日本建築学会技術報告集

第 17 巻第 37 号，903-908，2011 年 10 月

AIJ J. Technol. Des. Vol. 17, No.37, 903-908, Oct., 2011

鉄筋あき間隔を小さくした SHCC
部材の付着割裂強度

鉄筋あき間隔を小さくした
SHCC 部材の付着割裂強度

重水法弘— ———＊ 1
細矢 博— ———＊ 3

BOND SPLITTING STRENGTH OFSTRAIN-HARDENING
CEMENTITIOUS
BOND SPLITTING STRENGTH OFCOMPOSITESMEMBERSWITH
STRAIN-HARDENING
CEMENTITIOUS
SMALL
REINFORCEMENTSPACINGCOMPOSITESMEMBERSWITH
SMALL REINFORCEMENT SPACING

金久保利之— ———＊ 2重水法弘＊1金久保利之＊2
細矢 博 : ＊3
キーワード
歪硬化型繊維補強セメント複合材料，付着割裂強度，鉄筋あき間隔
キーワード：
Keywords:
歪硬化型繊維補強セメント複合材料，付着割裂強度，鉄筋あき間隔
Strain-hardening cementitious composites, Bond splitting strength,
Keywords:
Reinforcement
spacing
Strain-Hardening Cementitious Composites，Bond Splitting Strength，Reinforcement Spacing

Norihiro SHIGEMIZUーーー ＊ 1
Hiroshi HOSOYAー ーーーー ＊ 3
Norihiro SHIGEMIZU

Toshiyuki KANAKUBOーーー＊ 2＊1Toshiyuki KANAKUBO＊2

HiroshiHOSOYA＊3
In
this study,
pullout loading
test and simple beam test is conducted
to investigate bond splitting behavior of SHCC (Strain-HardeningCementitious Composites) members with small reinforcement spacing.
In this study, pullout loading test and simple beam test is conducted toAs
the resultsof theexperiments,
the ofbrittle
behavior
due to bondinvestigatebondsplittingbehavior
SHCC(Strain-Hardeningsplitting
is restrainedby theconfinementof fibers.
The experimental
Cementitious
Composites)
members
with smallreinforcementspacing. As
bondstrengthhighercalculated
strength
the resultsof the shows
experiments,
thevaluebrittlethan
behavior
due to bondsplittingby
isconventional
for concrete
members.
The bond splitting
strength
restrained byformulasthe confinementof fibers.
The experimental
bond strengthshows
higherthan calculated
by conventional
formulasthat
forofSHCC
canvaluebe evaluatedby the strength
thick cylindermodel assuming
concretemembers.
The bond splitting
strengthtoof“plasticSHCC canbe evaluated
SHCC
aroundthe reinforcement
is subjectedstage”.
by the thick cylinder model assuming that SHCC around thereinforcement is subjected to “plastic stage”.

2．使用材料

1．はじめに近年、精力的に研究や開発が進められている歪硬化型繊維補強セ

2.1

SHCC

メント複合材料（以下、SHCC）は、普通コンクリートと比較して、SHCC には PVA 繊維を用い、体積混入率は 2.0%とした。使用し靱性や曲げ強度がはるかに大きい特長を有する。高性能な短繊維をた PVA 繊維の性質を表 1 に示す。また、SHCC の設計基準強度 Fc

粘性の大きいモルタルに混入することにより、硬化後、引張応力下は 30MPa とした。材料試験により得られた SHCC の力学性能を表 2でひび割れが分散され、また、ひび割れ発生後も引張力を伝達するに示す。圧縮試験には 100φ－200mm の円柱供試体を用いた。また、ことが可能である。SHCC を実部材に用いる場合、部材の曲げ性状

引張強度は曲げ試験（JCI-S-003-20072））により求めた。曲げ試験にやせん断性状に対する評価とともに、鉄筋との付着性状を把握するより得られたモーメント－曲率関係（以下 M－φ 関係）を図 1 に示ことも重要である。特に、境界梁のように高密度配筋の短スパン梁す。

では付着割裂破壊が危惧される。そこで、著者らは、片持梁形式の付着実験を行い、SHCC 部材の付着割裂性状を把握した1）。実験の結果、SHCC 部材の付着割裂強度は普通コンクリート部材と比較し曲げ試験において、繊維架橋によるマルチプルクラック性状を確認し、M－φ 関係より、ひび割れ発生後にモーメントが増大するた
わみ硬化特性を確認した。て大幅に増大し、せん断補強筋と同様な繊維架橋による拘束効果が表1確認された。
本研究では、先の実験をさらに押し進め、主筋のあき間隔を小さ

