津荊”

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Ⅱ Ｉ

｢霊一支司

｢コンクリートのひび割れ抵抗性の評価に関する研究」

‘ 村 上 聖

StudyonEstimationofCrackingResistanceofConcrete

ＫｉｙｏｓｈｉＭＵＲＡＫＡＭＩ．

1 ． 序 論

コンクリートへの破壊力学の適用は，1961年のＫａ・

planによる線形破壊力学のコンクリートへの適用妥 当性に関する研究報告')を契機として，これまでにそ れに類する実験的研究は数多く行われてきた．しかし，

最近ではコンクリートへの線形破壊力学の適用限界が 次第に駆識されるに及んで，金属の場合と同様に用い る供賦体寸法にかなり厳しい制約を受けることが言わ れている．このようなコンクリートの線形破壊力学か らの逸脱は，破壊靭性賦験において切欠き先端前方の マイクロクラックの累道的発生に起因するものである．

コンクリートの場合には，その高度の非均質性により マイクロクラックの累種発生過程を伴う非線形領域

（破壊過程域，fractureprocesszoneとも呼ばれる）

は一般に無視できないほどの大きさにまで発達するこ とが，アコースティック，エミッション法により観測 されている2》・図１は，コンクリートの切欠き先端から のひび割れ進展過程の特徴を概念的に示したものであ る．その図は，破断面を貫通する主ひび割れ先端前方 の幅の狭い領域で集中的に不連続マイクロクラックの 発生を伴う破壊過程域が発達し，またマイクロクラッ クが主ひび割れに取り込まれる過程でヘアー状の微細 な表面ひび割れが発生する様相を示している．このよ うに，コンクリートのひび割れ進展過程の特徴が，損 傷の局所集中化に見いだせることに瀞目すれば，細長

昭和61年９月29日受付

・ 助 手 工 博 建 築 学 教 室

ク面

諺蕩霧

削れ

図１ひび割れ進展過程の特徴

い損傷領域の進展を仮想のき裂面にその開口に抵抗す る力が作用するモデルで近似した結合カモデル(cohe‐

siveforcemodel）のコンクリートへの適用性が注目 される8)-8).一般に,損傷レペルは変形集中の程度に依 存していると考えられるので，結合力を仮想き裂面間 距離の関数として導入するモデルが妥当である．

本研究では，結合力モデルを利用してコンクリート のひび割れ抵抗性を間接的に評価する手法を提案し，

その応用として骨材のクラックアレスター作用および 繊維補強効果の定量化を賊みる．

2．評価方法

まず本解析の基礎となるDugdaleモデルについて 述べる．次に，結合力を仮想き裂の開口変位の関数と

して導入する場合に,等価なDugdaleモデルによる逐

次計算手法を説明し，最後に実験により求められる荷

一（１３）－

Ｐ

｢コンクリートのひび割れ抵抗性の評価に関する研究」村上

182

必ユ

性は応力拡大係数により表示されるので，モデル６お よびｃの応力拡大係数を等置することにより，降伏強 度に対する外力の比と仮想き裂長さとの間に一意の関 係が得られる．また，モデルαにおけるき裂先端開口 変位‘およびき裂口変位‘は，モデル６およびｃに おいて対応する変位を与えられた外力条件の下で重ね 合わせることにより求められる．

以上のようにして得られた解析結果を図３に示す．

ただし，応力拡大係数およびき裂開口変位の解析には 間接境界要素法を利用した'０)'''１．また,後の解析に便利 なように,公称曲げ応力度“，き裂先端開口変位‘お よびき裂口変位妙は，それぞれ無次元パラメーター Ｙ＝の/の,Ｘ＝(Ｅ･‘)/(の．Ｗ),Ｚ＝(Ｅ･‘)/(の．〃）

で表わされている．

重一き裂口変位（crackmouthdisplacement）曲線か

ら破壊過程域内部の構成法則を推定し破壊靭性を評価 する間接的方法を提案する．

２．１DugdaIeモデル解析

Dugdaleモデルの場合には，結合力を開口変位によ らず一定の降伏強度，すなわち塑性域内部で完全弾塑 性構成法則を仮定しているので，その解析は線形破壊 力学で扱える，》・以下に,本実験において利用したノッ チ付はりの中点曲げ餓荷（スパン･高さ比＝3.0）につ いて，その解析方法を述べる．

