実 れ 実 れ

熊 本 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 4 1 巻 第 ３ 号 （ 平 成 ４ 年 - 1 1 ）

｢霊一受可

繊維補強コンクリートの破壊力学特性に関する研究

村 上 聖 ＊ ・ 浦 野 登 志 雄 * ＊ 三 井 宜 之 * * ＊

StudyonFractureMechanicscifFiberReinforcedConcrete

199

ＫｉｙｏｓｈｉＭＵＲＡＫＡＭＩ,ToshioURANOandYoshiyukiMITSUI

1 ･ は じ め に

コンクリート中に各種素材，例えば金属，ガラス，

プラスチックス，セラミックス，炭素などを短繊維と して分散混入した繊維補強コンクリートは，コンクリ ートの脆性的性質を顕著に改善することから，建築分 野への用途開発や実用化が急速に進められている．し かしながら，コンクリートのような脆性マトリックス に対する繊維強化理論は，1963年のRomualdiらによ

る線形破壊力学的考察に基づく繊維間隔説')の域を出 ないままに，実用化の方が先行している状況にある．

例えば，繊維素材の性質，繊維長さ，繊維体種率，コ ンクリートマトリックスの性質などの選定は，その最 適な組み合せに対する理輪的根拠を欠いたまま，試行 錯誤的に行われているのが現状である．

金属やプラスチックスなどの延性マトリックスに対 する繊維強化機楠の特徴は，高剛性・高強度の繊維が 主に荷重を負担し，マトリックスは繊維への荷重伝達 とクラックアレスターの役割を果たすことで，マトリ ックス単体では得られない高剛性・高強度を可能にし ている点にある．一方,、コンクリートのようなひびわ れ抵抗性の小さい脆性マトリックスに対する繊維強化

平成４年９月30日受付

･ 助 教 授 工 博 建 築 学 科

亭 ・ 助 手 工 修 八 代 工 業 高 等 専 門 学 校

… 教 授 工 博 建 築 学 科

機櫓の特徴は，主として繊維によるマトリックスのク ラックアレスター，即ち，微視的には繊維一マトリッ クス界面の付蒲応力によるマイクロクラックのアレス ター作用，巨視的にはマトリックスひびわれ面に介在 する繊維のプリッジングによるひびわれ開口抵抗など であり，強度の飛躍的向上よりもむしろマトリックス ひびわれ発生以後の靭性の改善に効果がある点で，前 者の繊維強化機構とは大きく異なる．また，そのよう な微視的･巨視的ひびわれ進展過程の集菰する領域(破 壊進行域と呼ばれる）は，コンクリートの引張軟化特 性により，ひびわれ先端前方の幅の狭い領域に局所化 される．従って，コンクリートに対する繊維強化機椴 の解明には，この破壊進行域内部の引張軟化則を定量 化することが重要となる．

最近では，破壊進行域内部で起こっているひびわれ 進展過程の可視化技術の発展により，マイクロクラッ クの発生・成長ｃ合体から主ひびわれの進展に至る過 程が詳細に鯛くられている2)'8)．しかし，そのような複 雑な破壊過程が視覚化されたとしても，破壊進行域内 部の引彊軟化則を直接実験的に評価することは困難で あり，何等かの力学モデルを仮定し，その数値解析に より，間接的に引張軟化則を推定する手法が要求され率 る．なぜならば，コンクリートの場合，微視・メゾ・

巨視的寸法レベルで記述される椛成法則は多様に変化

し，局所的な破壊進行域の引張軟化則を，通常の引張 試験により求めることができないからである．即ち，

引張賦験による結果も，曲げ試験などの他の試験と同 様に破壊進行域の引張軟化則を介して説明されるマク

(１）

繊維補強コンクリートの破壊力学特性に関する研究村上・浦野・三井

れの開口変位に依存した結合応力が仮想ひびわれ面に 作用すること，２）仮想ひびわれ先端で応力の連続条 件が満足されること．要件１）に関して，仮想ひびわ れの開口変位によらず一定の結合応力が作用する場合

（Dugdaleモデルと呼ばれ，塑性域の楠成法則を完全 弾塑性と仮定している),その解析は線形弾性解析で扱 える．要件２）に関して，応力の連続条件は，仮想ひ びわれ先端の応力拡大係数が０になることにより満足 される．Dugdaleモデルの場合には，外力のみが作用 するときの仮想ひびわれ先端の応力拡大係数と仮想ひ びわれ面に一定の結合応力（降伏強度）のみが作用す るときの仮想ひびわれ先端の応力拡大係数を等霞する ことにより，塑性域長さと，降伏強度に対する外力の 比が一意的に定まる．また，そのときの任意点の変位 は，与えられた外力条件の下でそれぞれの場合の対応 する変位を線形弾性的に重ね合わせることにより求め

られる．

結合力モデルの逆解析による破壊進行域の引張軟化 則の推定手法として，結合応力一ひびわれ開口変位関 係を区分的線形.(折れ線）近似し，結合力モデルの非 線形解析による荷重一変位関係の計算値と実験的に求 められる測定値の一致が最適になるように，折れ点位 圃を定める手法が提案されている．ここでは，任意の 結合応力一ひびわれ開口変位(crackojeningdis．

