コンクリート工学年次論文集，Vol.25，No.2，2003

論文

下面増厚したＲＣ梁のせん断補強効果に関する実験的研究
横山和昭*1・鹿野善則*2・紫桃孝一郎*3

要旨：道路橋床版の下面増厚工法に関して，増厚材料の物性や増厚構造が補強効果に及ぼす影響を実験的に評価する目的で，下面増厚した RC 梁の静的載荷試験および疲労載荷試験を実施した。試験体は，RC 梁の下面に補強鉄筋を配置し，セメント系材料を用いて吹付け工法によって下面増厚したものである。実験の結果，下面増厚工法の補強効果を評価する試験方法として RC 梁の定点載荷試験が適用可能であることが明らかとなった。なお，静的試験
では下面増厚による曲げ剛性の向上を確認できたが，せん断耐力の向上は認められなかった。
疲労試験では下面増厚による疲労耐久性の向上を確認できた。
キーワード：道路橋床版，補強，下面増厚工法，押抜きせん断，疲労耐久性
1．

はじめに果を検討する上では，簡易な試験方法が望まし

道路橋床版の補強工法としては，上面増厚工い。本研究では，梁状化した床版と同等の幅を法が一般的となっているが，交通規制が不可能有する RC 梁に下面増厚補強を施し，静的載荷である等の理由で上面からの施工が困難な場合試験および疲労載荷試験を実施し，下面増厚工には下面からの補強が必要となる。下面増厚工法のせん断補強効果を実験的に検討した。

法は，図－１に示すように，既設床版コンクリ

既設床版
コンクリートアンカー

ートの下面に鉄筋や FRP 等の補強材をコンクリートアンカーで設置し，接着性に優れたセメント系材料で増厚する工法である。本工法は主に曲げに対して床版を補強する工法であり，本下面増厚材料補強材

工法の曲げ補強効果に関しては多くの研究成果桁が報告されている。
図－１

一方，既往の研究により，下面増厚補強の対下面増厚工法の概念図

象となるような既設道路橋床版は輪荷重の繰返し載荷に伴って橋軸直角方向のひび割れが発生

2.

実験概要した後に梁状化し，最終的には押抜きせん断破2.1

試験体の諸元壊することが明らかになっている。このため，実験で用いた試験体は，梁状化した道路橋床押抜きせん断に対する下面増厚工法の補強効果版を想定し，せん断破壊が先行するように設計については，実物大の床版試験体により輪荷重した上で１)，図－２に示すように支点部にハン走行試験が実施されている。しかし，セメントチを設けた形状とした。RC 梁の断面は図－３系の増厚材料の選定および補強鉄筋の径やかぶに示すように鉄筋（既設部：D16，増厚部：D10

り厚等の増厚構造に関する検討段階においてはもしくは D6）を配置し，表－１に示すセメント多数の実験を必要とするため，効率的に補強効系材料で増厚して試験体を製作した。

*1 日本道路公団試験研究所

道路研究部橋梁研究室*2 日本道路公団試験研究所

道路研究部橋梁研究室主任*3 日本道路公団試験研究所

道路研究部橋梁研究室長‑1909‑

工修

(正会員)

(正会員)
(正会員)

表－１

下面増厚部のセメント系材料（補修用モルタル）

増厚部
厚さ（mm）

補強鉄筋径（mm）

表面処理工法なし（無補強）ポリマーセメントモルタルＡ
ビニロン繊維混入セメントモルタル
鋼繊維混入超速硬セメントモルタル
ポリマーセメントモルタルＢ
ポリマーセメントモルタルＡ
ポリマーセメントモルタルＡ－505050505022－
10101010106－
ＷＪ工法
ＷＪ工法
ＷＪ工法
ブラスト工法
ブラスト工法
ブラスト工法

下面増厚工法の施工実績では，増厚部の総厚スパン方向補強筋 D10既設部下面20 10を 22mm とする構造が多い。この場合，直径 6mmずに格子状に配置し，純かぶりを 10mm（表－20の補強鉄筋を既設床版下面との間に隙間を設け50

試験体の種別静的疲労SAFASBFBSCFCSDFDSESESFFF
SGFG

試験体の概要補強部下面１中の SG，FG の試験体）としている。しかし，スパン直角方向補強筋 D10単位：（mm）

今回の試験体では，補強鉄筋背面への下面増厚
図－４

材料の充填性に配慮して，図－４に示すとおり増厚部の構造

補強鉄筋背面に 10mm の隙間を設ける構造を主2.2

使用材料的研究 を参考にして，補強鉄筋は比較的太径(1)

