技報第 30 号

2021

RC 床版における水平ひび割れの発生・進展過程および
鋼板補強効果の解析的検討
阪神高速道路(株)技術部技術推進室
田中 将登
阪神高速道路(株)建設事業本部大阪建設部設計第一課 新名勉
阪神高速道路(株)建設事業本部大阪建設部設計第二課 青木 康素
阪神高速道路(株)管理本部大阪保全部保全事業課
伊佐 政晃………………………………………………………………………………
要

旨鋼板接着 RC 床版の輪荷重走行試験結果の再現解析により構築した数値解析モデルを用いて，無補強の RC 床版
を対象に輪荷重走行試験を模擬した非線形有限要素解析を実施し，水平ひび割れの発生および進展過程の分析を行った．下段鉄筋高さにおいて，面内せん断変形により主鉄筋とコンクリートの付着切れが発生し，その付着切れを起点に，ひび割れ開閉変形により水平にひび割れが発生・進展する傾向がみられた．また，鋼板接着補強の効果を接着樹脂の付着または剥離に着目し，解析的に評価した．補強後に鋼板が剥離した場合においても，主鉄筋高さ位置の鉛直ひずみが補強前より低減されたことから，水平ひび割れの発生および進展を遅らせることができることが分かった．
キーワード:RC 床版，水平ひび割れ，FEM，鋼板接着補強，疲労耐久性

鋼板接着 RC 床版の水平ひび割れの発生および進

はじめに

展メカニズムに関して未解明な点は多いが，近年，
RC 床版の水平ひび割れは，鉄筋位置において発生することが報告されており 1)，ひび割れによひび割れ進展に関して解析的な検討により評価が試みられている 4)．

りコンクリートのせん断伝達が十分に生じず，耐本検討は，既往検討 4)の継続検討として，無補荷性能が低下することが懸念されている．当社で強状態の RC 床版における水平ひび割れの発生・は，RC 床版の補強工法の一つとして，約 40 年以進展のメカニズムの解明を目的とし，輪荷重走行

上前より鋼板接着を実施しており，耐荷性能の向試験を模擬した非線形有限要素解析により，ひび

上や，疲労耐久性の改善などの補強効果を確認し割れ発生とその進展に寄与するひずみ挙動などをている 2)

分析した．併せて，供用中に鋼板接着にて補強し．現在，鋼板の浮き等の再劣化が報告されており，浮きを有する状態での疲労耐久性を確た場合の補強効果について確認した．

3)

認する研究 などが行われている．また，鋼板接着 RC 床版においても輪荷重走行試験により新たに水平ひび割れが発生することが確認されている．

- 76 -

14

350
300

10

STEP3
8
STEP2
STEP1
6

STEP5
STEP4

STEP6

250
200
150

4

100

2

50

0

0
0

（a） 解析モデル外観

荷重(kN)

たわみ(mm)

12

4

8

12

16 20 24 28
走行回数(x104)

32

36

40

図-2 解析による走行回数-たわみ関係

6100

980

2800

新設RC部

載荷範囲
(4600×500)

(mm)

2700

既設RC部

ソリッド

(a) Z 方向ひずみコンター

LINE（b）鉄筋要素のモデル化範囲(b) X 方向ひずみコンター

図-1 解析モデル概要

図-3 橋軸方向断面のひずみコンター(20 万回走行時)

表-1 解析モデルにおける材料特性値

表-2 接合要素の特性値

弾性係数 降伏強度 圧縮強度 引張強度 ポアソン⽐ 単位体積重量
2
2
2
2
3
N/mm
N/mm
N/mm
kN/m
N/mm
R
SD295
200,000
295
440
0.3
77.0
C コンクリート 28,600
32.0
2.67
0.2
23.0
（R：鉄筋、C：コンクリート）

