鋼繊維補強コンクリートの支圧特性に関する研究

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第69回セメント技術大会講演要旨 2015

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強

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する研究

愛知工業大学大学院工学研究科愛知工業大学工学部 1 .まえがき筆者らは、従来から鋼管形式による杭頭半剛接工法の確立を目的とした一連の基礎的研究を行っており、J:!JI報

0

関俊力瀬古繁喜山田和夫 2.2 加力および測定方法本実験では、既往の実験と同様に、載荷板聞の荷重一軸変位関係および最終破壊状況の観察・撮影を行った。 1)では杭頭部を想定した1/10サイズのモデ、ル試験体を用いて、鋼管および帯筋によって横補強されたモデ.ル試験 3.実験結果とその考察体のl軸支圧載荷時の変形特性について検討を行った。 3. 1破壊状況本研究では、引き続き、鋼繊維によって内的拘束を受け写真

1

は、プレーンおよび鋼繊維補強モルタノレの最終る鋼繊維補強モルタルを取り上げ、鋼管および帯筋の外破壊状況の例を示したものである。写真によれば、 W/C 的拘束による補強効果との違いについて検討を行った。および鋼繊維の混入の有無に関わらず全面加力の場合はせん断滑りによって破壊しているが、支圧加力の場合は数本の割裂ひび割れにより破壊したことが確認できる。 2.実験の概要 2. 1 試験体本実験では、表1に示すように、何れの試験体も直径 (D) x高さ(H)が

φ

150x300mmの実大に対して1110サイズの円柱体を使用し、実験要因としては、水セメント比 (W/C=40、65および90%の3種類)、鋼繊維混入率

u

ヂ 0.00、0.64および1.27%の3種類)、並びに支圧径(B=50、75、 100および145(全面加力)mmの4種類)を取り上げた。表1 実験の概要実験シリーズ W/C

(

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試験体寸法 (即n) 支圧径

B

(

m

)

維率向繊入下鋼混引 40 lφ150x300

I

φ145，φ100， φ75，φ50 65 lφ150x300

I

φ145，φ100， φ75，φ50 90

I

<p150x300

I

φ145，φ100， φ75，φ50 250 樹領側宅 I V団E き密1T旧505日0 0 0 250 (a)

V

f

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1

試験体の最終破壊状況

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W

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協の場合) 250 ，;'200 E E 注150 制組100 出桝50 ，;'200 E E 注15日制怨10日出和<50 支庄径(mm) (a)

V

f

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目の場合図

1

支圧強度と支圧径との関係 50 75 100 125 150 175 支圧径(mm) (c)

V

f

=

1 .

2

7

弘の場合 158

23

(2)

デル化し、支圧載荷時の銅繊維補強モノレタルの変形特性を、エンドクロニック理論を適用して算定した多軸効果成分とせん断抵抗成分による効果を反映した非線形パネ (パネ剛性・それぞれKBとKs) でモデル化している。図

3

および

4

は、図

2

の解析モデ‘/レを用いて算定した鋼繊維補強モノレタノレの荷重一軸変位関係に関する実験結果と解析結果の比較を支圧径および鋼繊維混入率別に示した例である。これらの図によれば、実験結果と解析結果は、プレーンモルタノレを含めて全体的に良く一致しており、支圧部モルタノレに対する鋼繊維およびかぶりモルタルの横拘束による多軸効果成分と支圧部側面でのせん断抵抗成分の和として合理的に評価できることがわかる。第69回セメント技術大会講演要旨 2015 [注] Kp:試験体端面と載荷板間との界面の凹凸の影響を反映した線形パネ KB:横拘束による多軸効果の影響を反映した非線形パネ KS:支圧昔日界面のせん断抵抗の影響を反映した非線形バネ解析モデル図

2

3.2 支圧強度と支圧径との関係図1は、支圧強度と支圧径との関係に関する実験結果を示したものである。なお、図中には次の六車・岡本式2) による支圧強度推定値(図中の破線)も併示しである。 4.

まとめ

本研究の結果、低強度の鋼繊維補強モルタノレでは、六車・岡本式による支圧強度推定結果と実験結果は良く一致するが、高強度で鋼繊維混入量が少ないと過大評価となること、荷重降下域を含む支圧載荷時の鋼繊維補強モノレタノレの同一軸変位時の荷重は、鋼繊維およびかぶり部の多軸効果と支圧部側面で生じるせん断抵抗による荷重成分の和で評価できること、などが明らかとなった。【参考文献】 1)小野晃ほか:支圧荷重を受けるコンファインドコンクリートの変形特性に関する研究、第65回セメント技術大会要旨、No.66、pp.98・99(2012) 2)六車照、岡本伸・局部荷重を受けるコンクリートの支圧強度に関する研究、プレストレストコンクリート、第5巻、第5号、pp.22-29(1963) ここに、

F

B

支圧強度 (λrlmm

2 )

、F 全面圧縮強度 ( λT!mm2)、

A:

支承面積 (mm2)、

A

I

支圧面積 (mm2)。図によれば、支圧強度と支圧径との関係の実験結果は、 WIC=90%の低強度の場合では、鋼繊維混入量(ゆに関わらず六車・岡本式による推定強度と比較的良く一致しているが、 WICが小さくて強度が大きくなると、鋼繊維混入量の少ない脆性的な破壊を示すモルタルでは、六車・岡本式による推定強度は過大評価となることがわかる。 3.3 支圧載荷時の荷重一軸変位関係本研究では、別報1)と同様に、図2に示す力学モデ、/レを用いて荷重軸変位関係の解析を行った。すなわち、本解析モデルでは、試験体端面と載荷板聞との界面の凹凸の影響を線形パネ(パネ岡JI性 : 命=160MPalmm)でモ ] -[

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弘の場合) 軸変位(mm) 軸変位(mm) (a)Vf=O. 00目の場合 (b) Vf=O. 64唱の場合図3荷重一軸変位関係に関する実験結果と解析結果との比較

。

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