鋼繊維補強 RC 床版の押抜きせん断耐荷力に関する解析的検討

鋼繊維補強 RC 床版の押抜きせん断耐荷力に関する解析的検討

東 山 浩 士 * 往 固 有 果 理 科

An a l y t i c a l  S t u d y  on P u n c h i n g  S h e a r  C a p a c i t y  o f  SFRC S l a b s  

Hiroshi HIGASHIYAMA  *  and Akari OTA  * *  

The a u t h o r s  have p r o p o s e d  t h e  punching s h e a r  c a p a c i t y  e q u a t i o n  f o r  s t e e l   f i b e r  r e i n f o r c e d  c o n c r e t e  (SFRC)  s l a b s  b a s e d  on t h e   e q u a t i o n   of J a p a n  S o c i e t y  of C i v i l  E n g i n e e r s  

(J

SCE). A d d i t i o n  of s t e e l   f i b e r s   i n t o   c o n c r e t e   i m p r o v e s  m e c h a n i c a l  b e h a v i o r

， 

d u c t i l i t y  and f a t i g u e  s t r e n g t h  of c o n c r e t e .  P r e v i o u s  s t u d i e s  by many r e s e a r c h e r s  have  been d e m o n s t r a t e d  t h e  e f f e c t i v e n e s s  of f i b e r  r e i n f o r c e m e n t  i n   i m p r o v i n g  t h e  s h e a r  b e h a v i o r  of r e i n f o r c e d  c o n c r e t e   (RC) s l a b s .  The p r o p o s e d  e q u a t i o n  f o r  t h e  punching s h e a r  c a p a c i t y  of SFRC s l a b s  have been v e r i f i e d  on 70 SFRC  s l a b s .  Those SFRC s l a b s  t e s t e d  i n  l a b o r a t o r i e s  were r e l a t i v e l y  s m a l l e r  s l a b  t h i c k n e s s  t h a n  a c t u a l  b r i d g e  s l a b s .  l n  t h e   p r e s e n t  s t u d y

， 

i n  o r d e r  t o  v e r i f y  t h e  f u r t h e r  a p p l i c a b i l i t y  of t h e  proposed e q u a t i o n

， 

f i n i t e  e l e m e n t  a n a l y s i s  i s   c a r r i e d   o u t  f o r  r e a l  s i z e  of SFRC s l a b s .  From t h e  comparison between t h e  f i n i t e  e l e m e n t  a n a l y s i s  and t h e  proposed e q u a t i o n

， 

t h e  proposed e q u a t i o n  i s   a p p l i c a b l e  t o  r e a l  s i z e  of SFRC s l a b s .  

Key words :  S t e e l  f i b e r  r e i n f o r c e d  c o n c r e t e

， 

R e i n f o r c e d  c o n c r e t e  s l a b

， 

Punching s h e a r  c a p a c i t y

， 

FEM  a n a l y s i s  

1  はじめに

道 路 橋 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト

( R C )

床 版 や 柱 ‑ 床 版 接 合 部 の ような

RC

面部材に集中荷重が作用すると，それらは曲げ 破壊に先行して押抜きせん断破壊を呈する.押抜きせん断 破壊は脆性的な破壊形態であり，このような破壊形態を改 善するため，繊維補強コンクリート

( F R C )

を適用した面部 材の押抜きせん断挙動や耐荷力に関して過去

3 0

年以上に わたり国内外にて研究されてきた[ト

1 1 ]

.これら研究の多 くは，主に，鋼繊維が使用されており，繊維補強

RC

床 版 の押抜きせん断挙動の改善，押抜きせん断耐荷力の向上が 明らかにされてきた.