ロな構造特性と考えられるべきものである．

破壊進行域を記述する力学モデルとして，ひびわれ 先端前方で細長く進展する破壊進行域を仮想のひびわ れに固き換えて，その開口に抵抗する力（結合応力と 呼ばれる）がひびわれ面に作用するモデル（結合力モ デルと呼ばれる）が注目されており，これまでにコン クリートのひびわれ進展挙動の数値解析への応用が試 みられ，その有効性が数多く報告されている４)－６)．ま た，実験的に求められる荷重一変位関係の測定値と結 合力モデルによる計算値の一致から，破壊進行域の引 張軟化則を逆推定する手法もいくつか提案されてい る？)－，)．そこで,本研究では,結合力モデルの逆解析に よる破壊進行域の引張軟化則の推定手法を用いて，繊 維補強コンクリートにおける繊維強化機構と繊維補強 効果について解析及び実験的に検肘を行った６

2．解析方法．

結合力モデルを用いて，破壊進行域の引張軟化則を 記述する場合，仮想ひびわれの開口変位に依存して結 合応力が変化することから，その解析には非線形解析 が必要になる．既に，結合力モデルの非線形解析の定 式化については前報'｡)に示しているが,結合力モデル 解析の要点は次の2点に要約される：１）仮想ひびわ

冊 ^」--､､

ゆ

Ｃ Ｏ Ｄ

Ｊ等価Dugdaleモデルの基礎概念

実 れ 実 れ

200

(２）

ゆ

Ｃ Ｏ Ｄ

図－１

ｖ

○

（。）Ｒ圏躯塀

ゅ ）

露

（。）Ｒ僅如無

Ｙ＝，/bi｡b Ｘ＝Ｅ秒/(q,Ｗ）

Z'＝Ｅ〃(dyW）

Z2＝ＥＭ的Ｗ）

熊 本 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 4 1 巻 第 ３ 号 （ 平 成 ４ 年 - 1 1 ）

( 1 ) displacement，以下ＣＯＤと略記する)関係を，与えら

れたＣＯＤに対してＪ菰分（結合応力一COD曲線下の 面種で表される）が等価になるように，一定の結合応 力（以下飯等価降伏強度と称する）が仮想ひびわれ面 Iこに作用するDugdaleモデルに逐次圃換して,非線形

解析を線形化する手法（以下，Ｊ等価Dugdaleモデル と称する）を利用した．図－１に，Ｊ等価Dugdaleモ デルの基礎概念を示す．

本実験で利用した，片側にノッチを有するはりの３ 点曲げ（ただし，スパン･高さ比＝３）に関するDug・

daleモデル解析結果を表－１に示す．ここで，解析に は間接境界要素法（線形要素使用）を用い，応力拡大 係数の計算には,RiceによるＪ秋分を数値計算する手 法(J種分法と呼ばれる）を利用した．なお，Ｊ種分法 の定式並びに解析糖度については既報'１)のとおりで ある．また，Dugdaleモデル解析による公称曲げ応 力，COD，実験的に測定される変位としてノッチ肩口 開口変位(crackmouthopeningdisplacement，以下

ＣＭＯＤと略記する)及び載荷点変位は，それぞれ次の 無次元パラメータで表示されている．

表一lDugdaleモデルの解析結果

＊Ｚ'：ＣＭＯＤ,Ｚ２：載荷点変位

Ｐ

, １

201

ここに,Ｕｂ：公称曲げ応力，｡i,：（等価）降伏強 度，Ｅ:ヤング係数，‘：COD,Ｗ：はりせい，‘：

CMOD，６：載荷点変位．

Ｊ等価Dugdaleモデルによれば，任意の結合応力一 COD関係に対する荷重一変位関係を線形弾性解析に

より計算することができる.図－２に,Ｊ等価Dugdale モデル解析のフローチャートを示す.ところで,前報'0）

の結合力モデルの非線形解析の定式に示すように，応 力拡大係数及び任意点の変位の影響係数を線形弾性解 析に基づいて求めることにより，非線形解析も，前述 の結合力モデル解析の要件１）及び２）から誘導され るマトリックスの解を求める問題に帰着される．その 点で,与えられた結合応力一COD関係に対して荷重一 変位関係を計算することが目的ならば，非線形解析に 比べてＪ等価Dugdaleモデル解析が簡便性の点から

も特に有利であるとは言えない．しかし，結合力モデ ルの逆解析による破壊進行域の引張軟化則の推定では，

J等価Dugdaleモデルを用いることにより，以下に示 すように，必要な材料定数としてヤング係数のみで，

Ｐ：荷瞳、ａ：ノッチ長さ、“：仮想ひびわれ長さ、

Ｌ：スパン長さ、Ｗ：はりせい、や：ＣＯＤ，

砂：ＣＭＯＤ，ｏソ：降伏強度

(３）

a /

ｗ の/Ｗ

Ｙ Ｘ ’ Z ２ Z 0.10

５０５０５０５０５０５０５０５０５ ０００１１１１１１１１１２２２２２

６８９１２３４５６７８９０１１２３ ６５８９７９２３９７４６４４８２８１３８１３４５５４４４２３０８７６ ０００００１１１２３４５７１１２６

１２３５７０３８３００４４．．．． ４９８４９９９９４８２２６０９９１１３８６７４７０５７６４６６１７８

0.387 0.602 0.810 1.043 1.316 1.649 2.049 2.561 3.203 4.047 5.180 6.755 9.056 12.63 18.93 31.94 72.18

