コンクリート工学年次論文集，Vol.27，No.1，2005

論文

PVA 短繊維を混入した RC 梁の曲げ耐荷性状
栗橋 祐介*1・岸徳光*2・田口 史雄*3・三上浩*4

要旨 : 本研究では，ポリビニルアルコール (PVA) 短繊維の混入による RC 梁の曲げ耐荷性能の向上効果の検討を目的として，主鉄筋比の異なる複鉄筋 RC 梁を対象に短繊維の体積混入率を３種類に変化させた場合の静載荷実験を行った。また，各コンクリートの一軸引張試験を実施し，その引張特性をモデル化して断面分割法による短繊維混入RC 梁の曲げ耐荷性能の推定を試みた。その結果，短繊維混入コンクリートの引張特性を適切にモデル化することにより，短繊維混入による RC 梁の曲げ耐荷性能の向上効果を大略推定可能であることが明らかになった。
キーワード : PVA 短繊維混入コンクリート，引張特性，RC 梁，曲げ耐荷性状

1. はじめにることが肝要である。

コンクリートの引張靱性能の向上を目的とこのような観点より，本研究では，PVA 短繊して，種々の短繊維を混入する方法が検討され維を混入した RC 梁の曲げ耐荷性状を特定すている。従来まで鋼繊維が多く用いられてきることを目的として，主鉄筋比の異なる複鉄

たが 1) ，近年では耐食性に優れる合成繊維も採筋 RC 梁を対象に短繊維の体積混入率を３種類用されるようになってきた。特に，ポリビニルに変化させた RC 梁の静載荷実験を行った。まアルコール (PVA) 短繊維は，親水性がありセた，短繊維混入コンクリートの一軸引張試験

メントマトリクスとの付着性に優れることか結果に基づきその引張特性をモデル化し，断ら，諸研究機関においてこの種の短繊維を混面分割法を用いて短繊維混入 RC 梁の曲げ耐荷入したモルタルやコンクリートに関する研究性能の推定を試みた。

が進められている 2) 。

PVA 短繊維の RC 部材への適用に着目した

2. 実験概要

研究としては，短繊維混入による RC 梁のせ表−1 には，本実験に用いた試験体の一覧をん断耐力の向上に着目した研究が実施されて

表− 1 試験体の一覧いる 3) 。著者らも RC 梁を対象とした実験により，短繊維混入による RC 梁のせん断耐力向上試験体名

効果を確認している 4) 。しかしながら，短繊維

A-F0混入による RC 部材の曲げ耐荷性能の向上効果

A-F2

短繊維混入 RC 部材の合理的設計手法確立のた

B-F0

めには，短繊維を混入した場合のせん断耐荷

B-F1

性状は勿論のこと曲げ耐荷性状を明らかにす

B-F2

*1

北海道開発土木研究所*2

室蘭工業大学*3

北海道開発土木研究所*4

三井住友建設 (株) 技術研究所

構造部材料研究室

構造部材料研究室
主席研究員

-277-

工博室長
博 (工)

pt (%)V f (vol. %)

(D13)
1.23
(D19)

博 (工)

研究員

工学部建設システム工学科教授

短繊維混入率0.55

A-F1に着目した検討事例は少ない。しかしながら，主鉄筋比(正会員)

(正会員)

(正会員)
(正会員)

012012

D13 (A ᪞)ゲᣇะ㋕╭ D19 (B ᪞)ᡰὐㇱ‫ޓ‬㧦ਣ㍑φ100 mm
タ⩄ὐㇱ㧦ਣ㍑φ45 mm

CL

P
350

D6@150 (A ᪞)䈞䉖ᢿ⵬ᒝ╭ D10@150 (B ᪞)

P

40

270
350

1250

40

ቯ⌕㍑᧼
t = 9 mm

200

3200

200

3600

40 70 40150 (mm)

図− 1 試験体の形状寸法および配筋状況
表− 2 各コンクリートの示方配合一覧
単位量 (kg/m3)

Vf

W/C

(vol. %)

(%)

WCS

G

AE 剤

混和剤 (C × %)高性能 AE 減水剤(cm)048140290

8501060-

0.8

13.0

1521703301085735-

1.0

9.52531903601210

5300.0050.78.5

スランプ

表− 3 各 RC 梁のコンクリート圧縮強度およびせん断余裕度の一覧
材齢短繊維混入率

圧縮強度

計算曲げ耐力計算せん断耐力

せん断余裕度(日)V f (vol. %)(MPa)

Puc (kN)

Vuc (kN)