N a r a y a n a n

ら

[ 3 ]

や

T h e o d o r a k o p o uI o s

ら[1

0 ]

は繊維の補強 効果を考慮、した押抜きせん断耐荷力式を提案している

N a r a y a n a n

ら

[ 3 ]

は，繊維の形状・種類，繊維混入率による

f i b e r   f a c t o r [ 1 2 ]

を用いて算定した鋼繊維補強コンクリート

( S F R C )

の 割 裂 引 張 強 度 と 繊 維 の 引 抜 き 強 度 を 取 り 入 れ た 押抜きせん断耐荷力式を提案している.また，

f i b e r  f a c t o r  

に 応 じ て 押 抜 き せ ん 断 ひ び 割 れ 範 囲 が 異 な る と し た 実 験 結果から，押抜きせん断耐荷力照査断面の周長を補正して いる.

T h e o d o r a k o p o u l o s

ら

[ 1 0 ]

は，繊維の引抜き強度を取 り入れ，さらに終局状態における中立軸深さを考慮した押 抜きせん断耐荷力式を提案している.

一方，土木学会コンクリート標準示方書等の基準・指針 類には，繊維補強コンクリートを用いたはり部材のせん断 耐荷力に関する設計手法[13]はあるものの，繊維補強コン

平成

2 4

年6月

1 1

日受理

傘 社会環境工学科

村 明石市役所(研究当時:総合理工学研究科環境系工学 専攻)

ク リ ー ト を 用 い た 面 部 材 の 押 抜 き せ ん 断 耐 荷 力 に 関 す る 設計手法は数少ない.そこで著者らは，土木学会コンクリ ート標準示方書

[ 1 4 ]

に規定されている

RC

面部材の押抜き せん断耐荷力式を基本にした

SFRC

床 版 の 押 抜 き せ ん 断 耐荷力式を提案し，実験結果との比較によりその妥当性を 検証してきた

[ 1 5

，

1 6 ] .

これらの 研 究 で は ， 提 案 し た 耐 荷 力式と実験結果とを比較してきたが，収集した既往の実験 結果を含めて，それらは実験室レベルで、実施されたものば かりであり，床版寸法は実橋床版に比べて小さい.

そこで本研究では，実橋床版寸法モデ、ル に つ い て3次元 非線形有限要素解析結果と耐荷力式との比較を行い，既往 の実験で包含できなかった寸法の

SFRC

床 版 に 対 す る 耐 荷力式の妥当性を検証することにした.以下では，著者ら が提案した耐荷力式を紹介し，著者らの実験結果と解析結 果の比較による解析手法の妥当性を述べた後，実橋床版モ デ、ルの解析と耐荷力式との比較結果について述べる.

2  S F R C 床版の押抜きせん断耐荷力式 [ 1 5

^，

1 6 ]

2.  1 SFRC床 版

実験に使用した鋼繊維は，

F i g . l  

に示すフックエンドタ イプであり，長さ

3 0mm

， 直 径

0 . 6 2mm

， 降 伏 強 度

1 1 1 9

N/mm²，ヤング係数

1 8 4

kN/mm²である•

SFRC

は ， 所 定 の鋼繊維をアジテータ車に投入した後， 5分間，高速回転 させてから打設した.繊維混入率は6種類を設定した.鋼 繊維混入率は，

T a b l e1

に示すように

0

.

6 3 ‑ ‑ ‑ ‑ ‑ ‑ 1 . 0 3 %

で、あった.

床 版 試 験 体 は ，

F i g .   2 

(t1 

0 0 ‑ 0 . 6 7 )

に 示 す よ う に ，

1 2 0 0

x

1 2 0 0  mm

の正方形床版を

1 2

体作製した

( T a b l e1 ) .

鉄 筋 は 引 張 側 の み に

DIO(SD295A)

を 配 置 し ， 鉄 筋 間 隔 は す べての床版で

120mm

間隔とした.ただし，床版厚を変化 させているため，床版厚に応じて鉄筋比が異なっている.