１６１６５１５５３６０９３６３１７１２５５７４５８９２８０１２３４０ ３８２６０５０６３３４０。・・．．

0.30 ０００００００００００００ ５０５０５０５０５０５０５０１１２２３３４４５５６６ ０００００００１１１１１１

６１２２１０８５４０

273‘

342 419

0.126 0.280 0.480 0.733 1.053 1.478 2.054 2.866 4.064 5.950 9.344 16.49 39.06

0.805 1.253 1.700 2.206 2.802 3.549 4.523 5.851 7.743 10.68 15.82 26.46 59.41

1.267 1.898 2.476 3.093 3.761 4.552 5.500 6.847 8.601 11.19 15.40 23.20 50.30 0.50

００．０００００００

0.133 0.314 0.578 0.956 1.523

4.104 7.716 19.44

1.330 2.130 3.008 4.107 5.612 7.880 11.74 19.72 44.44

1.525

2.381

3.260

4.351

5.622

7.743

10.96

17.07

37.08

３）以上のステップを②について反復すれば，.図一 ３(b)に示すようにＪ－ＣＯＤ関係が得られるので，その 回帰曲線を微分(｡』/d妙)することにより結合応力(の が求められ，図－３(c)に示すようにぴ一COD関係が 推定される．

202

YES

－１に示すDugdaleモデル解析結果から対応する無 次元パラメータＸ,Ｙ,Ｚの値を求める．ここで，スパ

ン･高さ比＝３の３点曲げについけ,公称曲げ応力(“）

は次式で示される.′

荷重一変位関係の測定値と叶算値の一致から結合応力

ｈ

－ＣＯＤ関係を一意的に決定することができる．

1）与えられた仮想ひびわれ長さ(α)に対して，表

図－２Ｊ等価Dugdaleモデル解析の

フローチャート ｡b＝9P/(2ＢＷ） )2(

荷重(P)及びＣＭＯＤ(沙)を 求める

Ｐ＝2BWY的/９ 秒＝Z⑱Ｗ/Ｅ

画を与える

ここに，Ｐ：荷重，Ｂ：はり幅．

上式に，Ｙ＝“/bh,及びＺ＝Ｅ〃(のＷ)を代入して，

⑱を仮定する

⑱を

Ｐ＝{2BEY/(9Z)}１６ )3(

的に対応するＣＯＤ(‘)及 び』種分(J)を求める

‘＝Ｘ酌Ｗ/Ｅ Ｊ＝⑱‘

的に対応す ぴＪ種分(J)Ｉ

ｄ＝Ｘ酌Ｗ Ｊ＝⑱‘

上式においてＢ，Ｅ，Ｙ，Ｚは既知だから，与えられ た①に対して荷重と変位の間にモデル解析上直線関 係が成り立つ．これは，DUgdaleモデルが線形弾性解 析で扱えることによるものである；

２）図－３(a)に示すように，荷重一変位関係の測定 値と(3)式の直線との交点が対応する解を与え，その交 点での荷重値から，次式に示すように等価降伏強度 (q,),COD(‘),J種分(J)が求められる．

与 え ら れ た 結 合 応 カ ー DOD関係に対して，‘に 対応するＪ積分(J･)を求め

る

Ｊ･＝〃ぴ(ゅ)dｄ 与 え ら れ た DOD関係に】

対応するＪ頼

る

Ｊ･＝〃ぴ(。

の＝9P/(2BWY）

‘＝ＸｏｙＷ/Ｅ Ｊ＝的‘、

( 4 ＮＯ )

』 J＝』。

繊維補強コンクリートの破壊力学特性に関する研究村上・浦野・三井

(４）

荷重(P)及び 求める

Ｃ Ｏ Ｄ

( ｃ ）

◎

変位 (ａ）

圏種 Ｐ

ゆ ゆ

Ｃ Ｏ Ｄ

（ ｂ ）

図－３逆解析による結合応カーCOD関係の推定

熊 本 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 4 1 巻 第 ３ 号 （ 平 成 ４ 年 - 1 1 ）

²⁰³

3 ． 実 験 方 法

本実験では，以下の３シリーズについて実験を行っ た．

１）シリーズ①

、本シリーズは，繊維素材の違いが繊維補強効果に及 ぼす影響を調べるために，繊維素材として鋼繊維ヮ合 成繊維，炭素繊維を用いた繊維補強コンクリートに関

して実験的検討を行った．

鋼繊維補強コンクリート(SFRC)，合成繊維補強コ ンクリート（PFRC)，炭素繊維補強コンクリート

（CFRC)の使用材料及び調合をそれぞれ表－２，３に 示す.なお,鋼繊維には寸法ｄ0.5×30ｍｍの異形カッ

トワイヤーを，合成繊維には寸法‘1.0×30ｍｍのポ プロピレン繊維を，炭素繊維には寸法‘14脚、×１８ ｍｍのピッチ系炭素繊維をそれぞれ使用した．また，

調合は,ＳFRC,ＰFRCに関しては,水セメント比(Ｗ／

Ｃ)＝50％一定とし，繊維体積率(V『)＝0,0.5,1.0, 1.5,2.0％のそれぞれについてスランプ＝18ｃｍを目 標に試し練りにより定めた．ＣＦＲＣに関しては，Ｖ,＝

