管による外的 拘束との違いについて考察を行った。 本研究では，引き 続き，鋼繊維によって内的拘束を受ける鋼繊維補強コン クリートを取り上げ，支圧特性に及ぼす母材強度，骨材 寸法，鋼繊維長さおよびそれらの相互作用の影響を解明 するために，一連の実験的および解析的検討を行った。2
.
実験方法 2.1試験体 本実験では， 表-1
および図-1
に示すように， 何 れの 試 験 体 も 外 形(
D
)
x高さ (l!)がφ125x250mmの円柱体を 使用し，実験要因としては，水セメント比(附C:25お よび65%の2種類)，骨材寸法 (d:5および25mmの2種類)，@~
ー lAU-Ehk 脳 に 研磨面 支圧径 50mm 研磨菌 研磨面 研磨面 支圧径。125mm 支圧径 100mm 支圧径 75mm 図ー1
試験体の形状・寸法 125， 100， 五"，2Q 125， 100， 75，5立 125， 100， 75，50 125， 100， 75，50 250 250 中125 φ125 シリーズ、名 250 φ125 250 φ125 愛知工業大学大学院 工学研究科建設システム工学専攻 (学生会員) 愛知工業大学大学院 工学研究科生産・建設工学専攻修士(工学) (正会員) 愛知工業大学 工学部建築学科教授博士(工学) (正会員) 愛知工業大学 工 学 部 建 築 学 科 教 授 工 博 (正会員) 1 i つ ム q u λ U A **・**表
-2
標準調合表 W/C d Vf SlC 単位量~ 減 水 剤 消 泡 剤 (%) (mm) (%) セメント 水 細 骨 材 組 骨 材 鋼 繊 維(kglm3) (kglm3) 25 5 020 00 .9 11006486 226671 994611 157 2201..3915 4.18 25 25 0200 0.9 686 172 618 903 13.73 672 168 605 885 157 13.45 2.69 65 5 0200 2.4 515 335 1235 1.54 504 328 1210 157 1.51 0.30 65 25 02.00 2.4 333241 221115 777984 988035 157 00..99970.19 [注]減水剤.ポリカルボン酸系(W/C=25%)or有機酸系(W/C=65%)， 消 泡 剤 :100倍希釈。 表-3
材料試験結果 W/C 骨材 試験 養生 密 度 強度試験結果 ヤング (%) d 寸法(mm) 材齢 方法 (gicm3) 引仏1p張a) 圧(MP縮a) 係 数 (GPa) 25 5 28日 水中 2.03 3.90 57.7 40日 封織 2.00 2.32 55.6 25.8 25 25 28日 水中 2.27 4.45 70.5 40日 封織 2.26 4.43 72.5 34.4 65 5 28日 水中 2.15 3.25 36.7 40日 封繊 2.11 2.42 37.3 20.1 65 25 28日 水中 2.29 2.86 29.7 40日 封織 2.26 2.52 29.1 24.6 [注]材齢40日は，支圧実験直前の結果。 試験体は，材齢1日で脱型した後，実験実施まで実験室 内でシート養生を行った。なお，試験体の打設面は，材 齢21 日目で研磨を行い，材齢41~42 日の間で支圧実験を 行った。また，母材モルタルおよび母材コンクリートの 力 学 的 性 質 を 調べる た め に ， 打 設 時 にφ100x200mmの 円柱供試体を同時に作製し，材齢28日(標準水中養生) および実験直前(封織養生)の時点、で圧縮強度および引 張強度試験を行った。母材モルタルおよび母材コンクリ ートの材料試験結果を表ー3tこ示す。なお，W/C=25%の モルタノレの強度がコンクリートと比べて著しく小さくな っているが，これは巻込み空気量の影響と考えられる。2
.
