扁平なコンクリートブロックの支圧強度に関する実験的研究（その 2）大型の有筋コンクリートブロック
213-129 前田 一誠
1.

序
本研究は，前報（その 1）に引き続き，大型かつ扁平な有筋コンクリートブロックを対象とした支圧実験を行い，コ

3.

実験結果及びその考察

3.1

支圧強度-変位量関係

図 3 に全面支承試験における支圧強度-変位量関係を示す。

ンクリートブロックの支圧強度に及ぼす支承条件，及び補縦軸は実験より得られた支圧強度1 をコンクリートの圧縮強筋比の効果を実験的に検討する。

強度B で無次元化した値，横軸は支圧板の試験体に対する2.

変位量である。pt が小さい範囲では，無筋試験体と比較し実験計画
図 1 に試験体上面，図 2 に試験体側面の詳細，表 1 に試て，pt が増加するとともに，支圧強度及び支圧強度発揮後験体諸元及び表 2 に使用鉄筋の力学的特性を示す。各試験の応力下降域における勾配が増大していることがわかる。

体とも，断面は A0 = D2 = 800×800 mm，高さは H = 400 mm

図中の計算値1,cal は，前報（その 1）で示された小型無筋（H / D = 0.5）であり，支圧面積は A1 = B1 = 120×120（支コンクリートブロックの支圧強度の推定式（(1)式）による圧面積比 A1 / A0 = B1 / D ）とする。実験変数は，支承条件値である。無筋試験体である N120 試験体の実験値は，(1)を全面支承（D = 800×800 mm）及び点支承（B2 = 120×120式による計算値を大幅に下回っている。前報（その 1）では，mm）の 2 種類，ベース筋の鉄筋比を pt = 0.06 %，（D6@150），全面支承の場合，H / D ≦1 の扁平なコンクリートブロック

pt = 0.21%，0.43%及び 0.60%（D13@168，80 及び 55）の 4の支圧強度は，コンクリートブロックの全底面積を支承面種類とする。また，比較検討のために，各支承条件に対し積として見込めることが示されたが，本実験に採用した支て無筋コンクリート試験体を設定し，これらを組み合わせ圧面積比は，前報（その 1）で実施された試験と比較して非た計 9 体の試験体が計画された。なお，ベース筋の鉄筋比常に小さいことに加え，コンクリートの寸法効果によって，pt は，pt = ab / (d0×H) によって求めた（ab：ベース筋の実験値は，（1）式で算出される計算値を下回ったと考えら

全断面積，d0：コンクリートブロックの有効せい）。

れる。したがって，扁平かつ大型コンクリートブロックに

22222

図 2 にセットアップ状況を示す。実験は，試験体底面の対して，本実験のように支圧面積比が非常に小さくなる場

支承板及び上面の支圧板を介して，単調圧縮力を負荷する。

合の支圧強度を推定するためには，支圧抵抗に有効な実支承面積 Ac を算出する必要がある。

支圧板（B1×B1）

D = 800

ベース筋
D6 / D13

かご筋 D6

表 1 試験体諸元
支承板
コンクリート
強度
試験体名 (幅×奥行き)
B2 × B2
 B [N/mm2 ]S120SSN
S120MN

800×800

N120S120MNP
S120SND = 800

S120LN(a) 試験体上面

N120P

22.4(F c 21)

120×120800×80034.0(F c 27)

かご筋

鉄筋比 p t [%] ピッチ [mm] 径(鋼種)D6 (SD295A)
D13(SD295A)-0.06

1500.4380

D6(SD295A)-

D13(SD295A)

-

-0.43

800.21

1680.6055--

D6(SD295A)-

表 2 使用鉄筋の力学的特性

H = 400

オイルジャッキロードセル加圧板

かご筋 D6

試験体支承板（B2×B2）
D = 800(b) 試験体側面
図 1 試験体詳細

径(鋼種)-120×120

支圧板（B1×B1）

ベース筋 D6 / D13

補強筋
ベース筋

図 2 セットアップ

補強筋名(鉄筋径)

y

降伏強度

[N/mm2 ]降伏ひずみ度[%]

引張
強さ[N/mm2 ]ヤング係数[N/mm2 ]ey
uEs

ベース筋 ベース筋 かご筋
(D13)

(D6)

(D6)

273.7

347.1

386.9

0.12

0.190.2

488.5

495.2

487.7

178570181397 179009

1/B [-]8

= P / A1m
 1,cal     B

6/0 [-]2.0A0A1(1)