部材

材料

設置個所
R-C
R-R

モデル化 初期付着強度
摩擦係数
2
対象
N/mm
付着性状
28.0
0.6
摩擦
0.5

づいて算出した．既設 RC 部の鉄筋はソリッド要

１．解析モデル素，新設 RC 部については総要素数削減のため，
解析は，コンクリート構造物の高サイクル疲労損傷を再現できる構成則を有する 3 次元非線形有

鉄筋は 1 次元線形要素(LINE 要素)とした（図1(b)）．

限要素解析を用いた．解析モデルの概要を図-1

載荷条件は実際の試験での載荷方法に準拠して，に，各部材の材料特性値および接合要素を表-1，

初期荷重を 157kN とし，走行回数 4 万回毎に2 に示す．既往検討 4)では，阪神高速 3 号神戸線

19.6kN（2tf）ずつ荷重を増加させた（図-2）．

姫島入路より切り出した RC 床版を対象に，補強鋼板の接着が剥離した状態をモデル化している．

２．水平ひび割れ発生メカニズムの分析

また，切り出しパネルを既設 RC 部とし，その周囲に打設した新設 RC 部までモデル化している．

2-1 たわみとひずみの推移

本検討の解析モデルは，既往検討で用いた鋼板接図-2 に解析結果での走行回数-たわみ関係を示

着 RC 床版モデルから，鋼板補強を取り除いた無す．たわみは床版下面中央部にて算出し，活荷重

補強 RC 床版モデルとした．コンクリート物性値

たわみ，残留たわみを含めた総たわみを示す．走については，既設 RC 部および新設 RC 部ともに

行回数 8 万回（STEP2）からたわみの増加量が大同様の設計基準強度を用いた．コンクリートと鉄きくなり，走行回数 20 万回（STEP5）まではた筋の界面には接合要素を設置し，初期付着強度やわみの増加率は一定であったが，それ以降に急激摩擦係数を与えることにより部材同士の付着や摩にたわみが増加し破壊に至ったと考えられる．

擦性状をモデル化 5)

した．鉄筋とコンクリート間の初期付着強度はコンクリート標準示方書 6)に基以降のひずみ分析において，主鉄筋方向，配力
鉄筋方向，床版厚さ方向のひずみをそれぞれ，X，- 77 -

図-4 初期荷重 157kN 載荷 1 回目における主鉄筋方
向(X 方向)ひずみコンター

図-5 輪荷重位置と着目要素位置（赤囲）0.012
着⽬要素の直上位置

相対変位(mm)

0.01

Z
Y

0.008
0.006

X
Y
Z

0.004
0.002
0

X

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

載荷位置(m)

図-7 X，Y，Z 方向の主鉄筋とコンクリー
トの相対変位

図-6 載荷位置 1.7m(左)と 3.0m(右)における主鉄筋とコンクリートの変形図
Y，Z 方向ひずみとする．図-3(a)，(b)に，20 万
回走行時における橋軸方向断面の X 方向ひずみ，

モード I

モード IIZ 方向ひずみコンターを示す．着目断面は鉄筋を
ソリッド要素でモデル化した既設 RC 部の範囲である．ここで，コンクリートの応力ひずみ関係よ

モード III

き裂に対してモードI ：開閉変形（Z方向）
モードII ：面内せん断変形（X方向）
モードIII ：面外せん断変形（Y方向）

図-8 破壊モードの概念

り，ひずみが引張側で 200µ を超えるとひび割れが発生すると考えられ，本検討では 200µ を超え

さにおける輪荷重が通過した範囲にみられ，る Z 方向ひずみの発生は，水平ひび割れの発生に157kN の輪荷重載荷 1 回目からコンクリートのひ相当すると考えた．Z 方向ひずみコンターにおいび割れの発生が考えられる 200µ に達することがて，着目位置のほぼ全域における下側鉄筋高さに分かった．