3加力および測定方法
加力要領を図-2
に示す。本実験では，鋼繊維補強モ 2000 Z 61500 0 a. R喜
1∞
o 出話
5∞
2 A 口 場J
M
キ CFhu 筒長 k . 維 E 織 。 鋼 日 n t n u ， JJ 川 刷 a u 2000 2000I
d=25rnrn， W/C=25% -B= 1 2 5m O B = 1 50伽伽:
1
_B= 75nm・
B=t
失
/ ドド~ トr-
←
r 4 ...-
.
.
.
.
トーートート-全面加力
[単位:剛]支圧加力
荷 凹 し 軸 映 ん 反 ド 載 の 映 多 反 ド せ を む 領 と 面 反 る を 必 の 響 砂 要 面 界をネよ響予面影街 定 端 の 響 点 、 に 影 町 駅 界 の 荊 測 体と影形束の非部抗た の 験聞の泉拘果た圧抵し 強 試板凸た横効し支断映 E I -崎 宏 白 お よ 岡 崎 パ 阿 H 崎ぉ
訓
力 品 川 Hの
体 験 試 -A 4 図-
c.o N 乙屯 図-3
解析モデル5) ルタルおよびコンクリートの l軸支圧加力に際して容量 2，000日4の油圧式耐圧試験機を使用し，毎分約1.0mmの 載荷スピードになるように漸増l軸支圧載荷を行って荷 重一軸変位関係の測定および破壊状況を目視観察すると ともに，デジタノレカメラで破壊状況の撮影および記録を 行った。なお， 1軸支圧載荷中の試験体の軸変位(載荷 板間変位(前掲の図-2
参照))の計測には，ストローク50 m mの高感度ひずみゲージ式変位計を使用した。3
.
解析方法 本研究では，別報4)，5)と同様に鋼繊維およびかぶり部 コンクリートに起因する内的多軸効果成分と支圧部・か ぶり部界面で生じるせん断抵抗成分とに分類した解析モ デ、/レ(図-3
参照)を用いて，支圧荷重を受ける鋼繊維 補 強 コ ン ク リ ー ト の 荷 重 軸 変 位 関 係 の 解 析 を 行 っ た。3
.
1
荷重一軸変位関係の多軸効果成分 支圧荷重を受ける鋼繊維補強コンクリートの荷重一軸 変位関係の多軸効果成分は， 別報4)，5)で提案したエンド クロニック理論6)を適用したl要 素 モ デ ル で 評 価 し た。 20∞
加 OB=l劉
d=25mm， W/C=65% ~;B= '75;;;; ・B= ー ‘二
f 了 Z -=-1500 0 a. R E1000 出話
500舟 o。
Lー 件 125胴 体1釦
d=5mm， W/C=65%ニ旦J
・B=75剛・B=h
量 Z C15∞
o a R E1叩 出話
5∞
0・
コ
鋼繊維長さ(mm) 鋼繊維長さ(mm) (c)W/C=65，唱 d= 5mmの場合 (d)W/C=65弘 d=25mmの場合 最大圧縮耐力P
C
の実験結果と鋼繊維長さL
f
との関係 2 615∞
a ~ 1霊
1
凹ι
0
出 ヲ子て一話
5∞
単
一
鋼繊維長さ(mm) (b)W/C=25札 d=25mmの場合 図-4
30 30-
424-1
6
3
.
2
荷重一軸変位関係のせん断抵抗成分 支圧荷重を受ける鋼繊維補強モルタルおよびコンクリ ートの支圧部・かぶり部界面のせん断滑りによるせん断 抵抗成分の荷重一軸変位関係には，別報4)，5)と同様に次 のせん断応力度(τ〉 平均軸ひずみ度 (ε)関係を用いた。J
A
〈
ε
/
ε
m
a
x
)
+
(
n
-
l
)
(
ε
/
ε
m
匹)
2
(1)1
+
(
A
-
2
)
(
ε
/
ε
m
a
x
)
+
n
(
ε
/
ε
p
肌)
2
ここに，T
m
a
x
とε
'
m
a
x
l
ま，支圧荷重を受ける鋼繊維補強 コンクリートの最大耐力時の平均せん断応力度と軸ひず み度，A
はあ/
E
m
a
x
(
E
i
お よ びE
m
a
x
:初期剛性および最大 耐力時の割線岡JI性)， nは実験定数であり，荷重一軸変位 関係に関する実験結果と上記のエンドクロニック理論を 適用して求まる多軸拘束成分との差をせん断抵抗成分の 荷重一軸変位関係に関する実験結果とみなして，式 (1) の計算結果との差の二乗和が最小となるように，上記のτ
m
a
x
，ε
m
a
x
， Aおよびn11直を非線形逆解析により求めた。4
.
