広島工業大学紀要研究編
第 ₅₂ 巻（₂₀₁₈）43 – 48

論

文

エポキシ樹脂補修を行った既存 RC 柱の耐震性能
荒木秀夫*・城戸友博*（平成₂₉年₁₀月₂₄日受付）

Seismic Performance of Damaged RC Column Retrofitted by Epoxy Resin
Hideo ARAKI and Tomohiro KIDO
(Received Oct. 24, 2017)

Abstract
In order to continue to use buildings that have been severely damaged by a major earthquake, it isnecessar y to clarify the resistance mechanism of the repaired members. In this paper, the actual
column damaged by the first reversal loading was repaired with epoxy resin using spring cupsel. In
addition, the damaged surfaces of the column were repaired with fiber mortar, the strength of which
was lower than the strength of the original concrete. The total amount of epoxy resin injected into thedamaged column was 9.6 kg. The retrofitted column showed almost the same crack propagation as theoriginal column. The shear cracking strength and the maximum strength increased to 1.39 times and1.32 times that of the original column respectively. It was confirmed that the maximum strength of therepaired columns increased to those of the original columns.
Key Words: damaged column, retrofit, epoxy resin, shear strength, existing buildingに基づいて行われているが，この式の抽出にあたって用い

₁ ．はじめにた試験体は実験室で作成され，小型でかつ材令も長くない

我が国は地震大国であり，地震の度に建物被害を受けてものである。この実験式が竣工後長年月を経た RC 造建物

いるのが実情である。RC 建物は₁₉₇₁年基準法改定，₁₉₈₁の部材に適用可能かどうかは明確でない。そのような観点

年新耐震設計法の導入を受けて，それ以降に建設された建から筆者等は竣工後₅₂年を経た既存建物から構造部材を切物は₁₉₉₅年兵庫県南部地震でも大きな被害を免れている。

り出し，繰り返し載荷を行うことでせん断耐力評価式の適一方，₁₉₇₁年以前の建物は倒壊など甚大な被害を蒙り，学用性について検討を加えてきた₃︶，₄︶。本研究は上記の目的

校，庁舎などの耐震化が進められているものの，一般建物に沿った一連のものであり，₁₉₆₃年竣工の RC 造建物のかの耐震化は遅々として進まないのが現状である。₁₉₇₁年のら採取した柱の加力実験を行ったものである。本論文は載基準法の改定では建物に靭性を付与すべく柱のせん断補強

荷後の試験体を使って地震被災後の応急復旧に資する技術

筋量を大幅に増加せることとしたが，それ以前に建設されとして，せん断破壊した柱にエポキシ樹脂を注入し補修

た RC 建物のせん断補強筋比は₀.₂% を下回るものが多い。

（補強）したものを再度加力して補修の効果を検証するもの

せん断補強筋量が少ないと柱にせん断破壊が発生し，建物である。このような被災した建物補修にエポキシ樹脂を使が脆性的に崩壊に至る危険性が高くなると考えられる。

用したのは₁₉₇₈年の宮城県沖地震の時が最初₅︶ であり，そ従って既存建物の耐震診断₁︶ において柱のせん断性能評価の後日米共同研究₆︶ などでその効果について検証されていは極めて重要である。せん断耐力評価は荒川 minimum 式₂︶るところであるが，小型試験体を用いた実験であり，既存* 広島工業大学工学部建築工学科
─ 43 ─

荒木秀夫・城戸友博
表₁

試験体概要

エポキシ樹脂断面
設計基準強度 せん断スパン
試験体
エポキシ樹脂断面 （mm）設計基準強度
b×D
Fc（N/mm₂） せん断スパン
L（mm）
注入補修
注入補修
b×D(mm)Fc (N/mm2)L(mm)無HC-1 HC-₁
無
17.6
₁₇.₆
1200
250×600
₂₅₀×₆₀₀₁₂₀₀
₂2）（₁₈₀ kg/cm）（180kg/cm
HC-1RE1
HC-₁RE₁ 有有試験体

モルタル補修台座取付

主筋
帯筋
Qsu/Qmu
主筋
SR₂₄
SR₂₄帯筋Qsu／Qmu
SR24
SR24
₂ -₉ 2-9φ@240
₄4-19φ-₁₉ φ
φ @₂₄₀₀.₈₃ 0.83
Pg＝₀.₇₆％
Pg=0.76% Pw＝₀.₂₁％
Pw=0.21%エポキシ樹脂注入