水平ひび割れ発生相当のひずみがみられた．X 方

既設 RC 部の端位置（図-5 の 1.7m 位置）およ

向ひずみにおいても下側鉄筋高さに集中する傾向

び中央載荷時（図-5 の 3.0m 位置）における主鉄がみられた．

筋とコンクリートの変形図を図-6 に示す．ここで着目した要素は図-5 赤囲みで示す床版中央に2-2 水平ひび割れ発生メカニズムの分析

位置する要素である．下側の主鉄筋要素とその下(1) 主鉄筋方向（X 方向）ひずみ分布の発生時期のかぶりコンクリート要素に着目すると，載荷位

既往文献 4）において，鋼板接着 RC 床版の移動

置 1.7m では一体となって変形したが，載荷位置

載荷作用時の X，Y，Z 方向ひずみを荷重ステッ3.0m では大きな変形差がみられた．このときのプごとに算出した結果，X 方向ひずみがはじめに

X，Y，Z 方向の相対変位を図-7 に示す．ここで，卓越することが確認されている．本検討では，X

相対変位の算出点は下側主鉄筋高さのコンクリー

方向ひずみの発生時期を特定すべく，初期荷重

ト要素の下側位置である（図-6）．X 方向は載荷157kN での載荷 1 回目（載荷領域片端部から中央位置が要素位置直上である 3.0m で最大となり，まで）における橋軸方向断面の X 方向ひずみコン

他方向よりも卓越した．このとき，破壊力学におターを算出した（図-4）．ここで，輪荷重位置は

ける破壊モードの概念（図-8）に照らすと，き裂

図-5 に示す 1.7m～3.0m まで移動させた．図-4 よ方向は破壊モード II に相当する．

り，X 方向ひずみは，載荷 1 回目より下側鉄筋高- 78 -

図-9 に載荷 1 回目における着目要素位置の X

500
載荷位置

400
ひずみ（μ）

（ｍ）

500

A‐I‐X
A‐I‐Y
A‐I‐Z

300

300

200

200

100

100

0

0

‐100

‐100
0

A‐I‐X
A‐I‐Y
A‐I‐Z

400

1

2

3

4

5

0

6

1

2

図-9

X 方向ひずみの床版厚さ方向分布（載荷 1回目）(a）A－I－STEP1 初め
500

160

80

X
Y
Z
XY

40

ひずみ（μ）

ひずみ(μ)

120

0

300

1

2

3
4
載荷位置(m)

5

300
200
100

0

0

‐100

‐100
1

2

3

4

5

0

6

1

走行位置（m）

6(c）A－I－STEP1 後

図-10 X，Y，Z 方向ひずみの影響線（載荷 1 回目）

500

値は輪荷重の載荷位置（m）を示す．X 方向ひずみ分布は載荷位置 0.8m や 1.0m では直線となり平ひずみ（μ）

方向ひずみの床版厚さ方向分布を示す．凡例の数面保持を示したが，1.6m 以降では直線ではなく

300

500
300
200

100

100

0

0

3

4

5

6

‐100

‐100
0

1

2

3

4

5

0

6

1

走行位置（m）(e）A－I－STEP2 後がみられた．平面保持が崩れ始めたときの主鉄筋

2

走行位置（m）

A‐I‐X
A‐I‐Y
A‐I‐Z

400

200

なり下側鉄筋高さにおいてひずみが増加する傾向

6(d）B－I－STEP1 後

A‐I‐X
A‐I‐Y
A‐I‐Z

400

5

A‐I‐X
A‐I‐Y
A‐I‐Z

400

100

0
0

500

200

-40

4

(b）B－I－STEP1 初め

A‐I‐X
A‐I‐Y
A‐I‐Z

400

3

走行位置（m）

走行位置（m）

2

3

4

走行位置（m）

5

6(f）B－I－STEP2 後高さにおける X 方向ひずみが 50μ 程度であり，鉄1000

筋位置でコンクリートと鉄筋が付着切れし，このしなくなっていったと考えられる．
(2) 各方向のひずみ分布
載荷 1 回目の着目要素位置の各方向のひずみをひずみ（μ）