図２に示すように，ノッチ先端からの細長い塑性域 の進展を仮想のき裂面αに一様の降伏強度のが作用

Ｐ

ｂ・侭姻埋

２．２等価なDUgdaleモデルによる逐次解析

結合力を開口変位の関数として導入する場合には厳 密には非線形解析を行わなければならない．ここでは 任意の結合カー開口変位関係に対して同じＪ秋分値

を与えるような等価なDugdaleモデルを逐次設定す る近似計算手法を提案する．

.①結合力｡を開口変位‘の関数として与える．

②開口変位の値を仮定して,同一のノ秋分値を与え るような等価降伏強度のを求め，Dugdaleモデル を設定する．例えば，図４に示すように結合カー開

Ｐ

津荊”

モデルａ

制怯紗

＆ユ

ー 割降紗ｃ

０

ゆ０

『ぴ（ｄ)｡ｐ＝ぴ，×伊！

０ ，

｡

’

墜暑診呈畠。,:等価降伏強度

図２Dugdaleモデル解析方法 ^{開口変位，や}

図４与えられた結合カー開口変位関係 口変位関係が与えられたとする．ここで，結合カー 開口変位曲線下の面頑はノ積分値を表わしている ので,同一のノ領分値を与えるような等価降伏強度 を求めるということは,換言すれば開口変位がＯか ら仮定した値向までの曲線下の面積(図の斜線部分 の面積）に等しい長方形のストレスプロツクに霞き 換えることを意味している．

－（１４）－

するモデルαで近似する．そのとき，モデルαの応力 や変位場は，外力のみが作用するモデル６と仮想き裂 面に降伏強度のみが作用するモデルｃの応力や変位 場を線形弾性的に重ね合わせることにより計算される．

ただし，モデルαにおいて仮想き裂先端での応力の連 続条件から，重ね合わせにあたってモデル６およびｃ におけるき裂先端の応力の特異項は互いに打ち消し合 わなければならない．ここで，き裂先端の応力の特異

びり

毛 需 ’ ' ． ‘ 串 : 荊 昌

図３Ｄugdaleモデル解析結果

③ 上 記 の よ う に し て 得 ら れ た 等 価 降 伏 強 度 の と 仮定した開口変位妙の値から，前述の無次元パラメ ーターＸ＝(Ｅ･‘)/(の．〃)の値を計算する．ただ し ， 縦 弾 性 係 数 Ｅ お よ び は り せ い ｗ は 既 知 で あ る．

④ｘの計算値から図３を利用して,対応する無次元 パラメーターＹ＝の/のおよびＺ＝(Ｅ･‘)/(の.

〃)の値を求めれば，一対の荷重おまびき裂口変位 の値が計算される．

従って，上記ステップ②~④を反復計算することに よって，_与えられた結合カー開口変位に対して荷瞳一 き裂口変位曲線が求められる．

図５は，３種類の簡単な結合カー開口変位関係を仮 定して計算された荷重一き裂口変位曲線と，モルタル について測定された実験結果との比較を示したもので ある．各モデルの構成関数中のパラメーター（仇naxな ど）は，ここでは相対ノッチ深さα/〃＝0.3の供賦体 に関する最大荷誼の測定値と計算値がほぼ一致するよ

一（１５）－

0 ０ ． ２ ０ ． ４ ０ ． ６ 仮想き裂長さ、｡／Ｗ

うに定めた．この場合には，モデル３の椴成法則が実 験結果を良く脱明しているようであるが，櫛成法則の 推定には試行錯誤を伴う．一方，破壇過程域の栂成法 則を直接実験的に求めることは，破壊過程域が局所的 であることから困難である．既往の研究では，破壊過 程域の構成法則として直接引張試験から求められた応 力一ひずみ関係が利用されている．しかし，直接引張 賦験による応カーひずみ関係は，ひずみ軟化域での主 ひび割れ進展に伴う実質的な耐荷断面の減少が考慮さ れていない，公称応力一ひずみ表示に基づく多分に見 かけの巨視的現象であり，局所的な破壊過程域内部の 栂成法則の設定に対して適切な情報を提供するもので

