コンクリート工学年次論文集，Vol.38，No.2，2016

論文

DFRCC を用いた PCa 柱梁接合部のせん断性能における繊維種類の影響
山田大*1・八十島章*2・佐野直哉*3・金久保利之*4

要旨：プレキャスト工法の特徴を活かし，接合部のみに DFRCC を用いた十字形柱梁接合部の接合部せん断強度および構造性能における繊維種類の影響を把握するため，接合部に用いる DFRCC の繊維種類および混入量を変動因子とし，接合部せん断破壊が先行する試験体により加力実験を行った。実験結果より，最大荷重に関して繊維種類の影響が確認された。接合部のひび割れ幅を基に架橋則または一軸引張試験結果を用いて繊維の負担する接合部せん断力を算出し，繊維種類による架橋効果の違いを明らかにした。
キーワード：柱梁接合部，PCa，繊維補強セメント複合材料，せん断強度，繊維負担せん断力，ひび割れ幅
1. はじめに

2. 実験概要

近年，都心部を中心に大規模な鉄筋コンクリート造建

2.1 試験体概要

工場で作製した構造部材を現場で接合するプレキャスト

また，使用した繊維の諸元を表－2 に示す。試験体数は 4（以下，PCa）工法が多く用いられている。これまでに，体であり，既往の研究 3)の試験体 No.24 を基準試験体と柱，梁，接合部のすべてを工場生産としたフル PCa 工法

し，梁断面 380mm×420mm，柱断面 500mm×500mm570材料（以下，DFRCC）の研究開発が多くの機関で行われ42021055
50 70 7050

70 70
38050042018805050 100 100 50
100 100ている 1)。DFRCC は，初期ひび割れ発生後に繊維がひび割れを架橋し，引張力を負担することで引張性能が向上

梁断面55

柱断面75程度の短繊維を混入させた高靱性繊維補強セメント複合

50500を向上させる材料として，セメント系材料に長さ 10mm

100 125も実用化されつつある。一方，コンクリートの引張性能

50

試験体諸元を表－1 に，試験体の配筋を図－1 に示す。

100 50

築物の需要が高まっており，施工の合理化を図るため，570する特長を有している。筆者らは，PCa 工法の打ち分けできる特徴を活かし，接合部のみに DFRCC を用いた PCa

DFRCC

柱梁接合部の構造実験を行い，接合部せん断強度の上昇を確認した 2),3)。さらに，ひび割れ性状に基づき，繊維1100500

11003500

架橋則を用いることで繊維負担せん断力を評価できることが確認された。

図－1

試験体配筋図表－2

使用繊維諸元

本研究では，DFRCC に用いる繊維の種類（PVA 繊維，鋼繊維）および混入量による構造性能の違いを把握することを目的とし，接合部に使用する繊維を変動させた接PVA 繊維
鋼繊維のせん断性能向上効果をひび割れ性状に基づき検討する。
表－1
試験体名No.243）
No.253）
No.26
No.27
No.28
No.29

Fc(MPa)40

使用繊維－PVA 繊維

48*1 筑波大学大学院

鋼繊維

接合部繊維量(%)
0.0
1.0
1.0
2.01.02.0

繊維径（mm）
0.100.16

引張強度（MPa）
12002830

弾性係数（GPa）
28210

試験体諸元
梁

横補強筋

主筋

柱横補強筋

主筋

横補強筋

－4-D10×3 (SD295)

18-D22 6-D10@60 16-D22 4-D10@60(USD685) (SD785) (USD685) (SD785)－

システム情報工学研究科構造エネルギー工学専攻*2 筑波大学 システム情報系構造エネルギー工学域助教*3 筑波大学大学院

繊維長（mm）
12.0
13.0

繊維合部せん断破壊先行の試験体で構造実験を行い，DFRCC

大学院生 (学生会員)

博士（工学）

システム情報工学研究科構造エネルギー工学専攻*4 筑波大学 システム情報系構造エネルギー工学域准教授(正会員)
大学院生 (学生会員)

博士（工学）-1327-(正会員)

