A-23 - 土木学会

A-23
平成20年度 土木学会北海道支部 論文報告集 第65号
載荷履歴を有する RC 梁の AFRP シート補強に関する数値解析的検討
Numerical study for flexural reinforced damaged RC beams with AFRP sheet
室蘭工業大学
フェロー 岸 徳光 (Norimitsu Kishi)
三井住友建設 (株)
フェロー 三上 浩 (Hiroshi Mikami)
室蘭工業大学
正会員
室蘭工業大学 大学院
着した全 7 体である.表中,第 1 項目は英文字 (N : 無補強,
S : シート補強 ) に シート層数を付して示し,第 2 項目に
は英文字 L に事前載荷レベルを付して示している.曲げ
補強シートには 表−2 に示す AFRP シートを用いている.
事前載荷レベルは,レベル 1 では主鉄筋降伏まで,レベル
2 では残留変位が 10 mm 程度に至るまでと設定した.
図−1 には,本実験に用いた試験体の形状寸法,配筋状
況および補強概要を示している.試験体は,断面寸法 (梁
幅 × 梁高) が 150 × 250 mm ,純スパン長 2,600 mm の矩形
RC 梁である.上端鉄筋及び下端鉄筋には,D16 を 2 本ず
つ配置した.曲げ補強シートには,幅 150 mm のシートを
用い,梁中央部から両支点の 100 mm 手前までの範囲に接
着した.試験体のコンクリート強度は 29.5 MPa であり,鉄
筋の降伏強度は 392 MPa であった.
3. 解析概要
3.1 要素分割と境界条件
図−2 に要素分割図を示す.解析モデルは RC 梁の対称
性を考慮してスパンおよび断面方向に 2 等分した 1/ 4 モデ
ルである.コンクリート,上下端鉄筋および AFRP シート
は,8 節点あるいは 6 節点 3 次元固体要素を用いてモデル
2. 実験概要
表−1 には,本実験に用いた試験体の一覧を示している.
試験体数は,無補強試験体の他,シートの層数,事前載荷
レベルが異なる 6 種類の RC 梁に対し,AFRP シートを接
体名
N
S1-L0
S1-L1
S1-L2
S2-L0
S2-L1
S2-L2
主鉄筋
シート
層数
-
事前載荷
250
レベル 1
D16
[email protected]
1,300
1,500
予想される
ᢿ㕙࿑
AFRPࠪ࡯࠻
曲げ圧壊型
ᐩ㕙࿑
1,200
200
(mm)
図− 1 試験体の形状寸法,配筋状況および補強概要
無し
2
40 70 40
150
200
破壊形式
レベル 2
D16
P
無し
1
ቯ⌕㍑᧼9mm
C
L
஥㕙࿑
表− 1 試験体一覧
試験
栗橋 祐介 (Yusuke Kurihashi)
学生会員 西鳥羽 侑一 (Yuichi Nishitoba)
40170 40
250
1. はじめに
近年,既設鉄筋コンクリート (RC) 構造物の補修・補強
工法の 1 つとして,連続繊維シート接着工法が多く採用さ
れるようになった.この種の補修・補強工法は,既設 RC
構造物を対象としているのにもかかわらず,新設の各種
RC 部材を対象とした実験的研究や解析的研究に基づいて,
設計法が確立されている.より信頼性の高い補修・補強法
を確立するためには,既設構造物としてある程度の損傷を
受けた状態下における FRP シートの補強効果について検
討することが重要である.また,実験的研究のみならず,
数値解析的研究も併用してより効果的に推進することが肝
要である.
このような観点から,著者らは初期に曲げ載荷によって
損傷を与えた後に,アラミド繊維シート接着による曲げ補
強を施して,矩形断面 RC 梁の耐荷挙動に関する実験的研
究を実施している.本論文では,この種の RC 梁に関する
数値解析的手法を確立することを目的に新設 RC 梁に関す
る数値解析的手法を基本にして,数値解析を試み,実験結
果との比較により,この妥当性を検討した.なお,解析に
は,汎用解析コード DIANA 7.2 を用いた.