α (=Vuc /Puc )A-F0059.7

47.2

155.8

3.30

A-F1

160.3

47.4

156.1

3.29

252.3

46.7

152.4

3.26

059.7

101.0

314.7

3.11

B-F1

160.3

101.1

315.0

3.11

B-F2

252.3

100.0

310.2

3.10

梁の種類

A-F236

B-F0

表− 4 PVA 短繊維の寸法および材料特性値m の複鉄筋矩形 RC 梁である。A および B 梁に長さ

直径

アスペ

弾性

引張

破断は，軸方向鉄筋としてそれぞれ D13 および D19ld

クト比係数強度歪を用い，スターラップとして D6 および D10 を(mm)(mm)

l/d(GPa)(GPa)(%)

150 mm 間隔で配置している。せん断スパン比

300.664529.40.887.0は，載荷点間隔を 70 cm としていることより4.0 となっている。 表−2 には，各コンクリー示している。試験体数は，主鉄筋比 pt を２種

トの示方配合の一覧を示している。

類，PVA 短繊維の体積混入率 (以後，短繊維混

表−3 には，各 RC 梁のコンクリート強度，入率 V f ) を３種類に変化させた全６体である。

短繊維の効果を考慮しない場合の計算曲げ耐力

表中，試験体名の第１項目の英文字は梁の種類 (A: pt = 0.55 %, B: pt = 1.23 %) を示し，第２Puc および計算せん断耐力 Vuc ，せん断余裕度 αを一覧にして示している。ここで， fc は短繊維項目の F に付随する数値は短繊維混入率 V f を混入の有無にかかわらず，JIS A 1108「コンク示している。

リートの圧縮強度試験方法」に準処して測定

図−1 には，本実験に用いた試験体の形状寸している。また，α は，計算曲げ耐力 Puc に対法および配筋状況を示している。試験体は，断する計算せん断耐力 Vuc の比として算出したも面寸法 (幅×高さ) 15 × 35 cm，純スパン長 3.2のである。ここで，Puc および Vc は，各コンク-278-5

Vf = 1 %4ታ㛎⚿ᨐ3ࡕ࠺࡞ൻ21䂾0-1ᒁᒛᔕജ (MPa)ᒁᒛᔕജ (MPa)5Vf = 2 %4ታ㛎⚿ᨐ321ࡕ࠺࡞ൻ䂾0-10123㐿ญᄌ૏ (mm)4-15-10123㐿ญᄌ૏ (mm)45

図− 3 一軸引張試験による短繊維混入コンクリートの引張応力−開口変位関係で，円柱供試体 (φ 10 cm，高さ 20 cm) に簡易に引張力を作用させることが可能な鋼製の治具を用いて行っている。載荷は，万能試験機を用いて載荷速度 0.01 mm/s 程度で行った。荷重おࡄࠗࠥ࡯ࠫ(a) ᐔ㕙࿑

よび変位の計測は，それぞれロードセルおよPびパイゲージを用いて行っている。円柱供試体

ࡠ࡯࠼࠮࡞は，１配合ごとに４体ずつ製作し試験に供す
タ⩄᧼

㍑⵾࠹࡯ࡄ࡝ࡦࠣることとした。なお，本試験結果において，供਄ㇱࠟࠗ࠼
࡝ࡦࠣ

ࡄࠗࠥ࡯ࠫ
ਅㇱ
ࠟࠗ࠼
࡝ࡦࠣ

ᐩ᧼

試体端部で破壊した結果については検討から除外することとしている。

FRPࠪ࡯࠻
ଏ⹜૕

3. 短繊維混入コンクリートの引張特性のモデル化(c) ଏ⹜૕

3.1 一軸引張試験結果(b) ஥㕙࿑

図−3 には，短繊維混入コンクリートの一軸

図− 2 一軸引張試験の概要

引張試験により得られた引張応力−ひび割れリートおよび鉄筋の材料特性値を用いてコン開口変位 (以後，単に開口変位) 関係を示してクリート標準示方書に準拠して算出している。

いる。図より，いずれの場合も最大引張応力到

表から分かるように，いずれの梁もせん断余達後，ひび割れの発生により引張応力が急激裕度 α が 3 程度となるように設計されており，に減少していることが分かる。しかしながら，静載荷時には曲げ破壊が卓越する形で終局に引張応力は零レベルまでは低下していない。こ至ることが予想される。 表−4 には，PVA 短れは，ひび割れ発生部における短繊維の架橋繊維の力学的特性値の一覧を示している。鉄効果により，コンクリートの引張破壊が抑制筋の降伏強度は，D13 および D19 でそれぞれされているためである。なお，ひび割れ発生361, 370 MPa であった。本実験の測定項目は，直後の応力低下は，短繊維混入率 V f が大きい載荷荷重およびスパン中央点変位 (以後，変位)場合ほど小さい。また，V f = 1, 2 % の場合ともである。また，実験時にはデジタルカメラによに，開口変位 δ = 1.5 mm 程度までは，引張応りひび割れの進展状況を撮影している。