の十字形試験体とした実部材の約 1/2 スケールの試験

表－3

コンクリートおよび DFRCC 圧縮試験結果
割裂 弾性試験 使用 圧縮
コンクリート強度 強度 係数種類
体名 箇所 (MPa)(MPa) (GPa)体で実験を行った。接合部せん断強度の評価を行うた
めに，接合部せん断破壊先行型の試験体を作製し，梁No.24
No.25
普通No.26 梁，柱No.27
No.24
モルタルNo.25
接合部DFRCC（PVA 繊維）No.26
No.27
No.28
普通No.29 梁，柱No.28
DFRCC（鋼繊維） No.29 接合部および柱の主筋には USD685，横補強筋には SD785 の高強度鉄筋を用いることで，接合部せん断余裕度を 0.6程度とした。なお，接合部せん断余裕度は，靱性保証
型指針式 4)による接合部せん断耐力を，断面解析により算出した梁曲げ耐力を接合部せん断力に換算した値で除すことで算出した。変動因子は接合部に用いるDFRCC に混入させる繊維の種類および混入量とし，試験体 No.26 および試験体 No.27 はそれぞれ PVA 繊維を体積混入率で 1.0%，2.0%混入させた試験体であり，試験体 No.28 および試験体 No.29 はそれぞれ鋼繊維を体積混入率で 1.0%，2.0%混入させた試験体である。試験体 No.26 のみ横補強筋を配筋した。また，比較対象として文献 3)の試験体 No.24 および試験体 No.25 の結果を用いる。なお，試験体の作製を簡略にするために主筋継手やシース管などは用いていない。コンクリー
トおよび DFRCC の材料試験結果を表－3 に，鉄筋の39.9
39.1
54.6
57.1
50.3
52.5
52.9
50.0
89.4
88.6
56.8
59.2

3.55
3.42
3.71
3.03
2.55
2.57
5.57
4.42
-29.6
28.0
29.5
30.5
17.6
17.1
15.6
15.7
38.4
39.018.719.6

表－4

鉄筋引張試験結果降伏 引張 弾性使用
鋼種 呼び名 試験
強度 強度 係数
体名
箇所(MPa) (MPa) (GPa)USD685 D22
主筋717 899
192
No.24~柱・梁SD785
D10 No.27 横補強筋 833 991
216
接合部
SD295
D10 No.26 横補強筋 346 468
192
USD685 D22 No.28
主筋712 898
189
SD785
D10 No.29 横補強筋 833 1047 209
ピン

引張試験結果を表－4 にそれぞれ示す。

変位計
570

2.2 加力・計測方法

正負負正420

試験体の加力は，柱の反曲点位置を油圧ジャッキで570支持し，梁の反曲点位置に取り付けたアクチュエータで層間変形を制御して加力を行った。加力サイクルは

変位計

層間変形角で R=±1/400，±1/200，±1/100，±1/67，

ローラー
1100

±1/50，±1/33，±1/25，±1/20rad を各 2 回ずつ行う

図－2

正負交番漸増繰り返し載荷である。変位計による計測

500

1100

全体変形の計測

位置を図－2，図－3 に示す。計測項目は梁入力せん断力，柱および梁の各部材変形，各部材の局部変形，主645筋の歪である。また，接合部せん断ひび割れを評価す

270

変位計
正正負645るために，2 台の定点カメラを用いて加力中のひび割負れ状況を 10 秒毎に撮影した。

変位計
1190

320

1190

3. 実験結果
図－3

3.1 梁せん断力－層間変形角関係および破壊状況
試験体 No.24 と各試験体の梁せん断力－層間変形角

部材変形の計測試験体 No.24 と比較すると損傷は軽微であった。

関係（Q－R 関係）および試験体 No.28，No.29 が最大試験体 No.26 と試験体 No.28，試験体 No.27 と試験耐力に達した層間変形角 R=1/33rad 時の破壊性状を図体 No.29 を比較すると，PVA 繊維を用いた試験体 No.26，－4 に示す。図中には接合部せん断強度時の梁せん断

No.27 は，鋼繊維を用いた試験体 No.28，No.29 よりも4)も併せて示す。すべての試験体においてひび割れ本数が多く，ひび割れ間隔は狭くなり，ひび接合部せん断ひび割れ，梁せん断ひび割れと順次ひび割れ分散効果が顕著に現れた。また，鋼繊維を用いた割れが発生した。その後，接合部せん断ひび割れが拡試験体 No.28，No.29 のひび割れ発生状況について，変大し，試験体 No.26，No.27 においては層間変形角形の小さいときは，接合部せん断ひび割れは目視ではR=1/50rad 時に，試験体 No.28，No.29 においては層間確認されず，最大耐力に達する直前にひび割れ幅の拡