○
タ⩄૏⟎
レベル 1 剥離破壊型
レベル 2
75mm
250mm
ਥ㋕╭
表− 2 AFRP シートの力学的特性値 (公称値)
繊維
保証
引張
弾性
破断
厚さ
目付量
耐力
強度
係数
ひずみ
(mm)
(g/m2 )
(kN/m)
(GPa) (GPa)
(%)
415
588
0.286
2.06
118
1.75
AFRPࠪ࡯࠻
1,200mm
ᡰὐ100mm
200mm
図− 2 要素分割図
平成20年度 土木学会北海道支部 論文報告集 第65号
εtu = 2Gf
σ
ft heq
heq = V 1/3
V : Element
volume
ft
-ε cu
-0.0035 - 0.002
ε
0
- 0.2 fc'
0ε
|ε |
σ = - 0.85 fc'
0.002
'
- 0.85 fc
Ec1
σ
-ε y
2-
|ε |
)
0.002
3
kn = 100 N/mm
fct
τ τmax(s/s1)ǩ
τ
εy
ε
Ef
α = 0.4
s1 = 1.0mm
s2 = 3.0mm
s3 = Clear rib
spacing, 10mm
εf
0
-σ y
τ max = 1.25(fck )1/2
τf = 0.4 τmax
τmax
f
kn
0
ε
(c) FRP シート
(b) 鉄筋
τ
fct = ft
ff
0.01Es
Es
0.01Es
(a) コンクリート
σn
σ
σy
ε tu ε
ty
)
σ
3
τcr-t
fcr-n
τcr-tu Debonding
fcr-nu
fcr-n
kn = 100 N/mm3
kt = 100 N/mm
fcr-nu
fcr-nu = ft
kn
∆Ucr-n
τ cr-t
τ cr-tu
kt
ΔUn-ult
s1 s2
ΔU
s3
S
∆Ucr-t
(e) Bond-slip モデル
(d) Discrete Cracking モデル
(f) 剥離モデル
図− 3 材料構成則
主鉄筋
載荷点
スターラップ
θc
θc
支点
離散化ひび割れ
C
L
hc
FRPシート
θc = 45q
hc = 0.5h, h㧦᪞㜞
図− 4 接触面要素配置図
੐೨タ⩄࡮㒰⩄ᤨ
ౣタ⩄ᤨ
ࠦࡦࠢ࡝࡯࠻
ⷐ⚛
ࠦࡦࠢ࡝࡯࠻
ⷐ⚛
࠳ࡒ࡯ⷐ⚛
ࠪ࡯࠻ⷐ⚛
図− 5 phase 解析過程での材料の変化
化している.スターラップは,DIANA に予め組み込まれ
ている埋め込み鉄筋要素を用いてモデル化している.この
要素は,鉄筋要素と周囲のコンクリート要素との完全付着
を仮定し,鉄筋要素のひずみを周囲のコンクリート母要素
から算出するため,節点の位置によらず簡易に鉄筋要素
を配置できる特徴を有している.また,離散ひび割れモデ
1)
ルには,既往の研究 において提案されたモデルを用い,
図−4 のように離散ひび割れを配置することとした.
境界条件は,解析対象の連続性を考慮して,対称切断面
においてはその面に対する法線方向変位成分を拘束し,支
点部においては節点の鉛直方向変位成分を拘束している.