繊維

繊維長(mm)

繊維径(mm)

破断強度(MPa)

弾性係数(GPa)

PVA

12.00.04

1690

40.6

くした試験体を用いて、SHCC 部材の付着割裂性状および付着割裂強度を把握することを目的とする。SHCC では粗骨材を用いないた繊維諸元め、打設（繊維の分散性）に影響のない範囲で鉄筋あき間隔を小さくすることが可能であると考えられ、部材断面の縮小や高密度配筋

表2に対応することができる。本実験では、最小でかぶり厚が鉄筋径の0.5 倍（鉄筋のあき間隔で鉄筋径の 1 倍）の引抜試験体を作製し、Fc(MPa)加力実験を行う。鉄筋のあき間隔が小さくとも、SHCC を用いることによって鉄筋周辺の割裂破壊を防止することができると考えられる。本研究では実部材の応力状態に近いと考えられる単純梁型試験

30体による加力実験とともに、付着長を鉄筋の 4 倍とした局所付着割裂実験を計画し、両者の結果を用いて実験結果を検討する。
筑波大学大学院*1*1*1（〒 305-8573

筑波大学大学院茨城県つくば市天王台 1-1-1）*2
筑波大学システム情報工学研究科
1-1-1）（〒305-8573
茨城県つくば市天王台准教授・博士（工学）*3㈱奥村組技術研究所 博士（工学）*2筑波大学システム情報工学研究科 准教授 博士（工学）*3（株）奥村組 技術研究所

博士（工学）SHCC の力学性能

圧縮試験
JIS A 1108
圧縮強度 弾性係数(MPa)
(GPa)

曲げ試験
JCI-S-003-2007
引張引張強度終局歪(MPa)(%)

44.5

15.32.86

4.61

46.1

17.5

1.254.24

備考

局所付着割裂実験
単純梁型付着実験

Graduate Student, Univ. of Tsukuba＊1

Graduate student, University of Tsukuba*2Assoc. Prof., GSSIE, Univ. of Tsukuba, Dr. Eng.
*3
Technical Research Institute, Okumura Corporation, Dr. Eng.
＊2
Associate Professor, GSSIE, University of Tsukuba, Dr. Eng.
＊3

Technical Research Institute, Okumura Corporation, Dr. Eng.

903

表3M（kN・m）

2

鉄筋径

種類

D6SD295

1SD345D13

局所付着割裂実験
単純梁型付着実験

00.20.40.60.8SD685φ（1/m）
図12.2

鉄筋の引張試験結果一覧

降伏強度 弾性係数 降伏歪 引張強度(MPa)
(GPa)
(%)
(MPa)
3641850.197514

単純梁型付着実験（肋筋）

381

1920.198539

単純梁型付着実験
（圧縮側主筋）369

1930.191543

局所付着割裂実験

7621920.397952

単純梁型付着実験
（引張側主筋）

M－φ 関係鉄筋

材料試験により得られた鉄筋の力学性能を表 3 に示す。鉄筋の断22

面積はすべて公称断面積（D6 は 31.67mm 、D13 は 126.7mm ）とした。また、応力－歪関係において D6（SD295）では降伏棚が明確で変位計1.5db
4db
1.5db

石こう
テフロンシートはなかったため、0.2%オフセット法を用いて降伏強度を算出した。
降伏歪はそれぞれ降伏強度を弾性係数で除して求めた。

試験体

試 験 体 概要 を図 2 に 、試 験体 一 覧 を表 4 に 示 す 。試 験体 は182×182×91mm の直方体 SHCC ブロックの中心に D13 鉄筋を配筋し加力板

加力方向

3.局所付着割裂実験
3.1

C14db

打設方向db

スリットたもので、SHCC の割裂を誘発するように 2 辺にスリット（ポリス14db

チレンフォーム）を設けている。主筋には竹節の D13（SD685）を使用した。試験区間は鉄筋中央部 4db の区間で、前後 1.5db 区間には鉄筋に塩ビパイプをかぶせ SHCC との付着を絶縁している。変動因子であるかぶり厚 C（鉄筋あき間隔の 1/2）はスリットの寸法を変化させることにより調節し、0.5db、1.0db、1.5db（db：鉄筋径）の 3 種類とした。同一因子試験体を 3 体ずつ作製し、実験を行った。
3.2

備考

図2

試験体概要

表4

試験体一覧

設計基準強度Fc (MPa)