はないと思われる．

２．３破壊過程域の櫛成法則の推定

ここでは，前述の解析の逆解法により，実験的に求 められる荷重一き裂口変位曲線から破壊過程域の椴成 法則（結合カー開口変位関係）を推定し，破壊靭性を

ａ／Ｗ ｡ ／ Ｗ Ｙ Ｘ Ｚ

0.1

５０５０５０５０５０５０５０５０５０１１２２３３４４５５６６７７８８●●●●●●●●●●●●●●●●●０００００００００００００００００

0.616 0.835 0.988 1.119 1.237 1.349 1.452 1.553 1.649 1.740 １．８１７ １．８９９ １．９６７ ２．０３０ 2.077 2.135 ２．１７５

４９８４９９９９４８７０７１３８６７４７０５６１５９１２３５７０３８３９７６８

８５０ ９０ １８ ３６

●●●●●●●●●●●●●●●●●０００００１１１２２３４５７０７５１１３ ７２０３６９９１３１８６９８０１４１４４６０５９７０９２１０３６８０３６０５２００５７９５４５●●●●●●●●●●●‐●●●●●●０００１１１２２３４５６８１７８１１１２６

0.3

５０５０５０５０５０５０５０１１２２３３４４５５６６●●●●●●●●●●●●●０００００００００００００

362 513 629 729 818 902 981 057 128 198 268 326 381

●●●●●●●●●●●●●０００００００１１１１１１ ００００１１２２３５８

1 ４ ３３

126 280 480 733 053 478 054 ８６６ ９５０ ７１１ ５２４ 3 ９

４８

０１１２２３４５７０４４４１１２５ ５３０６２９３１１０５０００４２５２４７０６８２７２８５５８６２８０５

0.5

５０５０５０５０５０１１２２３３４４●●●●●●●●●０００００００００ ０１３６４００５１１０７３９５０４８２３３４４５６６６◆●●●●●●●●０００００００００

●

００００１２４７

1 ６

３４８６３００３３１７５２４０３１３５９５４０３

8 ６

１２３４５７１８９１１３

330 130 008 107 612 880 3 ５ ２３ ００

相対切欠深さ雪 184

相対切 0.75

0.3

｢コンクリートのひび割れ抵抗性の評価に関する研究」村上

破壊過穏域長さ、②／Ｗ

0.25

"

州I j i

‘&

‘．

（ロ。“）

'篭・錘遮

鼎 ^0.15

巳 乏 ：

宙 、 誕 馴

（色◎学）圃種

｢

0.6 ０

■ ロ

擢鰯！ 胃 白 刀 一 関 ロ 壷 付 凹 釦

0.25

一（１６）一

図７推定された結合カー開口変位関係

モ ル タ ル

ヨ鵜:§:､､繊維

モ ル タ ル

ヨ鵜駁:詮

モ ル タ ル 引頚強 モ ル タ ル

ヨ鵜

モ ル タ 引頚 静弾 モ

, '

謬鰯鰯 ^{■ﾉcgf■k２２}

|脱鴬議

ときの荷重値から等価降伏強度のおよび開口変位

‘が一意的に求められ,ノ秋分値はノーの｡‘として 計算される．以上のようにして，仮想き裂長さの各 増分で求められるＪ稜分および開口変位の増分４ノ および“から，開口変位‘～‘＋“の間で作用す る平均の結合力はげ＝４"“として計算され,図７ に示すように結合カー開口変位関係が矩形近似で求 められる．