20  鋼繊維補強RC床版の押抜きせん断耐荷力に関する解析的検討

Table 1  SFRC slabs tested in this study 

Effective depth  Reinforcement  Fiber vo1ume  Compressive  Modu1us of  Slabs  ηlickness (mm) 

(mm)  ratio (%)  仕action(%)  strength (N/mm²) e1asticity (kN/mm²) 

tlOO‑0.67  100  70  0.85 

tI40‑0.67  140  110  0.54  0.67  24.6  22.6  tI80‑0.67  180  150  0.40 

tl00‑0.72  100  65  0.91 

t140・0.72 140  105  0.57  0.72  42.4  29.6  t180・0.72 180  145  0.41 

tl00‑0.91  100  65  0.91 

tI40‑0.91  140  105  0.57  0.91  21.6  21.4  t180^・0.91 180  145  0.41 

tl00^・0.63 100  70  0.85  0.63  27.8  19.2  tl00‑0.94  100  70  0.85  0.94  31.1  24.0  tl 00‑1.03  100  70  0.85  1.03  30.4  24.0 

Fig. 1  Hooked‑ends steel fiber 

Fig. 3  Punching shear test 印 刷p

の鋼板を用いた.

電

ミ~

b

~

2.  3  押抜きせん断酎荷力式

土木学会コンクリート標準示方書[14]を基に提案した SFRC床版の押抜きせん断耐荷力式を以下に示す.本提案 式では，土木学会式に繊維の引抜き強度と照査断面周長の 補正を加えた.詳しくは文献[15，16]を参照されたい.

Cミ

vu=β

d .

β

p

βr

・ ( ! p c d + ん ) ・ up.d

(1) 

!~cd ^{= O . 2 J} 万

⁽²⁾ 

ん =0

.4

1 r . F

(3) 

F 

= 

( L  /  D )   . 

~f •

d

_f  (4)  β

d 

=

ギ l O O O / d

(5)  β

p 折百戸

⁽⁶⁾ 

β'r = 1 

+ 

1/(1 

+  0

.2

5 u  /  d )  

(7) 

u  p 

= 

( u   + 

1( . 

d )  . 

(1  ‑

K  .  F )  

(8) 

ー 世

1200 

一 4

州

￨叫

J

8@120=960 

Fig. 2 Specimen size and reinforcement arrangement 

2.  2 試験方法

床版試験体は， Fig.3に示すように，すべて4辺単純支 持(支間長1.0m) とし 床版と支持鋼棒との間には不陸 調整のためのモルタルを敷設した.載荷板は

1 0 0 x

lO

O

m m  

1 .6 

400 

av d 

吋

U J U 小 山 印

C3 

0 b

‑ b  

‑ m

削

・ ・

・ ・

ρ i‑

Q d q d  

. 別 問

E P  

0

・

•••

‑

. 

O 

' C b  

:0 

1 . 4 

1 . 2 

ハU

1・ 且

0.8  0.6 

宣言己﹀

¥ E

‑

﹀

0 

4

1 1 11  0

色

300 

200 

AU A

υ  

t E且

( Z

ぷ

) # E

﹀

0 . 4  

。

200 

ハU ハU 150 

' ・

・

EA

。

50  400 

300 

AU  AU  200 

‑ ‑ ‑ ‑ ‑ ‑

。

Slab height (mm) 

Relationship between punching shear capacity  ratio and slab height 

Fig.  6 

V

p凶ict

( k N )  

Comparison between experimental values and  predicted values 

Fig.  4 

600  500  400  300  200 

ハVAU 

唱E a

‑ A

( Z U A

) E H

﹀

。

FE analytical model  Fig.7 

600  500  400  300 

AU  Uハ 200 

'EEA 

。

1.009，標準偏差は0.133であり，著者らの実験結果に対す る算定精度とほぼ同様な結果が得られている

Fig.6は耐荷力比と床版厚の関係である.著者らの実験 床版(・印)では，床版厚の増大とともに算定精度が低下 している.しかし，既往の実験データを含めた耐荷力比と 床版厚との関係では，全体としてほぼ一様なばらつきにあ り，床版厚の増大に伴う算定式の精度に優位な低下は見ら れない.よって，著者らの実験において床版厚の大きな SFRC床版の繊維の分散性に問題があった可能性が高い