結果とその考察4
.
1
破壊状況 紙数の関係で図には示していないが，WICおよび骨材 寸 法 ( ゆ に 関 わ ら ず 鋼 繊 維 が 無 混 入 ( 伊Omm)
の試験 体では，全面加力を行った場合は，上下2個のコーン形 せん断滑り面を形成して破壊し，支圧加力を行った場合 は，かぶり部に数本の割裂ひび割れが発生した後に，支 圧部にコーン形せん断滑り面を形成することによって破 壊した。これに対して，鋼繊維長さ (L)うが1
5
および30mm
の試験体では，全体的な破壊パターンは，鋼繊維が無混 入の試験体と類似していたが，鋼繊維が混入され，かっ 鋼繊維長さ(幼が長くなるほど，上記のコーン形せん 断滑り面の形成およびかぶり部に発生した割裂ひび割れ の進展・拡大が妨げられている様子が観察された。4
.
2
圧縮耐力 表-4
は，本実験で得られた各種試験体の圧縮耐力 (Pc) の一覧を，図-4
は，圧縮耐力と鋼繊維長さ (Lρ
との 関係に及ぼす支圧径 (B)の影響を水セメント比(附'C) および骨材寸法 (d)別に示したものである。これらの 表と図によれば，圧縮耐力 (Pc)は， 一般的に母材の水 セメント比(附C
)
が小さく，かつコンクリートに比べ てモルタルの方が，鋼繊維長さ (Lρ
の増大に伴う圧縮 耐力 (Pc)の増大が著しくなる傾向にあるのがわかる。 前掲の表ー4
中には，次の式(
2
)
で表される六車・岡本 が提案した支圧強度推定式7)，並びに式 (3)で表される 前報で提案した支圧強度推定式3)による圧縮耐力の計算 値 (mPcc=FBXAI) および支圧強度推定式の推定精度(計 算値/実験値 (mPcclPc，gPcclPc))も併示しである。 FB=F・(AIAl)0.439 (2) 表-4
実験結果一貫 実験結果 支圧耐力推定結果 試験体記号 PC mPcc・lmPcc gPcc・2 gPcc (kN) (位。 /Pc (貯-l) /PcW
2
5
-
d
0
5
-
V
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-
B
1
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V
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-
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2
1.2
1
4
6
0
1.13
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2
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d
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5
-
V
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-
B
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5
0
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1
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1.12 2
5
9
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9
3
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2
5
-
d
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2
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.
9
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9
6
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7
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1.13
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5
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2
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4
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1.10
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2
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5
-
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2
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0
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1
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.
9
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9
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8
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.
9
3
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8
2
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-
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1
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・d25
-
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d
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4
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1.11 4
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0
1.15
W
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d
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-
V
O
-
B050
2
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0
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2
1.16 2
9
3
1.13
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d25
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2
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1
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5 1
1
9
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1
1
9
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1
1
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1.0
0
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d25
-
S
2
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0
1
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0
0
9
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0
.
9
3
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7
7
0
.
9
8
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d25
-
S
2
-
B
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8
0
9
6
7
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.
8
3
7
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.
9
9
W25-
d25
-
S
2
-
B
0
5
0
5
2
5
4
2
8
0
.
8
2
5
2
1
0
.