主筋30

D13 竹節(SD390)

実験方法

かぶり厚C (mm)C / db

6.50.5131.019.51.5

加力はスリット内部の SHCC の面外変形を拘束しないように設けた加力板の上に試験体を設置し、主筋を単調に引き抜くことにより行った。計測項目は引抜荷重および鉄筋の自由端のすべり量である。
3.3

実験結果

加力終了後の自由端側のスリット周辺のひび割れ発生状況の例を

ロットは最大付着応力点（付着強度）を示す。なお、荷重端すべり量は、試験区間内の付着応力分布を一様と仮定し、計測した自由端すべり量に鉄筋の伸び量を加算して求めた。
スリット位置でのひび割れがみられたが、繊維による架橋効果で急激な耐力低下はみられず、最大荷重付近ですべり量の増大がみられた。最大付着応力時のすべり量は、おおむね 0.2～0.6mm である。
また、主筋 2 つ目の節における噛み合い（すべり量で 10mm 程度）

写真 1

ひび割れ発生状況例（自由端側：C / db=0.5）25
付着応力τ（MPa）

写真 1 に、付着応力－荷重端すべり量関係を図 3 に示す。図中のプ20C/db=0.5
C/db=1.0
C/db=1.5

15105で耐力の再上昇がみられた。加力終了後にブロックを分割して界面0を観察した試験体では、主筋の抜出しにより、SHCC 界面にはほとんど鉄筋の節形状が残っていなかった。かぶり厚の増加にともなう付着強度の増加が確認できる。

904

図30.2 0.4 0.6 0.8
1
荷重端すべり量 s（mm）
付着応力－荷重端すべり量関係

4．単純梁型付着実験

いように、付着絶縁区間と試験区間の境目に主筋位置までかぶり部4.1分にスリットを設けた。なお、試験体が付着割裂破壊する以前に曲試験体

試験体は全 6 体（No.1～No.6）で、左右のせん断スパン域に試験げ降伏およびせん断破壊を起こさないように試験体内部には補強筋区間を設けることにより、試験区間は全 12 区間である。試験体配筋を配筋した。また、SHCC の打設方向は、横打ち（梁側面より打設）

図例を図 4 に、試験体諸元を表 6 に示す。変動因子は、主筋本数、とした。

肋筋比、付着長である。
試験体断面寸法は 200×350mm とし、主筋には竹節の D13（SD685）を、肋筋には D6（SD295）を使用した。

4.2

実験方法

加力は単純梁形式（1 点載荷）を採用し、一方向単調載荷を行っ変動因子である主筋本数は、5 本、6 本および 7 本（C / db = 1.0、た。1 つの試験体で 2 箇所の試験区間に対し、まず、肋筋比が 0%の0.8 および 0.6）の 3 種類である。肋筋比 pw は 0%、0.4%、0.8%の 3区間（試験区間 L）を先に加力し、その後加力位置をずらし、2 箇種類とした。付着長は 208mm および 104mm（主筋径の 16 倍および所目の区間（試験区間 R）の加力を行った。主筋の自由端すべり量8 倍）の 2 種類とした。

は、試験体端面との相対変位として変位計により測定した。また、試験区間端部は、支点反力による拘束を受けないように、主筋外周に薄肉鋼管（外径：19mm、内径：16.6mm）を配して付着を絶縁

各主筋の歪値は、試験区間引張側端部に歪ゲージを貼付して測定した。

してある。付着を絶縁した区間が、試験区間の付着強度に影響しな

図4表6
試
験
体Fc(MPa)

試験体諸元

主筋

肋筋配筋

pw (%)

No.1-L-0

No.1-R

2-D6@800.4

配筋

5 -D13No.2-Lpt (%)

0.91

試験体配筋図（試験体 No.3）

付着長(mm)16db-0No.2-R2-D6@40

0.8No.3-L-

02-D6@80

0.4-

0No.4-R

2-D6@400.8

No.5-L-

02-D6@80

0.4-

08db

2-D6@400.8

16db

No.3-R
No.4-L

No.5-R
No.6-L
No.6-R30

6 -D13

7 -D131.09

1.27（写真は図 4 裏側から撮影）

8db
16db

8db
16db
（左上：付着長 16db、pw=0% 右上：付着長 16db、pw=0.4%）（左下：付着長 8db、pw=0% 右下：付着長 16db、pw=0.8%）
写真 2