変形角 R=1/33rad 時に最大耐力に達した。最大耐力以大が見られた。また，最終的な破壊性状について繊維降においては，すべての試験体において接合部せん断混入量の影響は確認されなかった。最大荷重に関して

ひび割れの拡大はみられたが，繊維を混入していないは，試験体 No.24 が 389kN，試験体 No.26 が 447kN，力の計算値-1328-

No.24

試験体 No.27 が 467kN，試験体 No.28 が 577kN，試験Q(kN)
500

Qmax=385(kN)
Qmin=-389(kN)

体 No.29 が 644kN であり，全試験体とも接合部せん断破壊が先行する破壊形式であったため，DFRCC 内のNo.24-0.05

R(rad)
0.050

接合部せん断強度時
梁せん断力計算値

繊維がひび割れに架橋し引張力を負担することで，ひび割れの拡大を抑制して有効に働いたことにより，繊-500

維を混入していない試験体 No.24 よりも最大荷重が上

jQsu=±429(kN)

Q(kN)
500

No.26

昇したものと考えられる。また，鋼繊維を用いた試験体は，PVA 繊維を用いた試験体よりも最大荷重が大き

Qmax=397(kN)
Qmin=-447(kN)

くなり，PVA 繊維と鋼繊維では，繊維の架橋効果が異-0.05

No.26R(rad)0.050

接合部せん断強度時
梁せん断力計算値なると考えられる。
接合部に横補強筋を配筋した試験体 No.26 は，横補-500

強筋を配筋してない試験体 No.25（459kN）と比較した

jQsu=±434(kN)

Q(kN)

No.27

ところ，横補強筋の有無による最大耐力の違いは確認

No.27

500

されず，試験体 No.25 と試験体 No.26 の接合部に用い

Qmax=465(kN)
Qmin=-467(kN)

た DFRCC の圧縮強度が同程度であったことから，横-0.05

R(rad)
0.050

接合部せん断強度時
梁せん断力計算値

補強筋が DFRCC の接合部せん断強度にあまり影響を与えないことが示唆された。

-500

3.2 各部材変形量

jQsu=±434(kN)

Q(kN)

各試験体の全体変形に対する梁，柱および接合部のNo.28

変形割合を図－5 に示す。試験体 No.26，No.27 は最大

Qmax=577(kN)
Qmin=-560(kN)

耐力に達する層間変形角 R=1/50rad まで接合部の変形

500

No.28

-0.05が支配的であり，最大耐力以降，柱や梁の変形割合がR(rad)0.050

接合部せん断強度時梁せん断力計算値増加した。試験体 No.28，No.29 は変形が進むに伴い，-500

jQsu=±456(kN)接合部の変形割合が大きくなる結果となった。試験体No.26 と試験体 No.28，試験体 No.27 と試験体 No.29Q(kN)を比較すると，鋼繊維を用いた試験体 No.28，No.29

No.29

は，層間変形角 R=1/67rad まで，接合部の変形割合がQmax=644(kN)
Qmin=-629(kN)

小さくなった。鋼繊維を用いた試験体では，繊維とマトリクスが一体的に作用し，接合部全体で抵抗してい

500

-0.05

No.29R(rad)0.050

接合部せん断強度時
梁せん断力計算値

たため，接合部のひび割れ進展が抑制されていたと考-500

えられる。
図－4jQsu=±469(kN)

Q-R 関係および破壊性状（R=1/33rad 時）

4. 接合部せん断ひび割れ
100

接合部せん断ひび割れ性状の評価を行うにあたり，接合部に 10mm×10mm のメッシュを描き，2 台の定点カメラを用いて写真を撮影した。撮影箇所は，図－6

変形割合(%)

4.1 接合部の写真撮影方法

No.26

接合部

柱梁

1008080606040402020No.27

接合部

柱梁に示すように接合部中央から左上と右下の 2 箇所とし
0 1/400 1/200 1/100 1/67 1/50 1/33 1/25た。なお，図中にはひび割れ性状評価に用いたひび割れも併せて示している。変形に伴うひび割れ幅拡大の100度（梁端変位で約 3mm/分）を考慮して 10 秒毎とした。
4.2 ひび割れ評価方法
ひび割れ評価方法を図－7 に示す。接合部に生じた変形割合(%)