3.2 解析過程
損傷を有する RC 梁を再現するために,シートを接着
する前の事前載荷に対する解析を行い,その後シートに
よる補強をした RC 梁の解析を行った.その手法として,
DIANA に組み込まれている Phase 解析によって事前載荷
を行い,除荷後シートの要素を追加し,さらに載荷を行っ
た.載荷から除荷,再載荷は, 図−2 に示す載荷位置での
強制変位によって行っている.解析においては,事前載
荷,除荷後に接点の変位が残留した状態下でシート要素を
付加するために, 図−5 に示すようにあらかじめダミー要
素を付加し,再載荷時にダミー要素とシート要素と入れ替
える処理を施している.ダミー要素には梁の耐荷性状に影
響を与えない物性値を入力している.事前載荷時の載荷荷
重は,鉄筋降伏までのレベル 1 載荷おいては,解析上で,
鉄筋降伏を確認してから,1 ステップ (0.5 mm の強制変位)
を与えた後,除荷するものとした.レベル 2 載荷において
は,残留変位を 10 mm 程度となるように,調整して載荷
を行っている.
3.3 材料構成則
図−3(a) にはコンクリートの応力−ひずみ関係を示して
いる.圧縮側の構成則に関しては,材料実験から得られた
圧縮強度 f c を用い,圧縮ひずみ 3,500 µ までは土木学会コ
ンクリート標準示方書に基づいて定式化し,3,500 µ 以後
は初期弾性係数の 0.05 倍で 0.2 f c まで線形軟化するモデル
とした.また,降伏の判定には von Mises の降伏条件を用
いている.
一方,引張側に関しては線形軟化モデルを適用するこ
ととし,終局ひずみ εtu は文献2) に基づき図に示すように
定義している.図中の G f はコンクリートの引張破壊エネ
ルギーである.上下端鉄筋およびスターラップ要素には,
図−3(b) に示すような塑性硬化係数 H を考慮した弾塑性
体モデルを適用した.降伏は von Mises の降伏条件に従う
ものとしている.AFRP シートには, 図−3(c) に示すよう
に引張強度に達した時点で破断したと見なされるモデルを
適用している.
3.4 接触面要素に適用した応力−相対変位関係
本研究では,図−3(d)∼(f) に示している Discrete Cracking
モデル,Bond-slip モデルおよび剥離モデルを用い,ひび割
れの開口,主鉄筋のすべりおよびシートの剥離をモデル化
平成20年度 土木学会北海道支部 論文報告集 第65号
(kN)
120
100
ࠪ࡯࠻
⎕ᢿ
਄✼࿶უ
ࠪ࡯࠻
೸㔌
਄✼࿶უ
80
ࠪ࡯࠻
೸㔌
ࠪ࡯࠻
೸㔌
60
਄✼࿶უ
ࠪ࡯࠻
೸㔌
ࠪ࡯࠻
೸㔌
40
S1-L1⸃ᨆ⚿ᨐ
S1(ᢿ㕙ಽഀᴺ)
S1-L1ታ㛎⚿ᨐ
S1-L0⸃ᨆ⚿ᨐ
S1(ᢿ㕙ಽഀᴺ)
S1-L0ታ㛎⚿ᨐ
20
0
i) ੐೨タ⩄ήߒ
ii) ੐೨タ⩄࡟ࡌ࡞1
iii) ੐೨タ⩄࡟ࡌ࡞2
(a) S1 ♽
(kN)
120
ࠪ࡯࠻
೸㔌
ࠪ࡯࠻
೸㔌
਄✼࿶უ
100
S1-L2⸃ᨆ⚿ᨐ
S1(ᢿ㕙ಽഀᴺ)
S1-L2ታ㛎⚿ᨐ
ࠪ࡯࠻
ࠪ࡯࠻
೸㔌
೸㔌
80
ࠪ࡯࠻
೸㔌
ࠪ࡯࠻
೸㔌
60
40
0
S2-L1⸃ᨆ⚿ᨐ
S2(ᢿ㕙ಽഀᴺ)
S2-L1ታ㛎⚿ᨐ
S2-L0⸃ᨆ⚿ᨐ
S2(ᢿ㕙ಽഀᴺ)
S2-L0ታ㛎⚿ᨐ
20
0
10 20 30 40 50 60 70 80
i) ੐೨タ⩄ήߒ
(mm)
0
S2-L2⸃ᨆ⚿ᨐ
S2(ᢿ㕙ಽഀᴺ)
S2-L2ታ㛎⚿ᨐ
10 20 30 40 50 60 70 80
ii) ੐೨タ⩄࡟ࡌ࡞1
(mm)
(b) S2 ♽
0
10 20 30 40 50 60 70 80
iii) ੐೨タ⩄࡟ࡌ࡞2
(mm)
図− 6 荷重−変位関係
表− 3 各試験体における最大荷重
している.