V 

predict 

( k N )  

Comparison between experimental values and  predicted values 

Fig.  5 

3.  1 解析モデル

本 研 究 で は ， 実 験 床 版 を 対 象 と し た 解 析 プ ロ グ ラ ム ATENA[17]による3次元非線形有限要素解析を実施し，解 析モデ、ルの検証を行った.解析モデルはFig.7に示すよう に，対象性から床版の1/4モデルとした.コンクリートは 8節点ソリッド要素とし，ひび割れモデ、ルは回転分散ひび、

割れモデ、ルを適用した.また，鉄筋は軸方向の岡IJ性のみを 考慮した完全付着はり要素とし，応力一ひずみ関係はパイ リニア型とした.本解析では，変位増分法を用い，収束計

3 次元非線形有限要素解析 3 

ここに、

f

c: SFRCの圧縮強度 (N/mm²)，

f b  

:繊維の引 抜き強度 (N/mm²)，T:繊維とマトリックス界面の付着強 度(=4.15 N/mm²)， F:日berfactor， L:繊維の長さ (mm)， D:繊維の直径 (mm)，~r: 繊維混入率， d_f: bond factor (フ ックエンドは1.0)，d:平均有効高さ (mm)，p:平均鉄筋 比， U:載荷面の周長 (mm)，u_{p :}載荷面から d/2だけ離れ た位置での照査断面の周長 (mm)，K:押抜きせん断耐荷 力照査断面の周長補正係数(=0.32)である.ただし、

f

pcd 

は 1.2N/mm²以 下，sdおよびspは1.5を越える場合は1.5 とする.

上述した SFRC床 版12体の実験結果と算定結果の比較 をFig.4に示す.算定値に対する実験値の比の平均は0.999， 標準偏差は0.144であった.ただし，床版厚180mmの試 験体に対する算定精度が低下する傾向が見られた.

また，他の研究者らが実施した実験結果も含めた比較を 行うため，文献[1‑3，6.7，9， 11]の58体を含めた全70体の 比較をFig.5に示す.算定値に対する実験値の比の平均は

22  鋼繊維補強RC床版の押抜きせん断耐荷力に関する解析的検討

1114 iT寸 8

CON‑

2H5~9

1200 

Fig. 8  Cutting position of prism specimens 

Fig. 9  Four‑point bending test setup 

算にはNewton';'Raphson法を用いた.その他の詳細は文献 [17]を参照されたい.

3.  2  引張軟化曲線

SFRC床版の解析においては， SFRCにひび割れが発生 した後の引張軟化特性が全体挙動に大きく影響を及ぼす.

また， SFRCの引張軟化特性はコンクリート中の繊維の配 向によって異なることが知られている.床版部材は，はり 部材と異なり，平面的にもある大きさを有していることか

ら，床版コンクリート中の繊維は3次元配向となる.そこ で本研究では，SFRCの引張軟化特性をモデ、/レ化するため，

床版試験体作製と同時に 1200x1200x 100 mmの無筋SFRC 床版を別途に作製し，そこからコンクリートカッターによ

り100x100 x400 mmの角柱試験体を切り出した (Fig.8) .  この中から6体 (No.l'"'‑' No.6)を抽出し， 4点曲げ載荷試 験 (Fig.9)を実施した.ただし，角柱試験体に切欠きは 設けていない.荷重一たわみ曲線と多直線近似法解析[18] からそれぞれの繊維混入率に対する引張軟化曲線を求め た.多直線近似法解析に用いた解析モデ、ルをFig. 10に示 す，一例として，繊維混入率0.63%および0.91%の荷重一 たわみ曲線をFig.11に示す.