2.0％を基準に，Ｗ/Ｃ及び砂セメント比(S/C)を変化 させて，フロー値が130ｍｍ以上の範囲で曲げ強度が 最大となる調合を選定した．ただし，Ｖｆ＝0,1.0, 3.0％については，Ｖｆ＝2.0％と同一のモルタルマト

リックスに繊維を分散混入した．混練は,ＳFRC，

.ＰFRCに関しては容量501の強制撹はん型ミキサー を，ＣＦＲＣに関しては容量502のオムニミキサーを使 用した．

試験は，寸法ｄ10×20ｃｍ円柱試供体を用いて圧縮 応カーひずみ関係を，寸法10×10×40ｃｍのノッチつ

きはり試験体を用いて荷重一ｃＭＯＤ関係を測定した．

なお，ノッチ深さは，はりせいに対する比で0.3とし，

載荷形式は３点曲げ（スパン・高さ比＝３）とした．

また,ＣＭＯＤは，ノッチ肩口にナイフエッジを介して 取り付けたクリップゲージにより測定した．試験体は，

それぞれ３個ずつ作製し,ＳFRC,ＰFRCに関しては材 令28日(水中養生)，ＣＦＲＣに関しては材令14日（水中 養生）とし，その後試験時まで気中に放腫した．

２）シリーズ②

本シリーズは,繊維長さ(lｆ),繊維体積率(v,)肌水セ メント比（Ｗ/C)が繊維補強効果に及ぼす影響を調べ るために,lf=30mmと一定にしVf=0,1.012.0%の

それぞれについてＷ/Ｃを40,50,60,70％で変化させ たＳFRC，またＶ,＝１．０％と一定にしlf＝２０，３０，

(５）

50ｍｍのそれぞれについてＷ/Ｃを40,50,60,70％で

変化させたＳFRCに関して実験的検討を行った.前者・

は繊維体穂率とマトリックス強度の相互作用を，後者 は繊維長さとマトリックス強度の相互作用を調べる目 的で行ったものである

ＳFRCの使用材料及び調合をそれぞれ表－４，５に 示す．なお,鋼繊維には寸法ｄ0.5×20ｍｍ,ｄ0.6×３０ ｍｍ，‘0.7×50ｍｍの異形カットワイヤーを使用し た‘また，調合は，すべてスランプ１８ｃｍを目標に試し 練りにより定め，混練には容量501の強制撹はん型ミ キサーを使用した．試験方法，試験体の個数及び材令 等はシリーズ①と同様である．

３）シリーズ③

SFRC,ＰFRC

セ メ ン ト

粗 骨 材

鋼 繊 維

合 成 繊 維

CFRC セ メ ン ト

材

分 散 剤 炭 素 繊 維

表 － ２ 使 用 材 料

普通ポルトランド 川砂

表乾比重＝2.57 吸水率＝3.34％

最大寸法＝５ｍｍ 粗粒率＝2.78 川砂利

表 乾 比 重 ＝ 2 . 6 吸水率＝2.00％

~

最大寸法＝20ｍｍ 粗１粒率＝6.65 実積率＝65.5％

異形カットワイヤー ｄ0.5×30ｍｍ ポ リ プ ロ ピ レ ン

ゆ1.0×30ｍｍ

早強ポルトランド

珪 砂 ５ 号 ．

シ ラ ス パ ル ー ン

珪砂：シラスパルーン＝３：１ (重量比）

メ チ ル セ ル ロ ー ス ピッチ系

ｄ14浜、×18ｍｍ 引張強さ：190kgf/ｍｍ２ 弾性率：２１tf/mｍ２

PFRC

繊維補強コンクリートの破壇力学特性に関する研究村上・浦野・三井

204

CFRC

表 － ３ 使 用 鯛 合

SFＲＣ

本シリーズは，膨狼材混入による繊維へのケミカル プレストレス導入が繊維補強効果に及ぼす影響を鯛ぺ るために，１，＝３０ｍｍ＆Ｖ《＝2.0％のSFRC，１『＝

30ｍｍ＆Ｖ,＝2.0％のＰFRC,鋼繊維と合成繊維を繊

維体種率でそれぞれ１％ずつ複合混入した混成繊維補 強コンクリート（SPFRC)のそれぞれについて膨彊材 混入率（結合材に対する膨弧材の重通比）を０，１０，

２０，３０，４０％で変化させて実験的検肘を行った．

ＳFRC,PFRQSPFRCの使用材料及び鯛合を表一

６，７にそれぞれ示す．なお，鋼繊維には寸法‘0.5×

30ｍｍの異形カットワイヤーを，合成繊維には寸法 ｄ1.0×30ｍｍのポリプロピレン繊維をそれぞれ使用 した．また,調合はすべてスランプ18ｃｍを目標に験し 練りにより定め，混練には容迅50′の強制擬はん型ミ キサーを使用した．賦験方法，賦験体の個数はシリー ズ①と同様であるが，材令は21日（水中養生）とし，