Discrete Cracking モデルは接触面要素の法線方向の開口
とその方向の引張応力との関係を 図−3(d) のようにモデ
ル化している.限界応力値 f ct は,コンクリートの引張強
度 ft と等価であるものと設定した.このモデルでは,引張
応力 σn が限界引張応力値 f ct に達すると伝達されている引
張応力が解放され,ひび割れが完全に開口するものと仮定
している.また,法線方向の引張応力 σn が限界引張応力
fct に達した後は,ひび割れ開口後の咬み合わせ効果等を
無視して,せん断剛性 kt も消失するものと仮定している.
主鉄筋要素周囲に配置した Bond-slip モデルから成る接触
面要素において,主鉄筋方向の付着応力 τ と相対変位 S 関
係は,CEB-FIP Model Code2) を参考にして 図−3(e) のよう
に定義した.主鉄筋とコンクリート要素間の法線方向引張
応力−相対変位関係には,Discrete Cracking モデルに準拠
した線形関係を定義している.
また,シートの剥離を再現するために,著者らが提案し
ている 図−3(f) のようなモデルを適用した.このモデルで
は,付着界面の法線方向引張応力と面内せん断応力間の相
互作用を無視し,法線方向およびせん断方向の剥離基準を
簡易に次のように定義した.
fcr−n > fcr−nu
τcr−t =
2
2
τcr−ts
+ τcr−tt
> τcr−tu
(1)
(2)
ここで, f cr−n , τcr−ts , τcr−tt は,それぞれ付着界面の法線
方向引張応力,軸方向および断面方向のせん断応力であ
り, f cr−nu , τcr−tu はそれぞれ引張応力,せん断応力の限界
値である.なお,τcr−tu は文献 を参考にして,以下の式
3)
を用いて評価することとした.
τcr−tu = 0.92
fc
(3)
試験体名
実験結果 (kN)
解析結果 (kN)
倍率
S1-L0
88.98
83.56
0.94
S1-L1
87.39
84.35
0.97
S1-L2
81.00
82.99
1.02
S2-L0
102.56
91.96
0.90
S2-L1
94.49
89.73
0.95
S2-L2
95.38
89.33
0.94
4. 解析結果および考察
4.1 荷重−変位関係
図−6 には,各試験体の荷重−変位関係と,破壊性状を
示している.図には,計算結果および実験結果,解析結果
の比較図を示している.図中の計算結果は,コンクリート
標準示方書に準拠した断面分割法により上縁コンクリート
が圧壊ひずみ ( 3500 µ ) に達するまで行っている. 写真−1
∼3 と 図−7∼9 は,それぞれ実験時の写真と,解析結果の
図である.解析結果の図の上部には,軸方向ひずみ分布を
表している.下部には,AFRP シートとコンクリートの界
面における軸方向のせん断応力分布を表し,せん断応力が
0 となっている部分については,シートの剥離が起きてい
ると判断し,その領域を破線で囲っている.実験写真での
剥離の判断については,斜めひび割れが進展し,シートと
コンクリートの間にひび割れが発生している部分を剥離と
判断している.