S120MN
S120SN4S120LN

1.5

= 3.5(0.21)m = 0.6N120S120SSN

1020a = 1.6

 [mm]

e pt [%]

00.1

支圧面積 A1

応力伝達角度(0)0.20.3図 5 応力伝達角度比-有効鉄筋比関係
Ac A0[-]

1.2

'e ast0.530

図 3 支圧強度-変位量関係（全面支承）: 実支承面積 Ac

(0)y = (0.25a) x + 1 (0.43)(0.00)

00(0.60)(0.06)
1.02(0.43)

y = 1.6x + 1◆ : 全面支承○ : 点支承( ) : pt [%]1.0(0.60)

0.8
: 実験値

(0.21)(0.06)
支圧抵抗に有効となる鉄筋 e ast(0.43)

:計算値

0.4
支圧応力の伝達範囲 e Ast((0.00)0

図 4 応力伝達角度及び有効鉄筋比00.10.20.30.40.5) : pt [%]ept [%]

図 6 有効支承面積比-有効鉄筋比関係（全面支承）
3.2

有筋コンクリートブロックの支圧強度の推定

図 4 は，小型無筋コンクリートブロックに対する支圧強た値，横軸は有効鉄筋比 e pt である。図中の◆は支承条件を度の推定式（(1)式）に基づいて，扁平かつ大型な有筋コン全面支承とした試験体の実験値，○は点支承とした試験体クリートブロックの支圧強度を推定するための考え方を示の実験値であり，実線及び破線は各支承条件における実験したものである。これは，支圧抵抗に及ぼす補強筋の効果値の近似線を示す。全面支承の場合，応力伝達角度比は e pt

をコンクリートブロックの実支承面積 Ac の効果に置換するに比例して直線的に増加する傾向が認められる。一方，点ものであり，その具体的な推定法を以下に示す。

支承の場合，実験値が 2 点しか得られていないことから，①その傾向を捉えることはできないが，全面支承試験体と比実験結果及び (1)式を用いて，逆算的に実支承面積 Acを求める。

較すると，補強筋が支圧強度に及ぼす効果は小さくなるこ② 図 4 に示すように，①で得られた実支承面と支圧面のとが推察される。

各隅角部を結び，その延長線上の交点に生じる角度（以下，

図 6 に，全面支承における有効支承面積比-有効鉄筋比の応力伝達角度という）を求める。

関係を示す。縦軸は実支承面積 Ac を試験体の全断面 A0 で無③ ②で得られたと有効鉄筋比 e pt の関係を求める。

次元化した値，横軸は有効鉄筋比 e pt である。図中の◆は実

図 4 に示すように，②で得られた三角錐状の領域に支圧験値，及び，実線は(3)式による計算値を示す。本実験の範応力が伝達されると想定し，三角錐の側面（図 5 の青で示囲において，実支承面積 Ac が最大支承面積，すなわち，試す台形部分）を横切る全補強筋が支圧抵抗に有効となる鉄験体の全断面積 A 0 となり得るための必要な有効鉄筋比は，筋であると仮定する。この仮定に基づいて，支圧強度に有おおよそ e pt ≧0.35％である。

効となる鉄筋比を有効鉄筋比 e pt と定義すれば，e pt は幾何4.

学的に(3)式によって求められる。
e pt   e a st / e Ast21
H  tan  '   1   tan 2  'e Ast  H   A1 22

結語本研究の範囲において，以下の知見が得られた。

1) 全面支承の場合，ベース筋の補強筋比 pt が小さい範囲(3a)において，pt の増加とともに支圧強度は増加する。
(3b)2)

全面支承の場合，仮定された応力伝達角度及び有効鉄筋比の考え方を用いて，扁平かつ大型の有筋コンクリート

ここに，Σe ast は図 4 に示す三角錐の各側面（台形部分）をブロックの支圧強度を推定することができる。

横切る全補強筋の断面積，e Ast は三角錐の一側面の面積， '3)

は e Ast を簡便に算定するための角度（図 4 参照）である。

面支承の場合に比べて小さい。



図 5 に応力伝達角度比-有効鉄筋比関係を示す。縦軸は応力伝達角度 を無筋試験体の応力伝達角度0 で無次元化し点支承の場合，支圧強度に及ぼす補強筋の効果は，全なお，参考文献は前報（その 1）に示す。
（馬場研究室）