き展口衰位（、、）

図５荷亜一き裂口変位曲線に関する 計算値と測定値との比較

間接的に評価する手法を提案する．

①仮想き裂長さ砂の値を仮定して,図３から対応す る無次元パラメーターＸ，Ｙ，Ｚの値を求める．

②いま，得られたＸ，Ｙ，Ｚの値をそれぞれα，

β，γとする．すなわち，

Ｘ＝(Ｅ･‘)/(の．〃)＝α，Ｙ＝恥/0h,＝Ｂ，

Ｚ＝(Ｅ･妙)/(の｡〃)＝γ

ここで，スパン･高さ比＝3.0の中点曲げ戯荷につい て,公称曲げ応力度はCD=9Ｆｿ2BWV(ただし,Ｐ:荷

重，Ｂ：はり幅，〃：はりせい）だから，

Ｐ=竿"=2芋B鋤

上式に｡h,＝(Ｅ･‘)/(γ･〃)を代入して，

Ｐ=響‘

上式においてＢ，Ｅ，β，γは既知避であるから，

荷霞Ｐとき裂口変位‘との間に直接関係が成り立

つ ．

③図６に示すように，測定された荷重一き裂口変位 曲線と，上記のように仮定した仮想き裂長さに対し

０００００５４３２１

（“恩へ》量）ｂ〃侭如埋

１ ． ０ ２ ． ０ 3 . 0

開口変位、ゆ（×10-3cm）

モデル３の構成法則

ｆ

･ ず

･ 9 Ｆ Ｆ

●

、Ｐ

●

３ ． 実 験 方 法

本実験では，載荷装置や供賦体作製が簡便であり，

またひび割れ制御も比較的容易であることから，破壊 靭性試験として寸法100×100×400皿のノッチ付はり

の中点曲げ載荷（スパン・高さ比＝3.0）を利用した．

ノッチは,厚さ１．０mmのアクリル板をコンクリートを打 ち込む前に鋼製型枠側面に接着しておき，コンクリー

トが硬化した後にアクリル板を引き抜くことにより設 けた．ノッチの深さは，はりせいに対する比で0.1, 0.3,0.5の３種類とした．荷重と,､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の変位

（き裂口変位）との関係は，Ｘ－Ｙレコーダによって 自動記録した．また，荷重一き裂口変位曲線において

表 １ 使 用 材 料

セ メ ン ト

細 骨 材

粗 骨 材

鋼 繊 維

普 通 ポ ル ト ラ ン ド 大井川産砂

表乾比重＝2.62 最大寸法＝5,, Ｆ．Ｍ・＝２．８５ 大井川産砂利

表乾比重＝2.65 最大寸法＝10mｍ（Ｆ､Ｍ､6.00)．

15mｍ（Ｆ､Ｍ､6.50）

20mｍ（Ｆ､Ｍ､6.60）

市販のせん断ファイバー 寸法＝0.5×0.5×30mｍ 表 ２ 使 用 調 合

最大耐力点以降の下降域の計測は，不安定破壊を生じ ないよ．うにＸ－ｙレコーダのペン先速度を眺めなが ら荷重試験機の油圧を調節して除荷・戯荷を繰り返す 方法12)により行った.使用材料および調合は,それぞれ 表１および２に示すとおりであり，供試体は材令28日 後（20℃水中養生）湿潤状態で試験に供した．

4．結果および考察

４．１骨材のクラックアレスター作用の定量化．

図８は，本手法による評価過程を最大骨材寸法を一 例に示したものである．図８－１は荷重一き裂口変位 曲線の測定値を，図８－２は推定された結合カー開口 変位関係を，図８－３は図８－１中に○印で示す位匝 で評価されたノ秋分およびき裂先端開口変位の値を それぞれ示す．図８－３から，結合力が作用する限界 の開口変位値に対応する主ひび割れ発生点の近傍で評 価されたノ積分値は，多少のばらつきはあるものの一 定の限界値をとることがわかる．従って，以下の考察 ではひび割れ抵抗性の指標として主ひび割れ発生点で 評価されたＪ積分およびき裂先端開口変位の値を採 用する．ただしノ種分はひび割れが単位面秋だけ進展 するのに必要なエネルギー通であり，き裂先端開口変 位は材料の局所的な伸び能力を表す指標である．