9
9
W25
・d25
・L2
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1
2
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4
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4
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4
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0
W
2
5
-
d
2
5
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2
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B
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0
0
1
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9
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1
5
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.
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1
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.
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.
8
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.
9
9
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2
5
-
d
2
5
司L
2
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B
0
5
0
5
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4
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6
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.
8
4
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1.0
3
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O
-
B
1
2
5
4
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4
8
6
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4
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0
W
6
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5
-
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-
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.
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5
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6
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5
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0
5
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1
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1
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.
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2
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9
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.
8
5
1
7
5
0
.
8
3
[注]Pc:最大耐力実験結果，mPcJi六車・岡本式による推定 結果， gPcci前報3)の提案式による推定結果。 FB=F' (AIAi)C、
r
(3)。
c
o+e
-
2.47・FOO.07・v
j
l
.
5
1
・(Rd'S.
I
α)-0.41ノ ここに，FB， F:支圧および全面圧縮 (B=125mm時)強 度 (Nlmm2)，A :支承面積(
mm
2)，Al :支圧面積(mm
2)， Fo :母材の全面圧縮強度 (Nlm m2)，Co:母材のC値，Vf :鋼繊維体積混入率(%)， Rd:相対骨材寸法(細骨材寸 法 (d=5mm)で除した相対骨材寸法)，s
l
a
:
細 骨 材 率。400 400 4
∞
H
凡=F・(AIA/)0.439卜
一六車・岡本式.d=5mm卜
弐
H
凡=F・(AIA/)O削
卜
一六車-岡本式.d=5mm言
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Od=25mmF
ぜ凶 桝注ωa∞
o . ， 一六車-岡本式、