表−3 に,各試験体での最大荷重値を示す.全ての試験
体において,解析では,最大荷重は概ね実験値と同様の値
を示していることがわかる.このことから,ダミー要素を
用いることによって,損傷を受けた RC 梁に対する AFRP
シートによる補強効果を評価可能であることが明らかに
なった.しかしながら,変位に関しては,圧縮破壊後に
平成20年度 土木学会北海道支部 論文報告集 第65号
8900
1300
100
0
-2000
-3500
Ǵ
ࠪ࡯࠻߇೸㔌ߒߚ㗔ၞ
写真− 1 S2-L2 試験体 荷重最大時 (実験)
ࠪ࡯࠻߇೸㔌ߒߚ㗔ၞ
4
2
0.0001
-0.0001
-2
-4
(kN)
図− 7 S2-L2 試験体 荷重最大時 (解析)
8900
1300
100
0
-2000
-3500
Ǵ
ࠪ࡯࠻߇೸㔌ߒߚ㗔ၞ
写真− 2 S2-L2 試験体 シート剥離前 (実験)
ࠪ࡯࠻߇೸㔌ߒߚ㗔ၞ
4
2
0.0001
-0.0001
-2
-4
(kN)
図− 8 S2-L2 試験体 シート剥離前 (解析)
8900
1300
100
0
-2000
-3500
Ǵ
写真− 3 S1-L0 試験体 解析時荷重最大 (実験)
ࠪ࡯࠻߇೸㔌ߒߚ㗔ၞ
4
2
0.0001
-0.0001
-2
-4
(kN)
図− 9 S1-L0 解析時荷重最大点 (解析)
シート破断または剥離が生ずるケースにおいて,実験より
も早期に剥離が発生している.この点に関しては,今後の
検討課題にしたいと考えている.
析手法を基本に数値解析を実施した.本解析により得られ
4.2 破壊形式
解析においては,全てのケースで破壊形式はシート剥
離によるものである.実験においても同じ破壊形式であ
る S2-L1 試験体,S2-L2 試験体については,精度よく実験
結果を再現していることがわかる.また, 写真−1,2 と
図−7,8 より,斜めひび割れによるシートの剥離状況が
ほぼ再現されていることがわかる.しかしながら,圧縮破
壊後にシート破断となる S1-L0 試験体のようなケースにお
いては, 写真−3 と, 図−9 からわかるように,解析では
すでに斜めひび割れが進展し,シート剥離が始まっている
のに対して,実験では,ひび割れは進展していない.これ
は,本解析モデルが,斜めひび割れを促進するような離散
ひび割れを配置していることに起因するものと考えられ,
圧縮破壊後にシート剥離が始まるような状況では, 図−4
に示している hc や θc について,詳細な検討が必要である
もの考えられる.
た結果をまとめると以下の通りである.
5. まとめ
本研究では,損傷を有した RC 梁に AFRP シートを接着
し再載荷した場合の RC 梁の曲げ耐荷性状や破壊形式を数
値解析により再現することを目的に新設 RC 梁に関する解
1) ダミー要素を用いることによって,残留変位等を持つ
損傷を受けた RC 梁に FRP シートを接着した場合にお
いて,FRP シートの補強効果は大略評価可能である.
2) 提案の解析モデルの場合では,現段階においてコンク
リート上縁の圧縮破壊後にシート破断あるいは剥離に
至るまでを追跡することが出来ない.
参考文献
1) 張 広鋒,岸 徳光,三上 浩:離散ひび割れ配置モ
デルの FRP シート曲げ補強 RC 梁に関する数値解析
への適用性,構造工学論文集,土木学会,Vol. 51A,
2005.3, pp. 1037-1048
2) CEB-FIP Model Code 1990, Thomas Telford
3) Chajes, M.J., Finch, W.W., Januszka T.F., and Thomson
T.A. : Bond and Force Transfer of Composite Material
Plates Bonded to Concrete, ACI Structural Joural, V.93,
No.2, pp.208-217, 1996