シーリング除去・完成

図₁1 補修経過補修経過図
２．実験概要
2.1 対象建物の柱については未だその有効性は証明されていない。
本研究で対象とした建物の用途は学校校舎であり、竣工

₂1963
．実験概要
年（解体 2016 年 53 年経過）である。主構造は RC 造

5 階建て、構造図面にあるコンクリートの設計基準強度は
₂.₁
対象建物
2(180kg/cm2)である。コンクリートの力学的性能
17.6N/mm
本研究で対象とした建物の用途は学校校舎であり，竣工は文献 7)で報告している。建物詳細等は上記文献 7）を参考

₁₉₆₃年（解体₂₀₁₆年；₅₃年経過）である。主構造は RC 造
5 階のコンクリート強度はコア₅にされたい。柱を採取した階建て，構造図面にあるコンクリートの設計基準強度は
₂₂ボーリングした供試体４本の平均値で14.3N/mm2 であっエポキシ樹脂注入位置はひび割れのある部分，断面欠損を修復した部分にエポキシ樹脂を注入するとともに丸鋼の抜け出しを防止するため主筋位置にも約 ₂₀₀ mm 間隔でエポキ
シ樹脂を注入した。エポキシ樹脂はスプリング式カプセルを用いて低圧（₀.₀₆ N/mm₂）で低粘度（₁₀₀～₂₀₀ mPa.s）のものを注入している。エポキシ樹脂の総使用量からカプセ
ル内残量を差し引くことで約 ₉.₆ kg が試験体内に注入され₁₇.₆ N/mm （₁₈₀ kg/cm ）である。コンクリートの力学₇︶₇︶た。標準偏差を考慮した推定強度は13.3N/mm2 であり、低的性能は文献で報告している。建物詳細等は上記文献たことを確認した。断面補修による部材耐力への影響を少強度コンクリートに分類される。柱から取り出した鉄筋のを参考にされたい。柱を採取した
₅ 階のコンクリート強度2、せん₂
引張試験の結果、主筋
19φの降伏強度は
315N/mmはコアボーリングした供試体 ₄ 本の平均値で₁₄.₃ N/mmて ₁₀ N/mm₂ 以下としている。図 ₁ に補修経過を示す。

断補強筋 9φの降伏強度は 267N/mm2 であった。せん断補であった。標準偏差を考慮した推定強度は₁₃.₃ N/mm₂ で強筋の降伏強度は耐震診断で通常用いられる 294 N/mm2 とあり，低強度コンクリートに分類される。柱から取り出しなくするためモルタル強度を柱コンクリート強度より下げ

図 2 加力方法
₂.₃ 加力方法
総使用量からカプセル内残量を差し引くことで約9.6kg が
図 ₂ に示す建研式載荷装置を用いて逆対称曲げ加力を実比べ低いものであった。まげせん断耐力比は0.82 ₃₁₅
としてせN/た鉄筋の引張試験の結果，主筋₁₉
φ の降伏強度は試験体内に注入されたことを確認した。断面補修による部

₂
₂
ん断破壊先行型するため柱のせん断スパンを1200mmとし材耐力への影響を少なくするためモルタル強度を柱コンク8)で報告しているまた柱の初期載荷の状況については文献た。せん断補強筋の降伏強度は耐震診断で通常用いられるリート強度より下げて 10 N/mm2 以下としている。図 1 にている。
N/mm₂ と比べ低いものであった。曲げせん断耐力比は₂₉₄

補修経過を示す。

mm ，せん断補強筋 ₉ φ の降伏強度は ₂₆₇ N/mm であっ

2.2 試験体
₀.₈₂としてせん断破壊先行型するため柱のせん断スパンを1 に柱試験体概要を示す。
文献 8)で報告した HC-1 は一₁₂₀₀表mmとしている。また柱の初期載荷の状況については
₈︶
定軸力下で繰り返し水平力を加え、せん断破壊させたもの
文献で報告している。