後，ひび割れが生じたことで下側の層が断面抵抗

600

A‐I‐X
A‐I‐Y
A‐I‐Z

1200
900

400

600

200

300

0

0
‐300

‐200
0

図-10 に示す．ひずみは主鉄筋高さのコンクリー
ト要素の下側の計算点で算出した．載荷位置が要

1500

A‐I‐X
A‐I‐Y
A‐I‐Z

800

1

2

3

4

5

走行位置（m）(g）A－I－STEP5 後

6

0

1

2

3

4

5

走行位置（m）

6(h）B－I－STEP5 後

図-11 ひずみ成分の影響線（橋軸方向）

素直上の 3.0m に至るまでは，X 方向ひずみ成分が支配的であり，3.0m 以降の載荷位置では Z 方
向ひずみ成分の増加がみられた．これは破壊力学におけるモード II の面内せん断変形の挙動により
主鉄筋方向に鉄筋-コンクリート間の付着切れが生じて部分的に床版が 2 層化し，その後，移動載荷に伴ってモード I の開閉変形により Z 方向ひずみが増大したものと考えられる．このように，Z方向ひずみがひび割れ発生相当に達したときに水図-12 算出要素位置（鉄筋ソリッドモデル化範囲）

平ひび割れが発生すると考えられる．

- 79 -

2-3 水平ひび割れ進展メカニズムの分析(1) 各方向のひずみ成分分析
水平ひび割れに相当するひずみがみられた下段
鉄筋位置において，水平ひび割れの進展メカニズ
ムを分析する．図-11 に下段鉄筋位置における要素を対象に，ひずみ成分の輪荷重位置による影響（a）STEP1 初め（載荷 1 回目）

線と，載荷時期との関係を算出した．着目要素位
置を図-12 に示す．要素は下段配力筋高さに位置
し，それぞれ A－I， B－I，とし，ひずみは，X，Y，Z 方向ひずみを算出した．A－I は新設 RC 部
端から 3.1m，B－I は 3.8m に位置する．着目した載荷時期は，前述の 157kN での載荷 1 回目に相当（b）STEP1 後（載荷 4 万回）

する STEP1 開始時および STEP1，STEP2，STEP5
終了時である（図-2 参照）．
STEP1 開始時(図-11(a,b))において，A-I，B-I
では，X 方向ひずみが占める割合が高かったが，
STEP1 終了時(図-11(c,d))においては，Z 方向ひずみが 150 200μ 弱に増加し，X 方向ひずみをやや上回った．これは 2.2-2.(2)に示したように，（c）STEP2 後（載荷 8 万回）

要素付近の鉄筋とコンクリートにおいて，移動載荷に伴うモード II のせん断変形によって付着切れが発生し，その後繰返し載荷に伴うモード I の開閉変形によって Z 方向ひずみが増加したためと考えられる．
STEP2 終了時(図-11(e,f))において，A-I，B-Iの Z 方向ひずみは，ひび割れ発生相当の 200µ を上回った．ひずみの増加は載荷 STEP の増加に伴う荷重の増加，あるいは繰返し載荷による疲労効（d）STEP3 後（載荷 12 万回）
図-13 主鉄筋高さ断面における Z 方向ひずみコンター

果が要因として考えられる．また Z 方向ひずみが最大値を示す輪荷重の走行位置は要素直上を通過られた．STEP1，2 終了時のコンターより，200µ

した直後にみられる．Z 方向ひずみは移動荷重のを超えるひずみは，主に載荷幅内要素において進通過に伴うモード I の開閉変形によって増加する

展しやすく，STEP3 終了時はさらに 200µ に達す

ことが確認された．

るひずみ範囲が増加し，載荷幅外側の要素には遅STEP5 終了時(図-11(g,h))は，破壊直前である

れて発生する傾向がみられた．

と考えられ，両着目要素において 200µ を超える

３．鋼板接着による補強効果

ひずみがみられた．
(2) 床版厚さ方向（z 方向）ひずみの進展分析
図-13 に，主鉄筋高さ断面における載荷回数 4

本章では RC 床版への鋼板接着補強実施によっ

万回毎の Z 方向ひずみのコンターを示す．STEP1て得られる効果を解析的に評価するために，輪荷終了時において，200µ を超えるひずみが一部み重走行試験に基づく疲労載荷シミュレーションを- 80 -