その後賦験時まで気中放歴した．

(６）

表 － ４ 使 用 材 料

碑） Ｗ/Ｃ

(

％） ^ａ％^/(^s） ｋ(

Ｗ

ｇ/、）8

ス ラ ン

（、c）

プ

( ｋ

k f g m 2

）

^E

５０５０

００１１２ ０００００５５５５５ 詔鯛印、魂 ７４０７４ 四迦調塑妬

19.5 16.2 15.8 18.2 16.3

400 408 446 460 511

2.69×105 ２ ． ５ ７ ２ ． ７ ０ ２．５７ ２ ． ５ １

錫

／％ｓく Ｗ如

く ｋ

8

）

ス ラ ン プ ( c

、） ●）,mｋf(fg ^ｋ(

^２

Ｅ函

５０５０ ００１１２ ０００００５５５５５ ８５２０７３４５６６ ７０３６８９１２３４ １２２２２

17.6 16.5 15.6 14.7 20.2

350 344 343 387 446

2.66×105 2.75 2.47 2.56 2.57

( M 1

）

柵

^E

害０００ ０１２３ ００００６６６６ ００００６６６６

0.25 0.25 0.25 0.25

283 315 261 283

1.21×106 1.30 1.19 1.26

セ メ ン ト

細 骨 材 川砂

表乾比重＝2.53 吸水率＝2.70％

最大寸法＝５ｍｍ 粗粒率＝2.49 粗 骨 材 川砂利

表乾比重＝2.68 吸水率＝1.72％

最大寸法＝20ｍｍ 粗粒率＝6.52

、実穣率＝64.3％

鋼 繊 維 異形カットワイヤー

血、今皿

ワ些冗。Ｐ。

０００

戸、のり毎Ｊ

×××

《Ｕ《ＵＯ２の，①・の

(７）

熊本大学工学部研究報告第41巻第･3号（平成４年-11）

^2０５．

表 － ６ 使 用 材 料 表 － ５ 使 用 調 合

１）繊維素材の違いが繊維補強効果に及ぼす影響 図－４(a),（b),(c)に，ＳFRC,ＰFRC,ＣＦＲＣに関す

る荷重一CMOＤ関係の測定値(平均)及び本手法によ

り推定された結合応力一COD関係をそれぞれ示す.マ

トリックスひびわれ発生後もひびわれ面に介在する繊 維のプリッジング作用により結合応力が保持され，そ の程度は鋼繊維が最大で，ポリプロピレン繊維の場合 にはＣＯＤが約0.004ｃｍまでほとんどプレーンコンク

リートと差がなく，保持される結合応力も他の繊維に 比べてかなり小さい６また,炭素繊維の場合にはＣＯＤ が約0.005ｃｍぐらいで結合応力はピークに達した後，

大きな引張軟化特性を示しているのに対して，鋼繊維 及びポリプロピレン繊維の場合は，ＣＯＤが0.05ｃｍ以 下の範囲ではほとんど引張軟化特性を示しておらず，

ほぼ一定の結合応力が保持される．これに関しては，

炭素繊維が他の繊維に比べてl‘が18ｍｍと短いこと も起因していると考えられる。

繊維素材の違いが繊維補強効果に及ぼす影響をみる

4．実験結果及び考察

ｌ ｆ (ｍ、 ））1M(

Ｃｊ

s / ａ

(

％）

Ｗ

( k g / ｍ３）

ス ラ ン プ ( c

、）

圏 ） m

f

f g

Ｅ坪

m 2

００００ ００００４５６７ １７９２３３３４

211 196 195 195

19.1 19.3 18.4 18.4

488 400 307 234

3.33×1 3.10 2.96

００００２２２２ １１１１

００００ ００００４５６７ ９２４６４５５５ 2.70

224 221 224 228

６７７８１１１１ ８２４３

541 478 378 288

３２２２ ２６１６１８５１

００００３３３３

’ １

１１

､ １

００００ ００００４５６７ ５９１４５５６６

232 229 232 236

６６８８１１１１ ３０１１

493 433 365 282

３３２２ ２１８５ ８５７８

００００５５５５ １１．１１ ００００ ００００４５６７ ３５７９７７７７

262 251 257 263

６６７７１１１１ ５０９９

585 485 420 322

３２２２ ３８５２０７６４

３３３３ ００００ ２２２２ ００００ ００００４５６７ ９１３５７８８８

261 263 269 277

７８８８１１１１ ０５３４

521 428 366 273

３２２２ ２３２９０７６２

セ メ ン ト

細 骨 材 川砂

表乾比重＝2.58 吸水率＝3.40％

最大寸法＝５ｍｍ 粗粒率＝3.01 粗 骨 材 川砂利

表乾比重＝2.66 吸 水 率 ＝ 2 . 2 4 最大寸法＝15ｍｍ 粗粒率＝6.32 実秋率＝66.2％

鋼 繊 維 異形カットワイヤー

‘0.5×30ｍｍ 合 成 繊 維 ポ リ プ ロ ピ レ ン

ゅ1.0×30ｍｍ 膨 張 材 CSA系

SFRC 206

(８）

表 － ７ 使 用 調 合

プ レ ー ン コ ン ク リ ー ト

ために,図－５に,Ｖｆの増加に伴うＪ積分の絶対値(実 線）及びプレーンコンクリートに対するＪ秋分の相対 比（破線）の変化を示す．ただし，Ｊ種分としてＣＯＤ が0.03ｃｍにおける値を採用した.その根拠は,耐久性 の面からひびわれ幅の限界値として0.2～0.3ｍｍが 示されているためである.図より,Ｊ領分の絶対値に関