2.3 加力方法
図 2 に示す建研式載荷装置を用いて逆対称曲げ加力を実施した。スタブ間の相対水平変位 δ とし，水平変位 δ を試である。同試験体のひび割れたにエポキシ樹脂を注入し、

験区間 L（=1200mm）で除したものを変形角 R とし，変形

かぶりコンクリートの欠損部はエポキシ樹脂モルタルで補₂.₂
試験体

角 R=1/800，1/400，1/200，1/133，1/100 rad.を正負各 1

修したものを新たに
HC-1RE1 として、同じ条件で再び載表 ₁ に柱試験体概要を示す。文献
で報告した HC-₁ は一回ずつ行った。また変形については軸方向変形、曲げ変形荷した。エポキシ樹脂注入位置はひび割れのある部分，断定軸力下で繰り返し水平力を加え，せん断破壊させたものでおよびせん断変形を測定するために試験体裏面に変位計を面欠損を修復した部分にエポキシ樹脂を注入するとともにある。同試験体のひび割れたにエポキシ樹脂を注入し，かぶ17 か所配置している。軸力はコンクリートの設計基準強度

丸鋼の抜け出しを防止するため主筋位置にも約 200mm 間りコンクリートの欠損部はエポキシ樹脂モルタルで補修したを 17.6N/mm2 を用いて長期軸力として 0.15FcbD を仮定し、HC-₁RE₁ として，同じ条件で再び載荷した。
ものを新たに隔でエポキシ樹脂を注入した。エポキシ樹脂はスプリング

400kN を載荷し，繰り返し水平加力中一定となるよう制御
図 ₂ 加力方法式 カ プ セ ル を 用 い て 低 圧 （ 0.06N/mm2 ） で 低 粘 度

した。

₈︶

─ 44 ─
（100~200mPa.s）のものを注入している。エポキシ樹脂の

3.2 水

図4に
HC-1エポキシ樹脂補修を行った既存 RC 柱の耐震性能

験区間 L（＝₁₂₀₀ mm）で除したものを変形角 R とし，変300

各 ₁ 回ずつ行った。また変形については軸方向変形，曲げ変形およびせん断変形を測定するために試験体裏面に変位計を₁₇か所配置している。軸力はコンクリートの設計基準
強度を ₁₇.₆ N/mm₂ を用いて長期軸力として ₀.₁₅ FcbD を仮定し，₄₀₀ kN を載荷し，繰り返し水平加力中一定となる

耐力およ

HC-1

ついては

び割れが

100

始まり、

0

ってい
せん断耐力(243kN)
曲げ耐力（293kN）

-300
-400

ひび割れ性状-1割れが発生した。その時の耐力は ₃₀₅.₄ kN であった。変形角 R＝₁/₄₀₀ rad. の負加力で柱頭部に曲げひび割れが発生した。変形角 R＝₁/₂₀₀ rad. 正方向でせん断ひび割れが進展し，負加力で対角方向にせん断ひび割れが多数発生した。変形角 R＝₁/₁₃₃ rad. に向かう途中でせん断ひび割れ
幅が一気に拡大し耐力低下に至った。負加力も同様にひび
割れ幅が急増している。図 ₃ に HC-₁ 及び補修した試験体
HC-₁RE₁ の最終ひび割れ状況を示す。いずれも最終的にはせん断破壊状況であるが，せん断ひび割れ位置は異なって
おり，HC-₁RE₁ では補修されていない場所にひび割れが発生していることを確認した。これはエポキシ樹脂を柱全体に注入することで損傷を受ける前の柱の抵抗機構が変化していることを示すものと考えられる。

P(kN)の曲げひび割れが進展するとともに柱上部にせん断ひび

水平荷重

び割れが発生した。変形角 R＝₁/₄₀₀ rad. の正加力で柱脚

300

-0.5
0
0.5
－2
水平変形角 R(×10 rad.)