まず，水セメント比がコンクリートのひび割れ抵抗 性に及ぼす影響について調べる．図９は，水セメント 比＝４０，５０，６０％のプレーンコンクリートに関して主

シ リ － ズ 調 合 引張強度

Kgf／cnf ^{静 弾 性 係 数}×105Kgf／cnf 40％ Ｃ:Ｓ：Ｇ＝１：２．１４：２．８９ ^35.9 3.61

水 セ メ ン ト 比 50％ (重並比）

粗骨材最大寸法＝15mｍ ^{０3 ８ ３ 3１}

60％ 材令（日）＝2８ ^{８2 ６ ３ ０７}

0.2 水セメント比＝50％ １3 ０ ２ 8５

粗 骨 材 体 積 率 ^０．４ Ｃ:Ｓ＝１：２．１４（重iit比）

粗骨材最大寸法＝15mｍ ^{０3 ３ ３ 3６}

0.5 材令（日）＝2８． ９2 ６ ３ ０７

5 m

ｍ 水ゼメント比＝50％ ^{２3 ０ ２ 3４}

骨 材 最 大 寸 法 ^１０mｍ １５mｍ

Ｃ:Ｓ:Ｇ＝１：２．１４：２．８９ (重並比）

3 ０ 2 ８

２ ２

２ ３ 8 ６ 1 ３ 20mｍ 材令（日）＝2８

2

７ ３ ２５7

0％ 水セメント比＝50％ ^{１3 ０ ２ 8５}

鋼 繊 維 体 菰 率 0.5％

1.0％

Ｃ:Ｓ：Ｇ＝１：２．１４：１．０８ (重並比）

粗骨材最大寸法＝15mｍ

３３ 3 ８

９ ２

２ ３ 7 ３ 0 ８

1.5％ 材令（日）＝2８ ７4 ０ ２ 5２

Ｃ:セメント，Ｓ:細 粗骨材

（１７）

村上

｢コンクリ 186

ｆ

↓主ひび剤れ発生点

０

一（１８）一 ひび割れ発生点で評価されたノ種分およびき裂先端 開口変位の値を示す．この図から，き裂先端開口変位 値は，大きなばらつきはあるものの水セメント比の違

いによる差に明確な傾向が露められないのに対して，

ノ租分値は水セメント比の減少により増加しているこ とがわかる．このことから，水セメント比の減少によ る強度の増加が骨材一マトリックス界面の付粉ひび割 れの発生に伴うエネルギー吸収作用を高め，主ひび割 れ進展抵抗性に有効に働いていることが推察される．

次に，骨材寸法がコンクリートのひび割れ抵抗性に 及ぼす影響について調べる．図10は，最大骨材寸法＝

５，１０，１５，２０mmのプレーンコンクリートに関して主 ひび割れ発生点で評価されたＪ秋分およびき裂先端 開口変位の値を示す．この図から，最大骨材寸法が大

きくなるほどき裂先端開口変位値は顕著に増加すると ともに,ノ菰分値も増大していることがわかる.一方最 大骨材寸法が増加するにつれて強度は低下することか ら，この場合にはひび割れ面に介在する骨材のプリッ ジングによるひび割れ開口抵抗が，主ひび割れ進展抵 抗性を高めていることが推察される．このことは，図 ７－２に示す結合カー開口変位関係の形状からもうか がい知ることができ，最大骨材寸法が大ぎくなるほど 結合力の低下はゆるやかになっている．