鉄筋の D10 鉄筋，純かぶりは 20mm，増厚部の総厚試験体に使用した鉄筋は，せん断破壊に先行は 50mm を主体とした。なお，図－３においてして曲げ破壊が生じないように，表－２に示す

は，D10 の補強鉄筋を 4 本配置した厚さ 50mm

引張強度を有する高強度鉄筋とした。

体とした。また，最適な増厚構造に関する解析
２)の増厚構造を例示している。一方，厚さ 22mmの増厚構造（SG，FG）においては，厚さ 50mm

表－２の増厚構造の補強鉄筋量と等しくする目的でD6 の補強鉄筋を 9 本配置した。

鉄筋の引張試験結果

鉄筋種類

降伏点（N/mm2）

引張強さ（N/mm2）

静弾性係数（×104N/mm2）

D10D1679075198497921.121.0(2)コンクリートRC 梁試験体のコンクリートは，設計基準強度が 24N/mm2 の早強ポルトランドセメントを使用した。載荷試験実施時におけるコンクリー
図－２403818050150×2=300

既設部分（普通コンクリート）

25 25 38 10440

トの強度試験結果を表－３に示す。

試験体形状（単位：mm）

増厚部分

40100×3=300図－３40

断面図（単位：mm）‑1910‑

表－３

コンクリートの強度試験結果

試験体

圧縮強度（N/mm2）

引張強度（N/mm2）

静弾性係数（×104N/mm2）

SA, FA
SB, FBSC, FCSD, FDSE, FE
SF, FF
SG, FG

33.6
35.8
37.7
38.1
36.9
37.7
38.7

2.81
2.95
2.53
2.53
3.09
3.26
3.23

2.772.762.752.752.552.522.59

(3)増厚部の使用材料

より，下面増厚補強試験体（SB～SG）は無補強

増厚部は，表－１に示すように事前に既設 RC試験体（SA）と比較して曲げひび割れ発生荷重梁の下面をウォータージェット（WJ）工法もしが向上していることが確認できる。しかし，せくはバキュームブラスト工法で表面処理した。

ん断ひび割れ発生荷重および破壊荷重に関してその後に，D10 または D6 の補強鉄筋を設置し，は，目立った向上は認められず，補強効果は確

セメント系材料を用いて吹付け工法により増厚認されなかった。これらの原因については，表した。増厚部に使用したセメント系材料は，ポ－４に示すような増厚部モルタルの物性値からリマー混和剤の量が異なる 2 種類のポリマーセ類推するしか方法がなく，実験データも限られメントモルタル（A と B），ビニロン繊維混入セていることから現時点で原因を特定することはメントモルタル，鋼繊維混入超速硬セメントモできない。表－５に示す計算値は，棒部材のせルタルの合計 4 種類のモルタルを選定した。増ん断耐力評価式（式(1)）３)により求めた各試験厚部モルタルの強度試験結果を表－４に示す。

体の計算上のせん断耐力である。計算値では，引張鉄筋比を既設部の主筋および補強筋の合計

表－４増厚部モルタルの強度試験結果断面積と両鉄筋の図心位置として求めた有効高試験体

圧縮強度（N/mm2）

引張強度（N/mm2）

静弾性係数（×104N/mm2）さを用いて算出した。

SB, FBSC, FCSD, FDSE, FESF, FF
SG, FG

45.7
38.3
63.9
31.1
35.4
40.6

3.51
6.36
4.86
3.09
3.38
2.77

2.23
1.91
2.421.72
1.67
1.82(Vc = 0.20 pw f c') d1/ 3−1 / 4[0.75 + 1.4 / (a / d )]bwd (1)bw ：有効幅（mm）， d ：有効高さ（mm）
p w ：引張鉄筋比， a ：せん断スパン（mm）

f c' ：コンクリート圧縮強度（N/mm2）

この結果，表－５における計算値は，せん断
2.3

載荷方法

ひび割れ発生荷重の前後の値を示しており，破(1)

静的載荷試験

壊荷重を評価していない。最終的な破壊は，7

載荷試験は載荷幅を 100mm とし，定点載荷種類の試験体のいずれも写真－１に示すようなの方法で実施した。静的試験は，荷重制御によ支点部からのせん断ひび割れによる破壊であり，り 3.1 で後述する破壊荷重の計算値の 40％から補強筋のダウエル力はせん断耐力の計算に考慮80％まで 10％間隔で漸増させる方法とした。なできないと考えられるが，破壊荷重が計算値よ