Fig. 10  Analytical model for multi‑linear  approximation analysis 

F

︑

d A U d

戸 ︑

A V

吋 ︐L

q

︐L

z t t l

( Z ぷ

) 言

︒

J

5 

0 

AU ハV 1.0 

Deflection (mm)  (a) Fiber volume仕actionof 0.63% 

0.5  1.5  2.0 

25  20  515 

TMJ gコ  10 

。

5 

0.0  0.5  1.0  1.5  2.0  Deflection (mm) 

(b) Fiber volume仕actionofO.91% 

Fig. 11  Load and det1ection curves of bending tests 

Fig.llの太線は平均曲線であり，また，

0

印は多直線近 似法解析の結果である.多直線近似法解析により得られた 引張軟化曲線をFig. 12に示す.さらに，この引張軟化曲 線の結果を 3次元非線形有限要素解析に導入するため，

Fig.  13に示す3直線でモデ、ル化した.なお， Fig.  12の実 線がこの3直線モデ、ルで、ある.

3.  3 解析精度

実験床版と解析の荷重ーたわみ曲線の一例をFig. 14に 示す.また，最大荷重をTable2に示す.ただし，繊維混

1

σ 

.2 

ω  窃

0

.

8

・u

8 

06 

伺

e 

0.4 

。

Z  0.2 

ハU

AU 

0.5 

Crack width (nnn) 

( a )  F i b e r  volume

仕

a c t i o nofO.63% 

1.2 

屯』

長

0

.

8

・U

~ ^0.6 

0司

e 

0.4 

。

Z 0.2 

ハUハU

0.5  1.5  Crack width (nnn) 

( b )  F i b e r  volume

仕

a c t i o nofO.91% 

F i g .  1 2   T e n s i o n  s o f t e n i n g  c u r v e s  d e t e r m i n e d  by  m u l t i ‑ l i n e a r  a p p r o x i m a t i o n  a n a l y s i s  

2

∞ 

3

∞ 

250  150 

芝..><: 

・'_国0 1

∞ 

」

。

名

W 

σ1  σ2  1.5 

Wl  W2  W3 

F i g . 1 3   T e n s i o n  s o f t e n i n g  model 

入 率

0 . 7 2 %

の試験体については，曲げ試験におけるデータ 収録に問題があったことから，多直線近似法解析による引 張軟化曲線を得ることができなかった.そのため，今回は 比較対象から除外した.解析における最大荷重時のたわみ は実験値より大きくなっている.また，最大荷重はいずれ の床版においても解析値が実験値よりも大きい結果とな っている.床版厚

1 0 0

mmの試験体の最大荷重は比較的よ い一致が見られ，実験値との差は 11%以内となっている.

一方，床版厚の増大に伴い，解析値と実験値との差が大き くなる傾向にある.2.3に示した既往の実験床版に比べ，

著者らの実験床版は厚さが180mmと最も大きい.耐荷力 式による算定値と実験値との比較結果においても解析結

4

∞ 

o D中

I

l~._ ，å._~~.:

10  3

∞ 

r町、

Z 

，出 力_国 2

∞

J O 

l

∞ 

i 0 Exp.  i‑‑Ana.!  芝2

∞

ニ4 勺 150

司

。

‑l1

∞ 

50  o E却

i

Eー~n!~j ⁵⁰  O 

O  20 

O  O  5  10  15 

Deflection (mm) 

( a )  t  1  0 0 ‑ 0 . 9 1  

2

∞ 

2

∞ 

5  10  Deflection (mm) 

15  2  4  6  Deflection (mm) 

8 

( b )  t 1 4 0

・

0 . 9 1 ( c )  t I 8 0 ‑ 0 . 9 1  

2

∞ 

150 

2 ，垣 勺_司 l

∞

‑l o 

150 

2 .足

匂1c氾

。

帽

」

50  ^f一一一o Ex^一p^一一一寸.' 

i 一 一

Ana.! 50 

O 

O  20 

O  O  5  10  15 

Deflection (mm) 