1

337kN

HC-1RE1

3.3 鉛
図 5

0

した鉛直

-100
-200
330kN

-1

せん断耐力(243kN)
曲げ耐力（293kN）

-0.5
0
0.5
－2
水平変形角 R(×10 rad.)1

水平荷重水平変形関係
図図4₄ 水平荷重水平変形関係

変形角 R=1/800rad.の正加力時に柱脚に微細な曲げひびについては診断で常用される
₂₉₄ N/mm₂ である。HC-₁は割れが発生した。変形角
R=1/400rad.の正加力で柱脚の曲ひび割れが発生する変形角₁/₈₀₀ rad. あたりから剛性低下状況 で あ る が 、 せ ん 断 ひ び 割 れ 位最終状態における置 は 異 な っ て お り、
加力で対角方向にせん断ひび割れが多数発生した。変形角
HC-₁
りから耐力低下が始まっている。
HC-1RE1
では補修されていない場所にひび割れが発生しR=1/133rad.に向かう途中でせん断ひび割れ幅が一気に拡の水平耐力は
₁₀₀ kN 以下に低下していたがエポキシ樹脂ていることを確認した。これはエポキシ樹脂を柱全体に注注入補修によって大きく改善されている。ただし，せん断入することで損傷を受ける前の柱の抵抗機構が変化していひび割れの急激な拡大によって耐力低下が始まる変形角はることを示すものと考えられる。
両試験体ともに R＝₁/₂₀₀ rad. であり，靭性は耐力のよう
3.2
水平荷重変形関係に改善されないことが分かる。
図 4 に HC-1 及び HC-1RE1 の水平荷重変形関係を示す。
図中の計算値は耐震診断で用いられる荒川
minimum 式及₃.₃ 鉛直変位水平変位関係
び略算による主筋降伏による曲げ耐力式でもとめたせん断
図 ₅ に鉛直変位水平変位関係を示す。図中に初期に導入

図
図 ₃3 最終破壊状況
最終破壊状況

水平荷重 P(kN)

400
236kN
₃.₂ 水平荷重変形関係
300 HC-1
図 ₄ に HC-₁ 及び HC-₁RE₁ の水平荷重水平変形関係を示200
す。図中の計算値は耐震診断で用いられる荒川 minimum 式
100及び略算による主筋降伏による曲げ耐力式で求めたせん断
0
-100
-200
-300

せん断耐力(243kN)
曲げ耐力（293kN）

耐力および曲げ耐力である。材料強度はコンクリートついした鉛直荷重載荷時の鉛直変位 ₀.₂₁ mm を挿入している。
ては柱を採取した
5 階の推定強度 13.3N/mm2、鉄筋強度にいずれの試験体においても水平耐力の急激な低下の開始とついては診断で常用される
294N/mm2 である。HC-1
はひともに鉛直変形も急増する傾向にある。HC-₁の試験体は負び割れが発生する変形角1/800rad.あたりから剛性低下がrad. の直前に急増している。一方向載荷で変形角 R＝₁/₂₀₀
始まり、せん断耐力計算値に達した時点で耐力低下が始ま方，HC-₁RE₁ は正方向載荷の変形角 R＝₁/₁₀ rad. に向かうっている。最大耐力は 236kN である。一方、補修した

─ 45 ─
HC-1RE1 は曲げ耐力計算値を超えたあたりから剛性低下が始まるものの耐力は漸増する。変形角 R=1/200rad.あたりから耐力低下が始まっている。 最終状態における HC-1

-

-

-

-

３．実験結果
耐力および曲げ耐力である。材料強度はコンクリートつい
3.1
ひび割れ性状 ₅ 階の推定強度 ₁₃.₃ N/mm₂，鉄筋強度ては柱を採取したしている。図
3 に HC-1 及び補修した試験体 HC-1RE1 の
R=1/400
HC-₁RE₁rad.の負加力で柱頭部に曲げひび割れが発生した。
は曲げ耐力計算値を超えたあたりから剛性低下が
最終ひび割れ状況を示す。いずれも最終的にはせん断破壊
変形角
R=1/200rad.正方向でせん断ひび割れが進展し、負R＝₁/₂₀₀ rad. あた
始まるものの耐力は漸増する。変形角HC-1RE1

始まる変

は耐力の

げひび割れが進展するとともに柱上部にせん断ひび割れがが始まり，せん断耐力計算値に達した時点で耐力低下が始
大し耐力低下に至った。負加力も同様にひび割れ幅が急増発生した。その時の耐力はであった。変形角
kN である。一方，補修した
まっている。最大耐力は ₂₃₆305.4kN