表-3 解析モデルにおける材料特性値
無補強時
部材

材料

弾性係数

降伏強度

引張強度 単位体積 弾性係数

降伏強度

重量

（圧縮強度）（圧縮強度）
N/mm2

N/mm2

表-4 接合要素の特性値

鋼板補強時

N/mm2

kN/m3

N/mm2

引張強度 単位体積

N/mm2

kN/m3
77.0

SD295

200,000

295

440

77.0

200,000

295

440

C

コンクリート28,600（32.0）

2.67

23.0

28,600（32.0）

2.67

23.0

S

SS400
M12（コンク

10

999,999

999,9990.1

200,000

295

440

77.0

28,600（32.0）

2.67

23.0

200,000

295

440

77.0

10

999,999

999,9990.1

200,000

295

440

77.0

10

-

0.1

2,250

-

E

リート内）
M12（鋼板、
樹脂位置）
弾性要素

R-C
R-R
A-C
A-S
E- S
E-C

重量
N/mm2

R

A

設置個所

モデル化 初期付着強度
摩擦係数
2
対象
N/mm
付着性状
28
0.6
摩擦
0.5
ボルト耐⼒
388.2
0.6
ボルト耐⼒
388.2
0.5
接合状態
157.5
0.3
付着 / 剥離
13 / 0.325.0

14

実施し，補強前後のたわみおよび内部損傷の変化
荷 STEP1，4，6 開始時の 3 ケースとし，さらに補強鋼板とコンクリート間の樹脂の付着を考慮し

STEP6

10
たわみ(mm)に着目する．ここでは，鋼板接着の実施時期を載

12
8
6

STEP4
STEP1

4
2
0

た場合と剥離を考慮した場合で，その効果の違い

04を確認する．

360
320
280
240
200
160
120
80
40
0

荷重(kN)（R：鉄筋、C：コンクリート、S:鋼板、A：アンカーボルト、E：エポキシ樹脂）

STEP1始め
STEP4始め
STEP6始め
無補強
載荷荷重

8 12 16 20 24 28 32 36 40
走行回数(x104)

143-1 鋼板補強のモデル化
解析モデルは２．に示した構造をベースとするが，計算処理の途中で新しく要素を付け足すことができないため，あらかじめ鋼板補強部材（鋼板，

たわみ(mm)

12

STEP6

10
8
6

STEP4
STEP1

4
2
0

アンカーおよび樹脂）の要素をモデル化し設置し0

4た 5）．ここで，鋼板補強実施前においては，十分

360
320
280
240
200
160
120
80
40
0

荷重(kN)(a) 鋼板の付着を考慮したケース

STEP1始め
STEP4始め
STEP6始め
無補強
載荷荷重

8 12 16 20 24 28 32 36 40
走行回数(x104)(b) 鋼板の剥離を考慮したケースに軽量で剛性も小さく，降伏に至らないという特図-14 鋼板補強前後におけるたわみ推移

性値を鋼板補強部材に与えることにより，RC 床版の挙動に影響を与えないモデルとした．鋼板補きく，さらに補強後のたわみ増分は補強時期を問強実施後においては，材料特性値を鋼板接着部材

わず概ね一定であった．よって樹脂付着を考慮しの材料特性値に変更することで再現した（表-3，た鋼板接着においては，補強時期が遅れていたと

4）．また，補強時の樹脂による接着効果を評価す

しても，床版全体の剛性の回復効果は認められる．

るため，鋼板の付着を考慮するケースには床版コ

補強により，STEP10 以内においては破壊を示す

ンクリートと樹脂間に設置した接合要素に初期付

ような急激なたわみ増加はみられず，どの補強時着強度としてせん断方向および軸方向ともに期においても STEP10 終了時のたわみは約 2mm で13N/mm2 の付着を与えたモデルを用いた．