最終破壊状況例（主筋 7 本）

905

破壊状況

試験体の最終破壊状況例を写真 2 に示す。ほぼ全ての試験体において、試験区間の主筋に沿った斜めの微細なひび割れが多数生じ、繊維によるマルチプルクラック効果を確認した。また、全ての試験体において、SHCC のかぶりの剥落やそれにともなう最大主筋5本 付着長=16dbpw= 0%
隅筋
中筋

10

荷重以後の急激な耐力の低下はみられなかった。主筋の本数や肋50筋比による最終ひび割れ状況の差異はあまりみられないが、付着大してサイドスプリット型の付着割裂破壊を生じた。その他の試
験体では、最終的にはせん断ひび割れが拡大し、割裂ひび割れは付着応力τ（MPa）かった。また、主筋が 7 本で肋筋比が 0.8%の試験体では、主筋に沿った斜めのひび割れが最終的に 1 本に繋がり、ひび割れ幅が拡

主筋5本 付着長= 8dbpw= 0%
隅筋中筋10あまり拡大しなかった。また、試験体の底面において、主筋や肋5付着長 16db

0筋に沿ったひび割れの幅が拡大した試験体がみられた。

02468 10
自由端すべり量 s（mm）
主筋5本 付着長=16dbpw=0.8%
隅筋中筋

105 付着長 16db

0pw=0.4%

2468 10
自由端すべり量 s（mm）

付着応力－自由端すべり量関係例（主筋 5 本）

付着応力－自由端すべり量関係

付着応力－自由端すべり量関係（以下 τ－s 関係）を図 5 に、付着強度 τmax および付着強度時の自由端すべり量 smax を表 7 に示

表7付着強度 τmax および付着強度時の自由端すべり量 smax

主筋本数す。付着応力は、各主筋に貼付した歪ゲージの測定値から求めた。
図中のプロットは各主筋の最大付着応力点（付着強度）を示す。

付着長

表中の付着強度は、各主筋の付着応力の最大値の平均値である。
全ての試験体において最大耐力後の急激な耐力の低下はみられず、繊維による拘束効果を確認した。主筋の本数による τ－s 関

16db

係の形状に違いはあまりみられないが、肋筋比の差異により τ－(208mm)

s 関係の形状に違いが生じた。肋筋を配している試験体について
は、付着強度時の自由端すべり量が大きくなっていることが分かる。また、肋筋による主筋の拘束効果により、隅筋の方が中筋よりも付着応力が大きくなっている。なお、同一試験体内でみると、16db(208mm)

隅筋、中筋によらず、どの主筋もほぼ同じすべり量の時に最大値を迎えている。
4.3.3

52468 10
自由端すべり量 s（mm）

図54.3.2pw=0%

主筋5本 付着長=16db
pw=0.4%隅筋
中筋

102468 10自由端すべり量 s（mm）

長を 8db とした試験体と付着長を 16db とした試験体を比較すると、付着長が 8db の試験体の方が試験区間に生じるひび割れ数は少な

付着応力τ（MPa）

実験結果

付着応力τ（MPa）

4.3.1

付着応力τ（MPa）

4.38db(104mm)

肋筋による付着強度の影響

肋筋比と付着強度の関係を図 6 に、隅筋と中筋の付着強度の関係を図 7 に示す。ここで、付着強度とは各主筋の付着応力の最大値の平均値である。

16db(208mm)

かぶり厚によらず、肋筋比が増大するにつれ付着強度は増大し、

pw

5本

6本

7本

τmax smax

τmax smax

τmax smax(MPa) (mm)(MPa) (mm)(MPa) (mm)

隅筋 5.81

0.95 隅筋 5.04

1.43 隅筋 4.87

1.52

0% 中筋 5.94

1.91 中筋 4.76

1.98 中筋 4.48

1.64

平均 5.89

1.53 平均 4.85

1.79 平均 4.59

1.60

隅筋 8.98

2.81 隅筋 7.91

5.29 隅筋 7.78

3.43

0.4% 中筋 7.06

3.01 中筋 6.32

4.45 中筋 5.623.40

平均 7.83

2.93 平均 6.85

4.73 平均 6.24

3.41

隅筋 10.03 0.77 隅筋 9.45

0.75 隅筋 7.65

0.450% 中筋 11.32 0.60 中筋 9.43

1.00 中筋 8.15

0.74

平均 10.80 0.66 平均 9.44

0.91 平均 8.01

0.66

隅筋 10.48 2.73 隅筋 9.75

3.39 隅筋 8.37

2.76

0.8% 中筋 7.91

2.51 中筋 6.51

3.26 中筋 5.97

2.64

平均 8.94

2.60 平均 7.59

3.30 平均 6.66

2.67

ほぼ線形関係にあることが分かる。また、同一試験体内で隅筋と筋の中筋に対する付着強度の比率は肋筋比が大きいほど顕著であり、pw=0%で 0.99、pw=0.4%で 1.30、pw=0.8%で 1.41 となっている。
4.3.4