しては鋼繊維が最大で，一方Ｊ秋分の相対比に関して は炭素繊維が般大となり，繊維の補強効率の面からは 鋼繊維よりも炭素繊維の方が有効であることがわかる．

繊維補強コンクリートの破壊力学特性に関する研究村上・浦野・三井

PFRC

SPFRC

また，ポリプロピレン繊維の場合にはいずれについて も最小であり，その要因として繊維のヤング係数の違 いが考えられる。

即ち，鋼繊維及び炭素繊維のヤング係数はともに約 ２×lO6kgf/cm2であるのに対して,ポリプロピレン繊

維の場合は約５×104kgf/cm2で二桁他の繊維に比べ

てヤング係数が小さい．このことから，繊維補強効果 の改善には繊維素材のヤング係数を大きくすることが 有効であると思われる．

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433 441 193 130 125

2.71×105 2.85 1.60 0.99 . ０ ． ８ ６

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406 403 379 220 209

2.46×106 ２．５６ ２ ． ４ ９ １ ． ４ １ １ ． ２ ９

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349 431 163

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０ ００００１２３４ ０００００５５５５５ ０００００８８８８８

268 268 268 268 268

18.4 16.5 18.3 17.3 17.8

458 462 243 246 242

2.79×105 ２ ． ８ ６

･1.78

1.67

1.79

、三三三=三三

熊本大学工学部研究報告第41巻第３号（平成４年-11）

²⁰⁷

０．０ ０．，３ 2０００ 100

０．０２

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ＣＭＯ、（c回

図－４(a）ＳFRCの荷重一ＣＭＯＤ及び結合.応カーCOD関係

０

Ｃ Ｏ Ｄ に 回

1００

図－４(b）ＰFRCの荷重一ＣＭＯＤ及び結合応力

2０００

COD関係

（“３遥豊）侭圏頓．霧

君冒｝画廊

1０００ 50

Ｃ Ｍ Ｏ Ｄ に ■

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０ ０．０１

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０．０５

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Ｃ Ｏ Ｄ に 膚

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0 ． １ ０ ． ２ ． ｐ Ｕ ｌ Ｏ ・ O Ｚ

ＣＭＯＤ（c回）

図－４(c）CFRCの荷重一ＣＭＯＤ及び結合応力:一COD関係

１ ０ ０

0 ． ０ ３ ０ ． ０ ４ ０ ． ０ ５ ＣＯＤにﾛ）

０．０２

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．

208

１．０ ０

０ ２ ． ０

2.0と2.5（Ｗ/Ｃで50％と40％）でＪ秋分に差がなく，

マトリックス強度の増加に伴うＪ領分の増大に頭打ち の傾向がみられる．このことは，コンクリートマトリ ックス強度に応じてＶ‘とl！の最適な組み合わせが存 在することを示唆しているように思われる。

３）膨張材混入によるケミカルプレストレス導入が繊 維補強効果に及ぼす影響

図－８(a)，（b)，（c)，（d)に，膨張プレーンコンクリー ト,膨張SFRC,膨喪PFRC,膨彊SPFRCに関する荷

重一ＣＭＯＤ及び結合応力一COD関係をそれぞれ示す．

プレーンコンクリートの場合，膨弧材の混入により保 持される結合応力は低下し，その程度は膨喪材混入率 が大きくなるほど顕著となり，大きな膨頚劣化を示す．

ただし，膨張材混入率が10％のとぎには無混入の場合 に比べて,ＣＯＤが小さい範囲で結合応力が若干高くな っており，これは乾燥収縮の低減によるものと考えら れる．一方，ＳFRC，ＰFRC，SPFRCに関してもプレ

ーンコンクリートの場合と同様に膨張材混入により保 持される結合応力は低下するがｂプレーンコンクリー トに比べると，繊維の混入により結合応力の低下はか なり抑制される．

膨頚材混入が繊維補強効果に及ぼす影靭をみるため に，図－９に，膨喪材混入率の増加に伴うＪ菰分及び 膨張材無混入に対するＪ菰分の相対比の変化を示す．

ここで，Ｊ秋分には前述のようにＣＯＤが0.03ｃｍにお ける値を採用した．図より，いずれの場合も，膨弧材

O「ＣＦＲＣ

蛍荻恕ｅ中犀弓師や稜型｛ｌミハ貝‐一．ト

０００００

2．０

０

２）繊維長さ，繊維体種率，マトリックス強度が繊維 補強効果に及ぼす影響

図－６(a)，（b)，（c)，（｡)，（e)に，それぞれプレーンコ ンクリート及びＶ,＝1.0％＆lf＝20,30,50ｍｍ,Ｖｆ

＝２．０％＆11＝３０ｍｍのSFRＣに関する荷重一 ＣＭＯＤ及び結合応力一COD関係を示すｄプレーンコ

ンクリートの場合には大きな引張軟化特性を示してい るが,ＳFRCの場合には,ＣＯＤが大きい範囲でも高い 結合応力を保持し，また，Ｖ,あるいは1,が大きくなる ほど，保持される結合応力もほぼ比例的に増大する．

l‘の違いでみると，１，＝20ｍｍの場合,ＣＯＤが約0.01 ｃｍまで比較的大きな引張軟化特性を示すが，それ以 上ではほぼ一定の結合応力が保持される，１，＝30ｍｍ の場合，ほぼ一定の結合応力が保持される，また'《＝