( d )  t l  0 0 ‑ 0 . 6 3   F i g .  1 4  

150 

z 

ニd T_国

_。

コl

∞

「一一一一一一一一一つ ‑l 

o Exp. i  己=~_na:1

50  ^h坤

M

10  15  Deflection (mm) 

O 

O  5  10  15  Deflection (mm) 

20  20 

( e )  t

I0

0 ‑ 0 . 9 4   ( η t l 0 0 ‑ 1 . 0 3  

Load and d e t l e c t i o n  c u r v e s  of SFRC s l a b s  w i t h  FE a n a l y t i c a l  r e s u l t s  

24  鋼繊維補強RC床版の押抜きせん断耐荷力に関する解析的検討

Table 2  Results ofu

1 t

imate load 

Slabs  Maximum load (kN) 

Exp. / Ana  Experiment  Analysis 

tI00‑0.67  137.5  138.2  0.99  tI40‑0.67  210.2  234.7  0.90  tI80‑0.67  297.6  338.0  0.88  t100‑0.91  120.8  134.5  0.90  tI40‑0.91  183.1  227.3  0.81  t180‑0.91  231.2  325.5  0.71  tl00‑0.63  152.3  157.9  0.96  tl00‑0.94  147.9  165.4  0.89  tI00‑l.03  158.5  160.3  0.99 

果と同様に，床版厚の増大に伴う実験値との差が大きくな る傾向にある.これについては，今後も実験データを蓄積 し，更なる検証が必要であるが，床版厚100mmの解析で はほぼ満足できる解析精度を得ている.よって，本解析モ デルを用いた SFRC床版の解析を用いて実橋寸法を有す る SFRC床版の押抜きせん断耐荷力を検討することにし た.

4  実橋床版解析

4. 1 解析モデル

上述した解析手法により実橋寸法のSFRC床版(正方形 版)の解析を行った.解析ケースはTable3に示す通りの 18ケースである.床版支間長は1.25'""3.00 mまでの範囲 であり，床版厚は道路橋示方書[19]の最小床版厚式(単純 版)および交通量係数(1.20)から算出した値とした.よ って，床版厚は実験床版を大きく越えた 190'""280 m mの 範囲も対象となった.すべての解析ケースにおいて， Table  lに示した繊維混入率0.63%，0.91 %および1.03%の材料特 性をそれぞれの床版に適用した.なお，支持条件は4辺単 純支持，載荷板寸法は道路橋示方書[19]と同様の200X500 

2000 

O 

1500 

︒ 九

r‑‑‑

Z ~

t'O  1000  eロ喧

〉

500 1‑

O 

O  500  1000  Vca .1(kN) 

1500  2000 

Fig.  15  Comparison between FE analytical values and  predicted resu

1 t

s 

m mとした.ただし，ここではTable3に示したように，

主鉄筋および配力鉄筋は引張側のみに配置し，平均鉄筋比 はいずれも 1.2%の一定とした.また，主鉄筋中心までの かぶり厚は40mmとした.

4.2耐荷力の比較

すべての解析ケースの最大荷重と式(1)'""(8)より算出し た押抜きせん断耐荷力をTable3およびFig.15に示す.Fig.  15から，いくらかのばらつきは見られるものの， 18ケー ス す べ て に お け る 解 析 値 に 対 す る 算 定 値 の 比 の 平 均 は 1.046，標準偏差はO.ト

n

であった.これらの値は2.3で述 べた実験値に対する算定精度に近く，既往の研究[15，16]  で提案した SFRC床版の押抜きせん断耐荷力式は概ね実 橋寸法の SFRC床版にまで適用できる可能性を示すこと ができたといえる.ただし，今後も継続して実験データを

Table 3  FE analytical SFRC slabs and resu

1 t

s of ultimate load 

Slabs  Slab span  Slab thickness  Main Reinf.  Dis. tRein王 Fiber volume  Maximum load (kN) 