推移を把握するために，撮影範囲は 1pixel が 0.02mm相当となる 120mm×80mm とし，撮影間隔は，載荷速

0 1/4001/2001/100 1/67 1/50 1/33 1/25

層間変形角R(rad)層間変形角R(rad)
No.28

接合部

柱

梁 1008080606040402020

0 1/4001/2001/100 1/67 1/50 1/33 1/25

層間変形角R(rad)せん断ひび割れ面には，引張応力とせん断応力が同時図－5に作用する二軸応力状態であると考えられる。引張応-1329-

No.29

接合部柱

0 1/400 1/200 1/100 1/67 1/50 1/33 1/25

層間変形角R(rad)

部材変形量

梁

力が作用したことによる変位をひらき，せん断応力がと試験体 No.29 を比較すると，大きな違いは見られず，作用したことによる変位をせん断ずれ（図中の向きを繊維混入量の与える影響はないと考えられる。また，正）とした。ひらきとせん断ずれを考慮した主応力方

試験体 No.26 は試験体 No.27 よりも主歪角度が小さく向の変位をひび割れ幅，主応力方向と水平方向のなすなったが，これは，横補強筋の水平方向の拘束効果に角（反時計回りを正）を主歪角度とした。前節の方法よるものであると考えられる。

で撮影した画像におけるメッシュの座標を用いること

5. DFRCC の接合部せん断補強効果

で，ひび割れとメッシュの交点ごとにひらき，せん断5.1 繊維負担接合部せん断力の導出

ずれ，ひび割れ幅，主歪角度をそれぞれ算出した。

繊維負担せん断力の導出過程を図－9 に示す。前章

4.3 ひび割れ性状

No.26

図－6 に示す各試験体 2 本ずつのひび割れについて

No.27
2

ひび割れ幅，ひらき，せん断ずれおよび主歪角度の平211均値と層間変形角の関係を図－8 に示す。図中のプロットは，各サイクル 1 回目のピーク時の値である。ひ
撮影範囲

び割れ幅は変形が進むに伴い拡大し，試験体 No.26，No.27 では，最大耐力に達した層間変形角 R=1/50radNo.28時において，0.8mm 程度であった。最大耐力以降，さ撮影範囲

No.29

2121らに拡大し，最大で 4～6mm 程度となった。一方，試験体 No.28，No.29 は，変形が小さい時は，ひび割れ幅は小さかったが，最大耐力に達した層間変形角
撮影範囲

撮影範囲

R=1/33rad 時において，急激に拡大し，2～4mm 程度となり，試験体 No.26，No.27 と比較するとかなり大きく図－6

写真撮影箇所なった。その後，さらに拡大し，ひび割れ幅は最大で8～10mm 程度となった。
(Ｘ₁’，Ｙ₁’)

A1 ’

ひらきは，層間変形が増加するに伴い拡大し，ひび割れ幅と同様の傾向であった。せん断ずれも，層間変：主歪角度
A1形が増加するに伴い拡大する傾向であったものの，最せん断ずれ(Ｘ₁，Ｙ₁)

大耐力に達するまでは，せん断ずれはわずかであり，ひらき最大耐力以降において拡大した。
ひび割れ幅

主歪角度は，ひび割れ発生時では 40 度程度であり，変形が進むにつれ増加していくが，最大耐力に達した

108610No.26 1本目
No.26 2本目
No.27 1本目
No.27 2本目

86442200.01

0.02

0.03

0.04

0.05 0

図－710No.28 1本目
No.28 2本目
No.29 1本目
No.29 2本目

0.010.02ひらき(mm)

ひび割れ幅(mm)サイクルから，減少する傾向が見られた。試験体 No.28

0.03

0.04

0.05

86500

No.28 1本目
No.28 2本目
No.29 1本目
No.29 2本目

00.01

0.02

0.030.04

層間変形角R(rad)

0.05

00.01

0.02

0.03

0.04

4200.01

0.02

0.03

0.04

0.05 00.05

60

60

4040

2020
0.01

0.02

0.03

0.04

層間変形角R(rad)ひび割れ性状-1330-

0.01

0.02

No.28 1本目
No.28 2本目

No.27 1本目
No.27 2本目

80

0No.28 1本目
No.28 2本目
No.29 1本目
No.29 2本目

0.03

0.04

0.05

層間変形角R(rad)80

層間変形角R(rad)図－86

層間変形角R(rad)主歪角度(度)