50ｍｍの場合にはＣＯＤが約0.02～0.03ｃｍまでひず み硬化に類似の挙動を示し,同一のＶ!(＝1.0％）では 最大の結合応力が保持される．

繊維補強効果に及ぼす繊維体菰率あるいは繊維長さ とマトリックス強度の相互作用をみるために，図－７ に，セメント水比（C/Ｗ）の増加に伴うＪ秋分の変化 をＶｆ及び',別に示す．ここで,Ｊ菰分には前述のよう にＣＯＤが0.03ｃｍにおける値を採用した.図より，Ｃ／

Ｗの増加，即ちマトリックス強度の増加に伴い，Ｊ積 分はほぼ比例的に増大し，その程度はＶ,あるいは１，

が大きくなるほど顕著になることがわかる．ただし，

本実験の場合，Ｖ,が2.0％と大きくなると，Ｃ/Ｗが

Ｐ Ｆ Ｒ Ｃ

５

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０ ０ ． ５ １ ． ０ １ ． ５ ２ ． ０ ０ ． ５ １ ． ０ １ ． ５ ２ ． ０

Ｖ 『 １ % ） Ｖ ｆ （ % ） Ｖ 『 （ 剃 図－５繊維素材の違いが繊維補強効果に及ぼす影蓉

繊維補強コンクリートの破壊力学特性に関する研究村上・浦野・三井

( 1 0

）

１．０

２０

0．５

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１０

〃〃

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０

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０

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の荷重一ＣＭＯＤ及び結合応カーCOD関係

209

０ ． 】 ０ ． ２

図－６(b）ＳFRC（Ｖ,:=1.0％＆1f＝20ｍｍ）

1００

０ 20ｍ

２０００

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0 ． １ ０ ． ２ ０ ， ０ ． ０ １ ０ ． ０ ２ ０ ． ０ ３ O ﾛ ０ ４ ０ ． ０ ５

Ｃ Ｍ Ｏ Ｄ ( c ■ ） Ｃ Ｏ Ｄ に 回 ） ･

図－６(a）プレーンコンクリートの荷重一ＣＭＯＤ及び結合応力テCOD関係

0 ０

1０００ 2０００

5 ０

宮８篭旦》侭田姻穏

魁皇国面

5

０

熊 本 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 4 1 巻 第 ３ 号 （ 平 成 ４ 年 - 1 1 ）

０ ０．０

( 1 1

）

0 ０

ＣＯＤ

《α■⑨冨唾里侭圏如靭

言四二画陣

0．０３

0.1 ０．２ ０

図－６(c）ＳFRC（Ｖｆ＝1.0％＆1,＝30ｍｍ）の荷重－．．ＣＭＯＤ及び結合応力

0．０４

０．０２ 0．０５

Ｃ Ｍ Ｏ Ｄ Ｉ ｃ ｐ

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・・－－－７０

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Ｏ ロ ０ ０

0．０３

ﾄの破壊力学特性に関する研究 繊維補強コンクリ

210

０．０５ 1００

ＣＭＯＤ（Ｃａ

２０００

Ｃ Ｏ Ｄ に ■

－ ４ ０

－ － － ６ ，

… － － ６ ０

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5 ０００ ０

０ 0．０

０ ． １ ｡ ． ０ ６ １ ０ ． ０ ２

ＣＭＯＤに日）

図－６'(｡）ＳFRC（Vf＝1.0％＆11＝50ｍｍ）の荷璽一ＣＭＯＤ及び結合応力

0.,＄

０．０４

COD関係

１００ 20,0

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－ ４ ０

－ － － ５ ０

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－－－－７０

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鐸二 二二三

５ ０ ０００

０．２ ０ ０ ． ０ １ ０ ． ０ ２

｡

CＭＯＤ及び結合応力

０

村上・浦野・三井

0．０４

( 1 2

）

． Ｃ ／ Ｗ Ｃ ／ Ｗ

図－７Ｖ‘,lfとマトリックス強度が繊維補強効果に及ぼす相互作用

図－６(e）ＳFRC（Vf＝2.0％＆lf＝30ｍｍ）の荷重 COD関係

2.0 2.0

１．０

１．０

５

●１（日。へ申豊）中騨句

５

．●

2．０ 2．５ ｌ■Ｉ画匡 １■南﹈

0．５

2６５ １．５ 0．５

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1

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０

2．０

1000

熊 本 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 4 1 巻 第 ３ 号 （ 平 成 ４ 年 - 1 1 ）ご ●

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０ ０ 2０００

211

銅砕側０００００膨圃一』垂一一一一一

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５ ０ ０００

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０ ． 0 ５ α 1 0 0 , 0 1 ０ ． ０ ２ ０ ． ０ ３ ０ ． ０ ４ ０ ． ０ ５ Ｃ Ｍ Ｏ Ｄ に 目 ｊ Ｃ Ｏ Ｄ に 宮 ）