最後に，粗骨材混入魁がコンクリートのひび割れ抵 抗性に及ぼす影轡について調ぺる．図11はダ粗骨材体 菰率＝0,20,40,50％のプレーンコンクリートに関し

て主ひび割れ発生点で評価されたＪ秋分およびき裂 先端開口変位の値を示す．この図から，最大骨材寸法

５０

（９））画極 ５

●０

（ロョ）回極 ５

●０（９）》個極

５０

（侭昌）画極

赴大骨材寸法･】@ｍ

最大骨材寸法画5面 簸大骨材寸法｡15画 赴大骨材寸法･20函

０ ０．１ 0

き寝口変位（■画）

０．１ g圃口慶位（、》

０ ０．１ @

き圃口変位（画）

０．１

@寝ロ褒位（、）

図８－１測定された荷璽一き裂口変位曲線（供賦体３個の測定値の平均）

5

０ ０5 ０5 ０5

的

過大骨材寸法童10ｍ

０．１０．２０．８０.４０．５０．８ 華趣型唾軍昼さ、“／Ｗ 帥

７ ０ 帥

９０

４，

釣

２０

１ ０ ０ ０

最大骨材寸法画15画 最大骨材寸按･20ｍ 最大骨材寸法｡5画

含日曇身）侭緬鯉 含ｇ琶旦）Ｒ如露 否思遷亙）侭麺埋今日琶茸》Ｒ釦埋

' 1

1 , ｍ

卜のひび割れ抵抗性の評価に関する研究」

璽 軍 垂 画 唾 目 さ ． ｡ ／ Ｗ 薗 壇 過 租 域 艮 さ ． ⑧ ／ Ｗ 誼 趣 廻 館 域 艮 さ 、 “ ／ Ｗ ■ 壇 過 圃 域 風 さ ． Ｑ ､ ′ Ｗ

図８－３評{面されたＪ積分およびき裂先端開口変位値

8.0

5．００ 5．００ 5．００ ５．０

固口変位（×10-3画）

関口変位《×10-9画）

関口変位（×10.9画）

図ロ変位(×１０．$四）

図８－２推定された結合カー開口変位関係

、

０．１０．２０．８０．４０．５０．

7

０ ７０．●●００ ^{《■群と『×》}

８０

〆 ８０

㈹鋤猫的０

／／

7 ０

１材寸検c5m

60 9

， 駒

一

一

０００４３２

（■いへ』賀”‐員×）壇頓郷句

5.0 ０5

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･ 屯･' 韻･ '

．

００

●０

●０４３２１（恩の’日×）理垣尉口竪碧蝦騨鋤

一 ０００

、一

４３．２

（回凹這貰飼‐。【×）埋頓懸均

｡、｡//･

一 一 一 最 大 荷 重 点 一 一 主 ひ び 割 れ 発 生 点

△ １ ０

１０

△ 一 一 一 一 △

２ ０ ３ ０ ４ ０ 粗骨材体積率（％）

０

０ ０4 ５ ０ ‐

水セメント比（％）

９ ４ ０ ５ ０ ‐ ６ ０ ０ ‐ ４ ０ ・ 5 ０ ６ ０0

水 セ メ ン ト 比 （ ％ ） 水 セ メ ン ト 比 （ ％ ） 図９水セメント比がコンクリートのひび割れ抵抗性に及ぼす影騨

5.0 ０5

5 ０

０ ５ １ ０ １ ５ ２ ０ ０ ５ １ ０ １ ５ ２ ０ 最 大 骨 材 寸 法 （ ｍ 、 ） 最 大 骨 材 寸 法 （ ｍ 、 ） 図１０最大骨材寸法がコンクリート･のひび割れ抵抗性に及ぼす影騨

００００

●●４３２１

（■⑨③‐員×）璽垣蹴口歴理誤聞柚

5 ０ １ ０ ２ ０ ３ ０ ‘ ４ ０ ５ ０ ０ １ ０ ２ ０ ３ ０ ９ ０ ０

粗 骨 材 体 積 率 （ ％ ） 粗 骨 材 体 積 率 （ ％ ） 図１１粗骨材混入並がコンクリートのひび割れ抵抗性に及ぼす影稗

一 一 最 大 荷 重 点 一 一 主 ひ び 剤 れ 発 生 点

一 一 最 大 荷 重 点

→ 一 主 ひ び 劇 れ 発 生 点

０００００５

（ロ⑨碑，負×）廻垣観ロ圏寝釈郁抽

４３２１

一（１９)一

1-.---.一｡”

０４０３

２ ０

（ｇ這貰㈲‐。【×）廻頓麗句

△／

卿 、

｢コンクリートのひび割れ抵抗性の評価に関する研究」村上

188

よび繊維によるひび割れ開口抵抗を分離して示すと，

図14のようになる．この図から，コンクリートのよう な脆性マトリックスに対する繊維補強メカニズムの特 徴をみることができる．すなわち，開口変位の小さい うちはその開口抵抗はほとんどマトリックスにより負 担されるが，開口変位が増加するにつれて繊維の負担 するひび割れ開口抵抗の比率が急速に増大し，マトリ ックスひび割れ発生点近傍でほぼそのピークに達した 後，ひび割れ面をブリッジしている繊維の引き抜けや 破断により次第にその開口抵抗を低下させてゆくこと が推察される．また，繊維体碩率が増加するほど，織 の場合と同櫛の傾向がみられる．ただし，粗骨材の混 1.5