力が多少増大するもののほぼ同程度の値を示

また，コンクリートの一軸引張試験は，図−2し，その後開口変位 δ の増加に伴って引張応に示しているように，圧縮力 P を加えること力が徐々に低下し，δ = 3.0 mm においてほぼ零-279-

5Vf = 1 %4ᒁᒛᔕജ (MPa)ᒁᒛᔕജ (MPa)5߭߮ഀࠇ㑆㓒L = lav߭߮ഀࠇ㑆㓒L = lav / 232Ecࠦࡦࠢ࡝࡯࠻‫ߩޓ‬ᒢᕈଥᢙ

10-10000Ec0߭߮ഀࠇ㑆㓒L = lav

3߭߮ഀࠇ㑆㓒L = lav / 22Ecࠦࡦࠢ࡝࡯࠻‫ߩޓ‬ᒢᕈଥᢙ

10-10000

10000 20000 30000 40000 50000Vf = 2 %4Ec010000 20000 30000 40000 50000╬ଔ߭ߕߺ (Ǵ)╬ଔ߭ߕߺ (Ǵ)

図− 4 短繊維混入コンクリートの引張応力−等価ひずみ関係のモデル図 (A 梁)A-F0 ⹜㛎૕

B-F0 ⹜㛎૕

A-F1 ⹜㛎૕

B-F1 ⹜㛎૕

A-F2 ⹜㛎૕

B-F2 ⹜㛎૕図− 5 実験終了後におけるひび割れ分布性状に至っている。

する場合の他，2) 後述の実験時におけるひび3.2 引張特性のモデル化

割れ分布性状を参考に lav /2 とする場合につい本研究では，短繊維混入 RC 梁の曲げ耐荷性ても検討することとした。

能を推定するために，上述の引張応力−開口変

lav = 4c + 0.7 (cs - φ )位関係を簡略化して， 図−3 に示される破線(1)のようにモデル化することとした。すなわち，ここで，c は主鉄筋のかぶり，cs は主鉄筋のひび割れ発生後，短繊維の架橋効果が発揮さ中心間隔，φ は主鉄筋径，である。なお，上式れる領域を対象に，開口変位 δ = 1.5 mm までにより lav は，A および B 梁の場合でそれぞれは一定の引張応力を保持し，その後線形に低17.4 および 15.8 cm と算出される。 図−4 には，

下し δ = 3.0 mm において零応力になるように

A 梁の V f = 1, 2 % の場合における引張応力−モデル化した。なお，本研究では，コンクリー等価ひずみ関係を示している。

トが δ = 1.5 mm まで保持する引張応力の値は，各供試体におけるひび割れ発生直後の応力値 (4. RC 梁の静載荷実験結果および考察

図−3 の○印部分) の平均としている。

4.1 ひび割れ分布性状

また，上記モデルを用いて，断面分割法によ

図−5 には，各 RC 梁の実験終了後におけるり断面の曲げモーメントを算定するためには，ひび割れ分布図を示している。図より，短繊維開口変位をある区間 (ひび割れ間隔 L) におけを混入することにより，ひび割れ発生部が短繊る等価ひずみに換算する必要がある。ここで維で架橋されるため，ひび割れが分散して多は，ひび割れ間隔 L を，1) 示方書 5) を参考に数発生していることが分かる。また，ひび割れ下式 (1) により求めた平均ひび割れ間隔 lav との大きな開口は主に等曲げ区間において見ら

-280-

8080
A-F0 (ታ㛎)A-F0 (ታ㛎)
60

40

A-F0 (⸘▚)ታ㛎⚿ᨐ⸃ᨆ⚿ᨐ(L =lav)⸃ᨆ⚿ᨐ(L =lav / 2)200⩄㊀ (kN)⩄㊀ (kN)

600204060
ᄌ૏ (mm)

40A-F0 (⸘▚)

20ታ㛎⚿ᨐ
⸃ᨆ⚿ᨐ(L =lav)⸃ᨆ⚿ᨐ(L =lav / 2)0080160160120120B-F0 (ታ㛎)80

B-F0 (⸘▚)ታ㛎⚿ᨐ⸃ᨆ⚿ᨐ(L =lav)⸃ᨆ⚿ᨐ(L =lav / 2)

4000204060
ᄌ૏ (mm)4060
ᄌ૏ (mm)80(b) A-F2 ⹜㛎૕⩄㊀ (kN)⩄㊀ (kN)(a) A-F1 ⹜㛎૕

20B-F0 (ታ㛎)80

B-F0 (⸘▚)ታ㛎⚿ᨐ⸃ᨆ⚿ᨐ(L =lav)⸃ᨆ⚿ᨐ(L =lav / 2)