宅
、
一六車・岡本式 -・'" ￨ Lf0mm、
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、
￨L 15mm、
』
マ
‘
・-，・I
I
I
I
ミ心
翠辛判
W/C=25% 50 75 100 125 150 175 25 50 75 100 125 150 175 25 50 75 1∞
125 150 175 支圧径(mm) 支圧径(mm) 支圧径(mm) (a)Lf=O聞の場合 (b)L f=15mmの場合 (c)Lf=30mmの場合 図-5 支圧強度Fbの実験結果と支圧径Bとの関係(六車・岡本式による推定結果との比較) 4001
Fb~F' (A!A)c. F全面圧縮強度 400 ￨凡民F・μIA，
)C.F全面圧舘強度 4001
C='Co+e剖'7・Foo肌 VP川Rd'sla).(j.4J¥
￨竺Co+e弓 札Fo'叩・V?川Rd'sla)判 F 誕、zE
、320∞
0 .d=5mmも
￨ ・d=5mm Lf=Omm tJj--前報3提案式 ￨ 一前報3提 案 式 草州己主凶山
∞
語桝回四100デ
ミ
I
I
I
ー
d前=2報53m提m案式、
Od=25m3提m案式-、
、
、
、 ￨ 弘子 ・・前 報 抄銀出(100 ‘ -y~"
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l
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1
1
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50 75 100 125 150 175 25 50 75 1∞
125 150 175 25 50 75 1∞
125 150 175 支圧径(mm) 支圧径(mm) 支圧径(mm) (a)Lf=Ommの場合 (b)Lf=15mmの場合 (c) Lf=30mmの場合 図-6 支圧強度Fbの実験結果と支圧径Bとの関係(前報3)の提案式による推定結果との比較) また， 図-5
および図-6
は， 本実験で得られた支圧強 度と支圧径との関係に関する実験結果(図中の.，0)
と式 (2)および式 (3)による支圧強度の推定結果(青色・ 赤色の破線)を比較したものである。これらの図および 表によれば，六車・岡本式による支圧強度推定値は，鋼 繊維無混入(~弁Omm) の試験体では，水セメント比(附'C) および骨材寸法 (d)に関わらず実験結果と良く一致し ているが，鋼繊維が混入されて内的な横拘束が大きくな ると，鋼繊維長さ(幼が長くなるほど支圧径(B)が75mm 以下の領域でより過小評価となる傾向にある。これに対 して，前報3)の提案式による支圧強度推定値は，六車 ・ 岡本式による支圧強度推定値と比べて全体的に実験結果 と良く一致してはいるが，鋼繊維長さ (LJつ が30mmで、 骨材寸法 (d)が5mmの支圧径 (B)が75mm以下の領域 で過小評価となり，その差は水セメント比 (WIC)が小 さく，かつ母材強度が大きいものほど増大している。以 上のことから，鋼繊維補強コンクリー卜の支圧強度は， 一般的に鋼繊維体積混入率(ゆが同じであっても，骨 材 寸 法 ( ゆ が 小 さ く ， か っ 鋼 繊 維 長 さ ( 幼 が 長 い ほ ど鋼繊維の影響が著しくなる傾向にあるといえる。 前報3)では，母材強度，鋼繊維体積混入率および骨材 寸法の影響を考慮した支圧強度推定式を提案したが，上 記の鋼繊維長さ(ゆと骨材寸法(じめの相互作用の影 響を考慮していないため，これらの影響を取り入れたよ り汎用性のある支圧強度推定式を構築する必要がある。4
.
3
内的コンファインド効果を考慮した支圧強度推定式 本研究では，前報3)と同様に，鋼繊維によって内的拘 束を受けるコンクリートの支圧強度推定式として，F
B=F
・(
A
I
A
1
)
C
(
4
)
を使用した場合の係数(
F
値と C値)の定量化を試みる。 (1)F
値の定式化 本研究では，鋼繊維によって内的拘束を受けるコンク リートの全面圧縮強度 (F)を母材の全面圧縮強度 (Fo)と 鋼繊維の混入による強度増分 (..1F)との和で定義した。 F=Fo+..1F (5) なお，上式中の..1F
は，前報3)では考慮していない鋼 繊維長さの影響が考慮できる式(6)を用いて評価した。 ..1F=a'Fob.Vfc・(Lj
I
め
d・(Lf
/
D
.
ρ
e
・(Rd'als)f (6) ここに， Fo:母材の全面圧縮強度(N/mm2)，Vf:鋼 繊 維体積混入率(%)， Lf
/
d:鋼繊維長さ/骨材寸法，Lfl句f
:鋼繊維長さ/鋼 繊 維 断 面 寸 法，Rd'als 細骨材を基 準とした相対骨材寸法×全骨材容積比，a
"
'
-
'
f
:
実験定数。 (2)C値の定式化 本研究では，上記のF値と同様に，鋼繊維によって内 的拘束を受けるコンクリートのC値も母材のC値(Co)と 鋼繊維の混入による C値の増分(..1C)との和で定義した。 C=Co+..1C (7) なお，上式の..1C
に関しても，..1F
値と同様に鋼繊維 長さの影響が考慮できる次の式 (8)を用いて評価した。 . .1c
=
g'Fob' Vfi・(ザゆJ・(Lf
/
Lρ k・(Rd'als)1 (8) ここに， Fo~als: 式 (6) の注を参照， g~l: 実験定数。 (3)F値およびG値の定量化 本支圧実験結果，並びに前報の2)および3)で示した鋼 繊維補強コンクリートに関する実験結果を用いて，式 (6) お よ び 式 (8)中の実験定数を定量化した結果，珂直およ びC値 と し て 次 に 示 す 式 (9)および式(10)が得られた。 F=Fo+e-15.1・F02.74.叩・57・(Lf
/
d
)
-
1
.
20. (Lfl切
.
1
98. (Rd' als)-0.80 (9) c=Co+e-2.02・
FO-0.34・附
55.(Lsめ
0.22.(伊乞ρ0.18. (Rd'als)0.01 (10)-426-1
8
120 E ぞ1凹 z k 世話回 線