図－８(a）膨張プレーーンコンクリートの荷重一ＣＭＯＤ及び結合応カーCOD関係

0 ２０００ ０

( 1 3

）

ＣＭｑＤ(c回１

図－８(c）膨張ＰFRCの荷重一ＣＭＯＤ及び結合応カーCOD関係

鹿硬材

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２０００

0

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ＣＯＤＩｃ日）

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

Ｃ Ｍ Ｏ 、 ( c 回 ） Ｃ Ｏ Ｄ ( c 苗 ）

図－８(b）膨張ＳFRCの荷重一ＣＭＯＤ及び結合応カーCOD関係

１００

、 0．０ ５

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一一一一

“ｇ蹟葺｝侭圏頓埋

5 1０００ ０

i

§ 毒 雷 雲 雲 害 毒 雪 雲 室 雪 雲

0．０１０．０２０６０３０．０４

2．０

･浦野・三井 繊維補強コンクリ

212

ＣＯＤ【函１

２０００ １００

( 1 4

）

Ｊ等価Dugdaleモデルの逆解析による破壊進行域 の引彊軟化則の推定手法により，繊維補強コンクリー

トにおける繊維強化機楠及び繊維補強効果について次 のような知見を得ることができた．

１）繊維素材の違いが繊維補強効果に及ぼす影轡に関 して,繊維素材のヤング係数が大きいものほど,Ｊ菰 分は顕著に増大し，繊維補強効果の面で繊維素材の ヤング係数が重要な因子となることがわかった．

２）繊維長さが，繊維体種率，マトリックス強度が繊

膨彊材 混入串 １%

）

－ ０

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－．－．－２０

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－ － － ４ ０

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0 0.0

ＣＭＯＤ(cﾛ）

図－８(｡）膨彊SPFRCの荷重一ＣＭＯＤ及び結合応力一COD関係

1 ０ ２ ０ ３ ０ ４ ０ ０ １ ０ ‘ ２ ０ ３ ０

膨弧材混入率(%） 膨弧材混入率(%)・

図－９膨狼材混入が繊維補強効果に及ぼす影轡 ﾄの破壊力学特性に関する研究村上

５

５ ． ま と め 混入によりＪ秋分の低下がみられ，その程度は膨喪材

混入率が大きくなるほど大きくなっていることがわか る．また，膨狼材無混入に対するＪ秋分の相対比でみ ると，繊維補強コンクリートの場合，膨彊材混入率が 約20％以上でプレーンコンクリートに比べてＪ秋分の 相対比は高くなっており，繊維の混入により膨弧劣化 がかなり抑制されることがわかる．このことは，膨狼 材混入によるケミカルプレストレス導入による繊維補 強効果の改善といった菰極的な効果は本実験の範囲内 では期待できないが，膨張劣化の抑制には繊維の混入 が有効であることを示している．

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一一一一

ﾌﾞﾚｰﾝｺﾝｸﾘｰﾄ Ｓ Ｆ Ｒ Ｃ Ｐ Ｆ Ｒ Ｃ Ｓ Ｐ Ｆ Ｒ Ｃ

５

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１０封友哩ｅ余麗句叩や稜ｕぺ関麗な康道

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4 ０ １．０

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熊本大学工学部研究報告第41巻第３号（平成４年-11）

²¹³

維補強効果に及ぼす相互作用に関して，繊維体秋率 あるいは繊維長さが大きくなるほどＪ種分は増大す るが，その程度はマトリックス強度が大きくなるほ ど顕著になることがわかった．ただし，繊維体種率 が大きくなると，より低強度側でＪ秋分の増加が頭 打ちになる傾向がみられ，繊維補強コンクリートに おける繊維長さど繊維体菰率の最適な組み合わせは，

マトリックス強度に依存する。

3）膨張材混入によるケミカルプレストレス導入が繊 維補強効果に及ぼす影響に関して，膨彊材混入によ

る繊維補強効果の改善という種極的な効果は期待で きない反面，繊維混入によるコンクリートの膨彊劣 化に対する抑制効果は十分期待できることがわかづ た．

参 考 文 献

1）Ｊ・Ｐ､Romualdiet.a１．：MechanicSofcrackarT巴stinconcrEte,Pro＆

ASCE,Vol､89,No.ＥＭ３０ｐｐ･'47-168,1963.6

( 1 5

）

２）大塚浩同ほか１名：Ｘ線造影撮影によるコンクリートの破壊プロセ スゾーンの検出，コンクリート構造の破壊力学に関するコンキウム酋 文策，ｐｐｏ１－４，１９９０．３

３）岡田洞ほか２名：コンクリートの曲げ引喪破壊過程に関するエネル ギー的考察。土木学会飴文集。第285号，ｐｐ，109-119,1979.5

４）Ａ･Hillerbo屯ｅｔ.ａ1.：Analysisofcrackfonnationandcrack

、growthinconCretebymeanSoffracturemechanic8andfinite eIfmEnts0CementandConcrEteResem℃h,Vol､6,No.6,1976

5

）meSL:a』eLsotRG､. a r 巴kacracd p p r o a c h a n d j m c t u x 喧進alc1.・a

tion,HERON,Vol‘300No.1,1985 ６）Ｚ.Ｐ・Bazantet.a1.：CrackbandtheOryfOrfractureofconc唾te，

Material9andS1rucmre8GULEM),Vol､16‘ＮＣ693,1983 ７）、F､Ｈ・WittmalmetbaL：Fracmreene屯ｙａｎｄ就minsofteningof

conCreteasdetermInedbymeanSofcompactte噸ion8pecimentsb MaterialBandStrUCturES(RILEM),Vol､21jNo.121,1988

８）野村希晶ほか3名：非聴形破壊力学手法に基づく高強度．〆クリート

16,1990.10

９）六郷恵哲ほか３名：コンクリートの曲げ強度の推定に関する破壊力学

10）村上皿：境界要素法を用いた結合力モデルの非録形解析，熊本大学