入通が過度になると，骨材一マトリックス界面の付着 ひび割れの橋かけが容易に生じ，主ひび割れに合体し やすくなるために，Ｊ種分およびき裂先端開口変位の 値はともに大きく低下している．

以上の結果から，骨材のクラヅクアレスター作用に は，骨材一マトリックス界面の付蔚ひび割れ発生に伴 うエネルギー吸収作用およびひび割れ面での骨材のプ リッジング効果によるひび割れ開口抵抗があり，前者 に関しては水セメント比が，後者に関しては骨材寸法 や粗骨材混入通がそれぞれ強く影響しているものと考 えられる．

繊維体積率

...…･…．0％（プレーンコンクリート）

－ ０ ． ５ ％

↓マトリックスひび割れ発生点

０．１

（ロ。》）倒極

' ﾙ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ ｰ

〒～~ ／

〃

肘-箸

０９ ０．５Ｚ 1 . 0 Ｚ

1 . 5

％

● ● ● ● ● 一 一 ｍ こ ＝ 二

４．２繊維補強効果の定量化 図12は，繊維体租率＝0.5,.1.0,1.5％の鋼繊維補強

コンク｡リートおよびマトリックスと同一調合のプレー ンコンクリートに関して測定された荷重一き裂口変位 曲線を相対ノッチ深さ＝0.3について示す.同図中の●

○△口印は，本手法において測定値との一致を鯛べた 選点を表わす．また，推定された結合カー開口変位関 係を図13に示す．前述のように，結合カー開口変位曲 線下の面種はノ秋分値を表わしているので,鋼繊維の 混入によりひび割れ抵抗性が著しく改善されることが わかる．また，プレーンコンクリートにおける結合力 の作用する限界の開口変位値に対応する点で，鋼繊維 補強コンクリートにおいてマトリックスひび割れが発 生するものと考えれば，図12において矢印で示す位面・

でマトリックスひび割れが生じていることになる．

さらに，図13に示す結合カー開口変位関係において マトリックスおよび繊維によるひび副れ抵抗性への寄 与に線形の加算性があると仮定して，マトリックスお

0 ０ ． １ ０ ． ２ ０ ． ３ ０ ． ４ ０ ． ５ き裏口変位（唾）

図１２鋼繊維補強コンクリートに関して 測定された荷重一き裂口変位曲線

（供賦体３個の測定値の平均）

Ｌ－－工 _壬

(２０）

－ － － － １ ． o z

－ ． １ ． ５ ％ 5

０

1 , .

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図１３推定された結合カー開口変位関係

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関口変位(×10-$c■）

－（２１）一

FractureofConcrete,Jour・ＡＣI,Vol､58,No.５，

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５０

５０

（“■ｕ曇量）侭⑳鞭 １Ｌ

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開口変位(×10-3c■）

図１４マトリックスおよび繊維による

ひび割れ開口抵抗曲線 維によるひび割れ開口抵抗曲線の立ち上がり勾配が大

きくなり，それに伴ってピーク点の開口抵抗力も上昇 すること，さらにそれ以降の開口抵抗力の低下もゆる やかになることがわかる．

5 ． 結 論

本研究では，破壊靭性試験により実験的に求められ る荷重一き裂口変位曲線から，マイクロクラックの累 進的発生を伴う破壊過程域内部の櫛成法則を推定し，

その領域の損傷レベルや破壊靭性を間接的に評価する 手法を提案し，その手法の応用として骨材のクラック アレスター作用ならびに繊維補強効果の定量化を試み た．その結果として，骨材のクラックアレスター作用 に及ぼす調合因子の影響ならびに，コンクリートのよ うな脆性マトリックスに対する繊維補強機織や繊維混 入によるひび割れ抵抗性の改善効果が定通化された．

最後に，本論文は筆者が学位論文としてとりまとめ た内容の一部であり，御便宜をたまわりました工学部 建築学科三井宜之教授，御指導をいただきました東京 大学工学部岸谷孝一教授および大分大学工学部平居孝 之教授に深く感謝致します．

参 考 文 献