あった．
(2) 樹脂の剥離を考慮したケース

3-2 たわみに対する補強効果の分析

図-14(b)に STEP1，4，6 開始時に鋼板全面に(1) 樹脂の付着を考慮したケース

おいて樹脂の剥離を想定した鋼板接着を実施した

図-14(a)に載荷 STEP1，4，6 開始時に樹脂のときのたわみ推移図を示す．補強実施直後におい付着を考慮した鋼板接着を実施したときのたわみてたわみは低減されるものの，STEP1 開始時に補推移図を示す．STEP4 は水平ひび割れが十分に進強した場合は STEP10 までに破壊しないが，展した時期である．樹脂の付着を考慮したケース

STEP4，6 開始時に補強した場合は急激なたわみにおいては，補強実施後のたわみの低減効果が大増加が見られ，破壊したと考えられる．以上より，- 81 -

STEP3 後＿補強前

STEP5 後＿補強前

STEP3 後＿補強後（鋼板の付着を考慮）

STEP5 後 ＿補 強後 （鋼 板 の 付着 を考慮 ）STEP3 後＿補強後（鋼板の剥離を考慮）

STEP5 後 ＿補 強後 （鋼 板 の 剥離 を考慮 ）図-15 載荷 STEP3，5 終了時における鋼板接着補強実施前後の Z 方向ひずみコンター
樹脂が剥離した状態の鋼板接着は，付着している(2) 樹脂の剥離を考慮したケース

場合より補強効果が小さく，補強時期が遅れるほSTEP3 後における補強後では，補強の実施によ

ど床版の疲労耐久性の回復効果が低下すると言えって Z 方向ひずみは低減された様子がみられたが，る．

100µ を超える要素が点在し，また 200µ 程度のひずみがみられる要素もみられた．STEP5 後におけ3-3 水平ひび割れに対する補強効果の分析

る補強後では輪荷重載荷直下の範囲における Z 方(1) 樹脂の付着を考慮したケース

向ひずみは樹脂の付着を考慮したケースよりひず

無補強状態で進展した水平ひび割れに対する鋼みの低減範囲は小さいが，一定の補強の効果がみ

板接着の補強効果を分析するため，図-15 に載荷られ，水平ひび割れの発生および進展を遅らせる

STEP3，5 終了時における鋼板接着補強実施前後ことができると考えられる．

の主鉄筋高さ断面の Z 方向ひずみコンターを示す．
STEP3，5 の補強前においては，ひび割れ発生相

４．おわりに当の 200µ を超える Z 方向ひずみがみられたこと
から水平ひび割れが発生，進展していることが確

本検討では無補強 RC 床版を対象に輪荷重試験

認できる．付着を考慮した場合は STEP3 後の補を模擬した解析を行い，水平ひび割れの発生・進強後では，Z 方向ひずみは着目範囲の広域で大幅展過程を分析した．また，鋼板接着補強による効に低減された状況が確認された．樹脂の付着を考果を確認した．得られた知見は以下のとおり．

慮した鋼板接着の実施により，水平ひび割れの発

1） 下側鉄筋高さにおける主鉄筋とコンクリー

生および進展を遅らせることができると考えられ

トの付着切れは，破壊力学のモード II の面内る．

せん断変形により発生し，その付着切れを起点にモード I の開閉変形により床版厚さ方- 82 -

向のひずみが増加する傾向がみられた．こに対し，ご指導頂いた藤山教授（現：横浜国立大のひずみがひび割れ発生相当に達した時に学准教授）および南波氏（現：JFE エンジニアリ