既往の付着強度式との比較

付着強度の実験値を、普通コンクリート部材に対する既往の付着強度算定式である森田・藤井式 3）、終局強度型設計指針式 4）お106420よび靭性保証型設計指針式 5）による計算値と比較する。なお、破壊形式は、実験でのひび割れ状況を勘案し、全ての試験体でサイドスプリット型と仮定している。また、SHCC の圧縮強度は、材906

108

図6

主筋5本（C/db=1.0）
主筋6本（C/db=0.8）
主筋7本（C/db=0.6）

0.2
0.40.6肋筋比 pw（%）

0.8

付着強度－肋筋比関係隅筋τmax,ave（MPa）

果により、隅筋の付着強度が大きくなっていることが分かる。隅付着強度τmax（MPa）

中筋の付着強度の平均値を比較すると、肋筋による主筋の拘束効

5pw=0%
pw=0.4%
pw=0.8%0

図7510
中筋τmax,ave（MPa）

隅筋と中筋の付着強度の関係

15料試験より得られた値を用いている。既往の普通コンクリート部材の実験において、鉄筋のあき間隔が 1.5db より小さい試験体はないと実験値(MPa)考えられるので、算定式の適用範囲外の因子を外挿して比較することとなる。
実験値と計算値の比較を図 8 に示す。3 式とも、実験値は計算値を上回っている。計算値に対する実験値の比の平均は、森田・藤井
式で 2.61、終局強度型設計指針式では 2.48、靭性保証型設計指針式

105
森田・藤井式
終局強度型設計指針式
靭性保証型設計指針式

では 3.61 であった。鉄筋のあき間隔が小さい場合でも、SHCC の付着強度は普通コンクリートと比較して顕著に大きい。

051015

計算値(MPa)
5.

厚肉円筒モデルによる付着強度の評価

図8

先に示したように、既往の普通コンクリートに対する付着強度式

実験値と計算値の比較

では、SHCC の実験値を過小評価している。そこで本研究では、鉄筋周辺の応力状態を図 9 に示すような厚肉円筒モデル 6）とし、SHCCの力学性能を考慮しながら付着強度の評価を行った。なお、検討の対象とした試験体は、局所付着割裂実験試験体と単純梁型付着実験

σsの両者とし、肋筋が配されていない試験体とした。

σt

主筋

著者らは、類似の高靭性セメント系複合材料を用いた局所付着割裂実験において、厚肉円筒モデルの周方向応力を弾塑性状態としてC付着強度を評価した 7）。実験結果より求まった塑性域（周方向応力

図9が一定）の範囲は、おおむね鉄筋径の 1～1.5 倍の範囲であった。本db

厚肉円筒モデル20

実験の試験体では、かぶり厚が C / db=1.5 以下と小さいので、SHCCの鉄筋周りの応力状態は付着応力が最大の時、かぶり全域にわたっ実験値(MPa)て塑性化（一定の引張応力を負担）していると仮定する。また、鉄筋付着領域外の付着を絶縁した区間の SHCC もひび割れに抵抗し、割裂面全体で主筋を拘束するものとする。したがって、鉄筋が周辺SHCC を押し広げる力の軸直交方向成分（割裂応力）と周辺 SHCC

10による鉄筋の拘束力には、以下の釣合式が成り立つ。

σ s ⋅ d b ⋅ l b = σ t ⋅ 2C ⋅ l s（1）

局所付着割裂実験
単純梁型付着実験

ここで、

0σ s ：割裂応力1020

計算値(MPa)db：鉄筋径lb：付着長σt：周方向応力（=SHCC の引張強度）

C：かぶり厚ls：割裂面長さ（局所試験体 91mm、単純梁試験体 230mm） ているといえる。

図 10

実験値と計算値の比較の平均は、全試験体で 1.01 となり、計算値が実験値をよく評価でき

また、鉄筋の付着応力τb と割裂応力σs の間には以下の関係が成6．結論り立つ。

τ b = σ s ⋅ cot α（ 2）(1)のあき間隔より小さいあき間隔においても、繊維による拘束効

ここで、αSHCC を用いた部材では、通常の鉄筋コンクリート部材の主筋：鉄筋が周辺 SHCC を押し広げる力と軸方向のなす角果によりかぶりの剥落や最大荷重後の急激な耐力低下は生じず、付着割裂破壊が抑制される。