せん断ずれ(mm)510

No.26 1本目
No.26 2本目
No.27 1本目
No.27 2本目

82

No.26 1本目
No.26 2本目

1010

No.26 1本目
No.26 2本目
No.27 1本目
No.27 2本目

4

層間変形角R(rad)層間変形角R(rad)ひび割れ評価方法

0.05

00.01

0.02

No.29 1本目
No.29 2本目

0.03

0.04

層間変形角R(rad)0.05

の方法で算出したひび割れ幅および主歪角度を用いて，5.2 架橋則

接合部せん断ひび割れ面に架橋した繊維が負担する接ひび割れを架橋する繊維の引張力の総和とひび割れ合部せん断力を導出する。ひび割れとメッシュの交点

幅の関係は架橋則 5)と呼ばれており，繊維の付着性状，ごとに求めたひび割れ性状を，1 本のひび割れに対し配向角によるスナビング効果，繊維破断強度の低下をて隣接する 2 点で平均し，その値をその 2 点間の領域考慮し，繊維配向角分布に基づいた単繊維の引抜挙動のひび割れ幅および主歪角度として引張応力と引張力の総和として次式で提案されている。繊維の配向性は，を算出した。

繊維の配向角分布を示す確率密度関数として表現され，DFRCC の繊維が負担する引張応力を，PVA 繊維で配向強度 k および主配向角r による楕円分布が提案さ5)により求め，鋼繊維では文献れている。文献 5）および文献 6）を参考にし，くびれ5）および文献 6）と同一形状のくびれ型供試体による型供試体の繊維配向性を考慮した配向強度（kxy=2，一軸引張試験の結果により算出した。なお，架橋則のkyz=2.5）を設定し，引張応力－ひび割れ幅関係の架橋引張応力－ひび割れ幅関係と一軸引張試験の結果は文則を計算した。

は次節で述べる架橋則

献 5）において良好に対応することが確認されている ( ) 

ため，両繊維の算出方法の違いによる影響は小さいと考える。次に，ひび割れ面に作用している引張応力をVfAf   P ( , ) p ( ) p ( ) p ( y , z )
ijhixyizxjxhhj   y  z ・・・（1）

引張力へと換算する。主応力方向の引張応力は，算出した主歪角度とメッシュを横切るひび割れの長さから，ここで，Vf：繊維体積混入率，Af：繊維断面積，：引張応力の作用する長さを求め，柱幅を乗じて引張応

ひび割れ面に対する繊維配向角，：軸方向に平行な力の作用する断面積とし，引張応力に乗じることで主面に対してを投影した配向角，Pij：単繊維の引抜力，応力方向に作用する繊維の負担する引張力を算出した。

pxy, pzx：繊維配向角分布を表す確率密度関数，px：ひび割れ面法線方向の繊維分布を表す確率密度関数

繊維が負担する接合部せん断力は，ひび割れ面に作用する繊維負担引張力の分力として導出した。1 本の5.3 繊維負担接合部せん断力の比較

ひび割れに対してメッシュごとに接合部せん断力を算DFRCC の繊維が負担する接合部せん断力の差およ出し，それらを足し合わせることで接合部全体の繊維び各サイクルにおけるピーク時の接合部せん断力の差負担接合部せん断力とした。写真撮影範囲外のひび割と層間変形角の関係を図－10 に示す。図中のひび割れれについては，写真撮影範囲内と同様のひび割れが発による計算値の差は，それぞれの試験体に生じている生していると仮定し，それ以外では撮影画像のひび割

2 本のひび割れの繊維負担接合部せん断力の平均値のれ幅を外挿させ，領域内写真および全体写真における差であり，PVA 繊維を使用した試験体 No.25 と試験体各々のひび割れの長さを考慮し，1 本のひび割れに対No.27，鋼繊維を使用した試験体 No28 と試験体 No.29

ひび割れ幅

6架橋則(Vf=2.0%,kxy=2,kzx=2.5)
架橋則(Vf=1.0%,kxy=2,kzx=2.5)

420

123
ひび割れ幅(mm)6引張応力(MPa)

引張応力を算出

引張応力(MPa)する繊維の負担する接合部せん断力を算出した。

4PVA繊維の架橋則

引張力の分力としてせん断力を算出
せん断力dQ

引張力
引張応力が作用する長さ

図－9

メッシュ毎のせん断力を足し合わせて接合部せん断力を算出

繊維負担接合部せん断力の導出過程-1331-

Vf=2.0%Vf=1.0%420123
ひび割れ幅(mm)