お，載荷により非線形性が確認された後は，荷り大きい要因は，今回の試験体が支点部にハン重制御から変位制御に変更して載荷した。

チを有する RC 梁であり，ハンチ構造が耐力の(2)疲労載荷試験増加に寄与している影響と考えられる。

疲労試験の荷重の設定は，無補強試験体（SA）の静的破壊荷重 295kN の 40％である 118kN の荷重を 100 万回まで載荷した。その後，各試験体の静的破壊荷重の概ね 50％に荷重を上げて疲労破壊するまで繰返し載荷した。
3.

実験結果

3.1

静的載荷試験結果(1)

静的破壊性状静的載荷試験の結果を表－５に示す。表－５‑1911‑

表－５

静的載荷試験結果

試
験体

曲げひび割れ発生荷重（kN）

せん断ひび割れ発生荷
重（kN）

SA
SBSCSDSE
SF
SG

35457570756955150
155215170
135160155

破壊荷 計算値
重（kN） （kN）

295290310210280285205141172
175175173175173350

荷重 (kN)

300250200SA150SB100SC50SD00

写真－１(2)

静的試験体の破壊状況例（SB）

1000
20003000
下側鉄筋ひずみ（μ）

4000（ａ）SA～SD

変位および鉄筋ひずみの性状

350300荷重－変位関係を図－５に,主鉄筋および補図－５より，せん断ひび割れが発生するまでは

荷重 (kN)

250

強鉄筋のひずみを図－６および図－７に示す。
増厚によって剛性が 6 割程度向上していることが確認できる。また，図－６～図－７より，主200150

SE100SF50SG00

鉄筋に生じる応力を補強鉄筋が分担していることが確認できる。これらのことから，せん断ひび割れが発生する以前においては下面増厚によ

1000
20003000
下側鉄筋ひずみ（μ）

4000（ｂ）SE～SG
図－６荷重－主鉄筋ひずみの関係

350350300300

250250200150

荷重 (kN)

荷重 (kN)る補強効果が確認された。

SASBSCSD1005051015中央変位（mm）

SB150SC100SD
50002002000（ａ）SA～SD4000（ａ）SB～SD350

350300300250250200150SE100SF50SG

荷重 (kN)

荷重 (kN)

100020003000
補強鉄筋ひずみ（μ）

51015中央変位（mm）

SE150SF100

SG

50002000200（ｂ）SE～SG
図－５1000
20003000
補強鉄筋ひずみ（μ）

4000（ｂ）SE～SG

荷重－変位の関係

図－７‑1912‑

荷重－補強鉄筋ひずみの関係

疲労載荷試験結果

10(1)

疲労載荷回数の比較

8

載荷荷重と載荷回数を表－６に示す。無補強試験体（FA）は静的破壊荷重の 40％である
118kN の 59 万回載荷で疲労破壊したが，下面増

中央変位 (mm)3.2FA(118kN)
FB(118kN)
FB(145kN)
FC(118kN)
FC(155kN)
FD(118kN)
FD(145kN)

64

2厚補強試験体（FB～FG）は 118kN の 100 万回

01

載荷時点で破壊しなかったため，荷重を上げて10100ない棒部材の設計せん断疲労耐力の評価式 ４)FE(118kN)

中央変位 (mm)8FE(145kN)

6FF(118kN)
FF(145kN)

4FG(118kN)
FG(145kN)倍以上に向上しており，下面増厚補強によって2疲労耐久性が向上することが確認された。
また，

01

10100

1,000

増厚材料および増厚構造の違いによって疲労耐FDFEFFFG

荷重（kN）

載荷回数11859 万回（破壊）118145118155118145118145118145118
145

100 万回
94 万回（破壊）100 万回
72 万回（破壊）100 万回
65 万回（破壊）100 万回
58 万回（破壊）100 万回
49 万回（破壊）100 万回
37 万回（破壊）
※示方書式

(2)

4）

118kN 換算※回数（比）
59 万回
（1）
1007 万回(17)1546 万回(26)727 万回(12)659 万回(11)573 万回(10)457 万回(8)

中央変位の変化150

疲労載荷試験での繰返し載荷に伴う中央変位の変化を図－８に示す。また，荷重－中央変位

100

50

0
1

10

100

1,000

10,000100,000

1,000,000

10,000,000

載荷回数 (回)（ａ）FA～FD200に基づく換算回数

中央変位および剛性の変化

FA(118kN)
FB(118kN)
FB(145kN)
FC(118kN)
FC(155kN)
FD(118kN)
FD(145kN)