Ca. l/ Ana  (m)  (mm)  (mm)  (mm)  fraction (%)  Ca1culation  Analysis 

tI90‑0.63  1.25  190  Dl 9ctcl 50  D19ctc180  753  773  0.97  t21O‑0.63  1.50  210  D19ctcl40  Dl9ctc160  908  987  0.92  t220‑0.63  1.75  220  D19ctc130  Dl9ctc150  991  1081  0.92 

0.63 

t230‑0.63  2.00  230  Dl 9ctcl 25  D19ctc140  1076  1199  0.90  t250‑0.63  2.50  250  Dl9ctc115  D19ctc125  1251  1382  0.91  t280‑0.63  3.00  280  D19ctcl00  Dl9ctc110  1488  1677  0.89  tI90‑0.91  1.25  190  D19ctcl50  D19ctc180  833  594  1.40  t210‑0.91  1.50  210  D19ctc140  D19ctc160  973  786  1.24  t220‑0.91  1.75  220  Dl9ctc130  D19ctc150  1045  858  1.22 

0.91 

t230‑0.91  2.00  230  D19ctc125  D19ctc140  1119  971  1.15  t250‑0.91  2.50  250  Dl9ctc115  Dl9ctc125  1272  1134  1.12  t280‑0.91  3.00  280  D19ctcl00  Dl9ctcl10  1513  1363  1.11  tI90‑1.03  1.25  190  Dl9ctcl50  D19ctc180  947  842  1.12  t21O‑1.03  1.50  210  Dl9ctcl40  D19ctc160  1106  1057  1.05  t220‑1.03  1.75  220  Dl9ctc130  DI9ctc150 

1.03  1188  1148  1.03  t230‑1.03  2.00  230  D19ctc125  D19ctc140  1272  1281  0.99  t250‑1.03  2.50  250  Dl9ctc115  D19ctc125  1446  1534  0.94 

t280~ 1.03  3.00  280  D19ctcl00  D19ctcl10  1720  1814  0.95 

蓄積するとともに，算定式の信頼性を検証してし1く必要が あることを付記しておく.

5  まとめ

本研究では，著者らが提案した鋼繊維補強RC床版の押 抜きせん断耐荷力式を紹介し，実橋SFRC床版への耐荷力 式の適用性について 3次元非線形有限要素解析結果との 比較から検証した.得られた知見をまとめると以下の通り である.

(1)土木学会コンクリート標準示方書式を基に，繊維の引 抜き強度とファイバーファクターにより修正した照 査断面周長を考慮した SFRC床版の押抜きせん断耐 荷力算定式と実験結果との比較から，その算定精度を 示した.今後は，算定精度のばらつきをさらに低減で

きるように算定式の改良に取り組む必要がある.

(2)  3次元非線形有限要素解析を実施し，実験結果との比 較から SFRC床版の押抜きせん断挙動を検証した解 析結果における最大荷重は実験結果よりも大きくな る傾向にあるが，床版厚が 100mmと比較的薄い実験 床版に対しては 11%以内の差で推定できた. しかし，

床版厚が増大するに伴い，解析結果と実験結果との差 が大きくなった.これに関しては，床版中の繊維の分 散性を確認する必要があり，今後の課題である.

(3)実橋寸法のSFRC床版をモデ、ノレに3次元非線形有限要 素解析を実施し，算定式との比較を行った.その結果，

両者は概ねよい一致を示したことから，実験床版での 寸法を超える SFRC床版に対しても算定式が適用で きる可能性を示唆することができた.ただし，今後も 算定式の信頼性を検証していく必要がある.

謝辞

本研究成果の一部は，平成21年度近畿大学理工学部教 員研究充実費による研究助成によるものであります.また，

本研究を行うにあたり，複合構造学研究室の学生達には実 験の実施に協力して頂き，さらに， (槻計算力学研究センタ ーの三輪氏には解析の実施において多数のアドバイスを 頂戴しました.ここに感謝申し上げます.

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