水平ひび割れが発生すると考えられる．

ング株式会社）に深く謝意を表します．

2） 鋼板接着補強を実施することにより，床版のたわみおよび床版厚さ方向のひずみが低減され，水平ひび割れの発生および進展を遅らせることができると考えられる．
本解析では，補強後に鋼板と床版下面が剥離した場合であっても一定の補強の効果が見られることを示したが．完全に付着した場合より疲労耐久性は低下することから，施工時の確実な樹脂注入と点検時においては鋼板の浮きや腐食に留意する必要がある．また，下段鉄筋位置での水平ひび割れについて再現できたが，今後は上段鉄筋位置の水平ひび割れについても分析を進めたい．
謝辞：本検討は，法政大学と実施した共同研究「鋼板接着 RC 床版の解析的評価に関する共同研

参考文献
1) 一色智彦，鈴木真，藤原理絵，鎌田敏郎：供用中の鋼板接着補強 RC 床版における弾性波による内部損傷の非破壊調査，コンクリート工学年次論文集，Vol.40，
No.2，pp1309-1314，2018．
2) 堀川都志雄，加藤暢彦，吉川紀，山口良弘，園田恵一
郎：鋼板接着工法で補強されたひび割れ損傷 RC 床版の 耐 久 性 に つ い て ， 構 造 工 学 論 文 集 ， Vol.44A ，
pp1038-1094，1998．
3) 佐野正，山下幸生，松井繁之，堀川都志雄，久利良夫，
新名勉：浮きを有する鋼板接着補強 RC 床版の疲労耐久性および樹脂再注入の評価，土木学会論文集 A1（構造・地震工学），Vol.67，No.1，pp27-38，2011．
4) 南波謙太，藤山知加子，新名勉，青木康素：鋼板接着RC 床版における水平ひび割れ進展過程の分析，第十回道路橋床版シンポジウム論文報告集，pp313-318，
2018.
5) 南波謙太，藤山知加子，新名勉：接合要素を用いた異形鉄筋とコンクリート間の付着特性再現性の検討，土木学会第 73 回年次学術講演会概要集 V，2018．
6) 土木学会：2017 年制定コンクリート標準示方書〔設計編〕，2018．

究」の一部成果の報告である．本共同研究の遂行

ANALYTICAL STUDY OF THE PROCESS OF HORIZONTAL CRACK INITIATION AND
GROWTH IN REINFORCED CONCRETE DECK SLABS AND THE STRENGTHENING
EFFECT OF STEEL PLATE BONDING
Masato TANAKA, Tsutomu NIINA, Yasumoto AOKI and Masaaki ISA
A numerical analysis model was developed through a reproduction analysis of wheel load running test
results on reinforced concrete (RC) deck slabs strengthened by the steel plate bonding method, and a nonlinear finite element analysis simulating a wheel load running test on non-strengthened RC deck slabs was
performed by using the model. The horizontal cracks thus caused were analyzed for their initiation andgrowth process. It was found that the bond between the main reinforcing bars and concrete was broken at
the height of the lower reinforcing bars due to in-plane shear deformation, with the crack horizontallydeveloping and propagating through its open-close movement and deformation. In addition, thestrengthening effect of the bonded steel plates was evaluated analytically by focusing on the bond anddebonding at the adhesive interface. The results showed that the vertical strain at the height of the main
reinforcing bars was reduced compared to that before the strengthening, even when the steel plates weredebonded after the strengthening. This indicated that the steel plates after debonding would be still effective
in slowing the initiation and growth of horizontal cracks.

田中 将登

阪神高速道路株式会社
技術部
技術推進室
Masato TANAKA

新名 勉

青木 康素

阪神高速道路株式会社
建設事業本部
大阪建設部 設計第一課
Tsutomu NIINA- 83 -

阪神高速道路株式会社
建設事業本部
大阪建設部 設計第二課
Yasumoto AOKI伊佐 政晃

阪神高速道路株式会社
管理本部
大阪保全部保全事業課
Masaaki ISA