200

剛性 (kN/mm)

FC

1,000,000 10,000,000

載荷荷重と載荷回数

FE(118kN)FE(145kN)
FF(118kN)
FF(145kN)
FG(118kN)
FG(145kN)

150

剛性 (kN/mm)

FB

100,000（ｂ）FE～FG
図－８

試験
体
FA10,000

載荷回数 (回)久性の向上効果も異なることも示唆される。
表－６

1,000,000 10,000,00010（以下，示方書式）を参考に荷重 118kN に換算

べて 118kN に換算した疲労載荷回数が概ね 10100,000（ａ）FA～FD

会コンクリート示方書のせん断補強鉄筋を用い試験体（FB～FG）は無補強試験体（FA）に比10,000

載荷回数 (回)疲労破壊するまで載荷した。表－６には土木学した回数と比を示している。表－６より，補強

1,000

100

50

関係の傾きである剛性の変化を図－９に示す。
図－８および図－９より，下面増厚補強によって中央変位の増加が抑制され剛性が向上しており補強効果が確認できる。

011010010,000100,000（ｂ）FE～FG
図－９‑1913‑

1,000

載荷回数 (回)剛性の変化

1,000,000

10,000,000

(3)疲労破壊性状4.

まとめ

疲労載荷試験での最終的な破壊は静的載荷試

本研究は，RC 梁試験体を用いて定点載荷に験の結果と同様に 7 種類の試験体のいずれも写よる静的試験および疲労試験を実施し，下面増真－２に示すような支点部からのせん断ひび割厚工法の補強効果について実験的に検討したもれによる破壊であり，打継ぎ面での剥離は認めのである。
本研究で得られた知見を以下に示す。

られなかった。

(1) RC 梁試験体を用いた載荷試験は，ひび割れの発生状況，破壊性状が概ね類似しているため，下面増厚工法の補強効果を評価する試験方法として適用可能である。
(2) 静的載荷試験の結果，下面増厚補強効果として曲げ剛性が 6 割程度向上する。
(3) 疲労載荷試験の結果，下面増厚補強によってせん断破壊に関する疲労寿命が概ね 10 倍以上に向上する。

写真－２

破壊状況（FB）

参考文献
1)

(4)

横山和昭，鹿野善則，福田一郎，須田久美

疲労寿命推定曲線との比較

子：下面増厚補強したＲＣ梁の定点載荷疲

表－６に記載した示方書式に基づく換算

労試験，コンクリート工学年次論文集，

回数と既往の疲労寿命推定曲線との比較を
図－10 に示す。図－10 の示方書式は，静的

Vol.24，No.2，pp.1567-1572，2002.6
2)載荷試験で得られた無補強試験体（SA）のせん断耐力の実測値を示方書式

下面増厚した道路橋床版の増厚構造の最適４）に代入し解，コンクリート工学年次論文集，Vol.23，

た S-N 曲線であり，松井式は，同様の実測
５）横山和昭，菅野匡，佐藤貢一，Meera Mohan：

No.1，pp.1111-1116，2001.7に代入した S-N 曲線である。

3) 二羽淳一郎ほか：せん断補強鉄筋を用いな

図－10 より，今回の実験値は示方書式とい RC はりのせん断強度式の再評価，土木松井式の間に分布しており，これらの既往

学会論文集，No.372，Ⅴ-5，pp.167-176，1986.8の算定式により疲労寿命を概ね推定可能で

4) 土木学会：コンクリート標準示方書[構造性値を松井式あることが確認できた。

能照査編]，pp.117-118，2002.
5) 例えば，松井繁之：橋梁の寿命予測－道路

400FA
FB
FC
FDFEFFFG
示方書式
松井式

350載荷荷重(kN)

300250200橋 RC 床版の疲労寿命予測－，安全工学，
Vol.30，No.6，pp.432-440，1991.
6) 横山和昭，鹿野善則，紫桃孝一郎：下面増厚補強した RC 梁の定点載荷疲労試験によ150

る補強効果の評価，日本材料学会コンクリ

100ート構造物の補修,補強,アップグレードシ

50010,000

ンポジウム論文報告集第２巻，pp.57-60，
100,000

1,000,000

10,000,000

100,000,000

2002.10

載荷回数 (回)図－10

疲労寿命推定曲線との比較‑1914‑