400080(c) B-F1 ⹜㛎૕

204060ᄌ૏ (mm)80(d) B-F2 ⹜㛎૕

図− 6 荷重−変位曲線に関する実験および解析結果の比較図
れ，そのひび割れ間隔は，ほぼ 15 cm 程度であされている。これは，A 梁の場合には，B 梁にる。これは，前述の平均ひび割れ間隔 lav とほ比較して主鉄筋比 pt が小さいため，短繊維がぼ対応している。ただし，これらのひび割れ負担する引張力の影響が顕著に現れることにの間にも微細なひび割れが多数発生しており，よるものと考えられる。

この傾向は特に短繊維を多く混入した場合に次に，各試験体の実験結果を解析結果と比較顕著である。

すると，ひび割れ間隔 L を平均ひび割れ間隔4.2 荷重−変位関係

lav と仮定する場合には，A, B 梁ともに荷重が図−6 には，実験および断面分割法による解主鉄筋降伏後に低下する傾向を示しており，実析結果の荷重−変位関係を比較して示してい験結果の性状と対応していないことが分かる。

る。なお，参考のため，短繊維を混入していな

一方，ひび割れ間隔 L を lav /2 と仮定する場

い A/B-F0 試験体の実験および計算結果も合わ

合には，降伏後においても解析結果の荷重がせて示している。

低下せず，実験結果の性状とほぼ対応している

実験結果を見ると，短繊維を混入することことが分かる。これは，短繊維の混入によりひにより RC 梁の降伏荷重および最大荷重が増大

び割れが分散して多数発生するため，実験結し，その増分は短繊維混入率 V f が大きいほど果のひび割れ間隔 L は，示方書で求められる大きくなっていることが分かる。また，このよ

平均ひび割れ間隔 lav よりも小さく評価すべき

うな傾向は，A 梁の方が B 梁よりも大きく示であることを暗示している。

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5. まとめ本研究では，PVA 短繊維を混入した RC 梁の曲げ耐荷性状を特定することを目的として，主鉄筋比の異なる複鉄筋 RC 梁を対象に短繊維混入率を３種類に変化させた RC 梁に関する静載荷実験を行った。また，別途実施した短繊維混入コンクリートの一軸引張試験結果に基づい(a) A-F0 ⹜㛎૕てその引張特性をモデル化し，断面分割法を用いて短繊維混入 RC 梁の曲げ耐荷性能の推定を試みた。本実験から得られた知見をまとめると以下のとおりである。

1) 短繊維を混入することにより，RC 梁の降伏荷重および最大荷重は増大する。また，その増分は短繊維混入率 V f が大きいほど大きくなる。だたし，本実験における耐力(b) A-F1 ⹜㛎૕
写真−１向上割合の上限は 2 割程度であった。

主鉄筋降伏後のひび割れ状況

2) 短繊維混入による曲げ耐荷性能の向上効
果は，主鉄筋比 pt が小さいほど大きく現

写真−1 には，A-F0/1 試験体に関する主鉄筋れる傾向にある。

降伏後の同一変位時 (δ = 25 mm 程度) における

3) 短繊維混入コンクリートの引張特性を適等曲げ区間のひび割れ分布性状を示している。

切にモデル化することにより，短繊維混入

写真より，A-F1 試験体の場合には，A-F0 試験による RC 梁の曲げ耐荷性能の向上効果を体の場合よりも密な間隔で幅の狭いひび割れ大略推定可能である。

が発生していることが分かる。
なお， 図−6 において，A-F2 試験体の場合参考文献には，降伏荷重の向上割合が他の試験体に比較して最も大きいものの，解析結果を下回っている。このことより，短繊維混入による曲げ耐力の向上効果には上限がある可能性が推察される。本実験結果の範囲内では，曲げ耐力の向上割合が最大で 2 割程度であったが，今後実験データを蓄積し詳細に検討する必要がある。
また，他の試験体に関しては，短繊維混入によって RC 梁の曲げ耐荷性能が向上する性状が実験および解析結果でほぼ対応して現れていることから，短繊維混入 RC 梁の曲げ耐荷性状はコンクリートの引張特性を適切にモデル化することによって，断面分割法により大略再現

1) 土木学会：鋼繊維補強鉄筋コンクリート柱部材の設計指針（案），1999

2) コンクリート工学協会：高靱性セメント複合材料を知る・作る・使う，2002.

3) 伊藤始，岩波光保，横田弘：PVA 短繊維で補強した RC はりのせん断耐力評
価に関する実験的研究，土木学会論文集，

No.774/V-65, pp.123-138, 2004.
4) 田口史雄，三上 浩，栗橋祐介，岸 徳光：
ビニロン短繊維混入 RC 梁の耐荷性状に及ぼす短繊維混入率の影響，コンクリート工学年次論文集，Vol.25, pp.287-292, 2003.

5) 土木学会：コンクリート標準示方書 (2002可能であるものと考えられる。

制定) 【構造性能照査編】, 2002.

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