よって、式（2）に式（1）を代入し整理することにより以下の関(2)係を得る。

τ b = 2σ t ⋅C ls⋅ ⋅ cot αdb l b（ 3）を配している試験体は付着強度時の自由端すべり量が大きい。

(3)により得られた 56°とする

対する比率は 2.61～3.61 となり、既往の付着強度算定式では実。これは、SHCC においても、鉄筋が験値を過小評価する。

周辺 SHCC を押し広げる力の伝達機構は圧縮応力場であり、普通コンクリートの場合と同様であると考えられるためである。
実験値と計算値の比較を図 10 に示す。計算値に対する実験値の比

普通コンクリート部材に対する既往の付着割裂強度算定式による計算値と付着強度実験値を比較すると、実験値の計算値に

ここで、αの値は、拘束力がある場合の普通コンクリート試験体8）肋筋比の増加に伴い、主筋の付着強度は線形的に増加し、肋筋(4)

鉄筋周辺の SHCC の応力状態を全て塑性状態であると仮定した厚肉円筒モデルにより、SHCC の付着強度を評価できる。

907

(2) 終局強度型設計指針式 4)

参考文献
1)

矢野正剛，重水法弘，細矢 博，金久保利之：歪硬化型繊維補強セメン
ト複合材料を用いた梁部材の付着割裂性状に関する研究（その 1

片持梁付着割裂実験），日本建築学会大会学術講演梗概集，C-2 構造Ⅳ，pp.115～116，2010.9
2)

JCI-S-003-2007，繊維補強セメント複合材料の曲げモーメント－曲率曲線試験方法，JCI 規準

3)藤井 栄，森田司郎：異形鉄筋の付着割裂強度に関する研究－第 1 報

付

着割裂強度を支配する要因についての実験結果－，日本建築学会論文報告集，第 319 号，pp.47-54，1982.94)（重力単位系）

τ u = τ co + τ st
τ co = (0.4bi + 0.5) Fc⎛ 20 5 N u 15 N s ⎞++b Fc / d b⎟ p w’
NN ⎟⎠⎝Nτ st = ⎜⎜bi = b / Nd b − 1

梁水平上端筋の場合には、0.8 を乗ずる。

日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の終局強度型耐震設計指針・同(3) 靭性保証型設計指針式 5)

解説，19905)

日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型耐震設計指針・同6)

解説，1999τ u = τ co + τ st

Tepfers R.： Lapped Tensile Reinforcement Splices， ASCE， Journal ofτ co = (0.27bi + 0.33) Fc

Structural Division，Vol.108，No.ST1，pp.283～301，1982.17)

古田昌弘，金久保利之：高靭性セメント系複合材料の局所付着割裂性状に関する研究，日本建築学会大会学術講演梗概集，C-2 構造Ⅳ，pp.43～44，2002.88)

八十島 章，金久保利之：補強コンクリート部材の付着割裂性状に関する研究（その 4bi = b / Nd b − 1

梁水平上端筋の場合には、0.75+σB/4000 を乗ずる。
ここで、

τu ：付着強度
τco ：横補強筋がない場合の付着強度
τst ：横補強筋による付着強度の増分【付録】（重力単位系）

τ u = τ co + τ st

τ co = (0.307bi + 0.427 ) Fc
τ st = (24.9kAst / sNd b ) Fc
bi = b / Nd b − 1

梁水平上端筋以外の場合には、1.22 を乗ずる。

908

τ st = (550 + 460 N w / N )(bi + 1) p w横補強のある場合の局所付着割裂性状），日本建築学会構造系論文集，No.607，pp.141～148，2006.9(1) 藤井・森田式 3)（重力単位系）

dbAstsN：主筋径：一組の横補強筋の断面積：横補強筋の間隔：主筋本数
σB ：SHCC の圧縮強度
b：試験体断面幅
Nw ：一組の横補強筋の足の数
Ns ：一列主筋のうち中子筋のかかっているものの本数
Nu ：一列主筋のうち中子筋のかかっていないものの本数
pw ：横補強筋比pw’ ：断面外周に配筋された横補強筋比［2011 年 2 月 18 日原稿受理

2011 年 4 月 12 日採用決定］