鋼繊維DFRCCの一軸引張試験結果
繊維負担接合部
せん断力Qj=dQ
dQ
dQ
dQ
dQ
dQ

4ひび割れ幅による計算値の差

ひび割れ幅による計算値の差No.25とNo.27の接合部せん断力の差

400
せん断力Q(kN)

せん断力Q(kN)4003002001000No.28とNo.29の接合部せん断力の差

0.010.020.03

300
200
1000.040

層間変形角R(rad)0.010.020.030.04

層間変形角R(rad)図－10 繊維負担接合部せん断力の比較（左図：試験体 No.25 と No.27 の差の比較，右図：試験体 No.28 と試験体 No.29 の差の比較）における比較である。各試験体における接合部せん断6. まとめ力の差は，正負サイクルにおける接合部せん断力の差

本研究では，接合部のみに DFRCC を用いた柱梁接の平均値である。また，試験体 No.28 と試験体 No.29

合部の構造実験を行い，繊維の種類および混入量によのひび割れによる計算値の差は，試験体 No.29 においるせん断性能の影響について検討した。ひび割れ性状て，層間変形角 R=1/67rad 時までひび割れが写真撮影に基づき，一軸引張試験結果を用いて繊維の負担するによって観測されなかったことと層間変形角接合部せん断力を算出し，繊維種類による架橋効果のR=1/25rad 時にひび割れ幅が急増して算出した引張応違いを明らかにした。

力がゼロになったことから，層間変形角 R=1/67rad～1/33rad までの計算値を示している。

謝辞

試験体 No.25 と試験体 No.27 の比較においては，ひ本研究の試験体を作製するにあたり，東京鐵鋼よりび割れ幅から算出した繊維負担接合部せん断力の差が，材料提供のご支援を受けた。本研究は，科学研究助成

試験体 No.25 と試験体 No.27 の接合部せん断力の差と基金基盤研究（B）課題番号 26289188 によっている。

概ね傾向が一致した。一方，試験体 No.28 と試験体No.29 の比較において，ひび割れ幅から算出した繊維参考文献

負担接合部せん断力の差は，層間変形角 R=1/50rad 時

1)

日本コンクリート工学会：繊維補強セメント系複までは，試験体 No.28 と試験体 No.29 の接合部せん断合材料の新しい利用方法に関するシンポジウム，力の差と同様の傾向を示したが，それ以降において違2012.9

いが見られた。層間変形角 R=1/50rad 以降における繊2)

佐野直哉ほか：パネルゾーンに DFRCC を用いた

維種類による対応の違いは，接合部ひび割れの分散性

PCa 柱梁接合部の構造性能，日本建築学会大会学や接合部の拘束効果に起因すると思われる。また，鋼術講演梗概集，構造Ⅳ，pp.419-420，2014.9

繊維は，繊維が破断しないため，PVA 繊維よりもせん

3)

佐野直哉，八十島章，山田大，金久保利之：接合断ずれに対する架橋効果が有効に働くと考えられる。

部に DFRCC を用いた PCa 柱梁接合部の構造性能，

鋼繊維を用いた試験体は，層間変形が小さいときにはコンクリート工学年次論文集，vol.37，No.2，

せん断ずれが小さく，せん断ずれによるせん断抵抗力

pp.1105-1110，2015

はあまり作用せず，層間変形が進行してせん断ずれが4)

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・同解説，1999.8

大きくなるにつれ，せん断ずれによって繊維のせん断抵抗力が増加したため，層間変形角 R=1/33rad 以降に

5)

浅野浩平，金久保利之：高性能繊維補強セメント

おいて，繊維負担接合部せん断力を過小評価したと考

複合材料における繊維配向性を考慮した架橋則にえられる。PVA 繊維を用いた試験体では，主応力方向関する研究，日本建築学会大会学術講演梗概集，のひび割れ幅と架橋則を用いて繊維負担せん断力を評

材料施工，pp.185-186，2014.9

価できることが示唆されたが，鋼繊維を用いた試験体

6)

月崎良一ほか：HPFRCC における繊維の配向性にでは，繊維負担せん断力を的確に評価するために，せ関する研究，日本建築学会大会学術講演梗概集，ん断ずれによるひび割れ面に対する繊維負担せん断力

材料施工，pp.179-184，2014.9

や繊維による拘束効果を考慮しなければならないと考えられる。

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