HC-1

の水平耐

ただし、

100

-400

が始まる

入補修に

200

-300

HC-1R

りから耐

256kN

400

変形角 R＝₁/₈₀₀ rad. の正加力時に柱脚に微細な曲げひ

ては柱を

200

-200

₃ ．実験結果

び略算に
236kN

-100

よう制御した。

₃.₁

図 3 最終破壊状況

鉛直変位 δv(mm)形角 R＝₁/₈₀₀，₁/₄₀₀，₁/₂₀₀，₁/₁₃₃，₁/₁₀₀ rad. を正負

HC-1RE1

鉛直変位 δv(mm)400

水平荷重 P(kN)

施した。スタブ間の相対水平変位 δ とし，水平変位 δ を試

図中の計

-

-

-

-

は耐力のように改善されないことが分かる。
3.3 鉛直変位水平変位関係

鉛直変位 δv(mm)

鉛直変位 δv(mm)

図 5 に鉛直変位水平変位関係を示す。図中に初期に導入
荒木秀夫・城戸友博
いずれの試験体においても水平耐力の急激な低下の開始と
表 2 耐力増加
した鉛直荷重載荷時の鉛直変位 0.21mm を挿入している。
ともに鉛直変形も急増する傾向にある。HC-1 の試験体は負せん断ひび割れ耐力
最大耐力
2に弾性状態ではなくなっている。そのため初期剛性実験値
試験体
水平耐力低下発生
方向載荷で変形角
R=1/200 rad.の直前に急増している。一実験値(kN)
増加率 実験値(kN)
増加率
1 HC-1として水平荷重 ₁₀₀ kN までの剛性を直線近似して求めて方、HC-1RE1 は正方向載荷の変形角 R=1/10rad.に向かう
HC-1
219.7
256
0
3kN)
いる。HC-₁ の初期剛性は ₂₁₃
1.39kN/mm であった。本試験体
1.32
3kN）
途中で急激な水平耐力の低下と同時に鉛直変位も急増して
0.21mm
HC-1RE1
305.4
337.4
-1
kN/mm
の実験値は
₂₂₁
であり，剛性は注入前に比べほぼ1いる。本試験体の場合は初期状態から正負加力で対象とな-2同等以上に回復しており，補強効果が認められる。また図341kN/mm となった。両試験体の弾性理論値の 2／3 程度っていないが、これは初期載荷によるひび割れ性状が左右-3
中に式（₁）を用いて求めた弾性理論値も挿入している。
である。しかし、エポキシ樹脂注入試験体の小型模型試験
で均等でなかったことに起因すると思われるが、明確な理
-4
-1
-0.5
0
0.5
1
−1
体に関する回復率については元の剛性にまでは回復しない h
由は判明していない。
P
h3 
水平変形角 R(×10-2rad.)
K=
=
+
（₁）
ことが示されているが本試験のように長時間を経た既存
δ Total  GA 9)、
12
EI 
3.4 初期剛性2の柱であり、もともとの剛性が理論値に比べて低下してい図 6 に正加力時
1 サイクルを示す。変形角
R=1/800rad
水平耐力低下発生
曲げひび
A：柱断面積（mm₂）
1 HC-1RE1るためと考えられる。
までに曲げひび割れが発生しているため，1 サイクルで既に柱脚の曲
0
E：コンクリートのヤング係数（N/mm₂）
3.5
耐力上昇弾性状態ではなくなっている。そのため初期剛性実験値と0.21mm
び割れが-1
G：コンクリートのせん断剛性（＝E/₂.₃）（N/mm₂）
表 2 にせん断ひび割れ耐力および最大耐力について両試して水平荷重
100kN までの剛性を直線近似して求めている。
。変形角-2
h：クリアスパン（mm）
験体の結果を示す。エポキシ樹脂注入による耐力増加率は213kN/mm であったので、本試験体の発生した。 HC-1 の初期剛性は-3
I：柱断面二次モーメント（mm₄）
いずれの場合も 1.3 倍以上となった。エポキシ樹脂がひび
実験値は221kN/mm
であり、剛性は注入前に比べほぼ同等
-4
展し、負
-1
-0.5
0
0.5
1
われに注入されてコンクリート中で補強筋の役割を果たし以上に回復しており，補強効果が認められる。また図中に。変形角
水平変形角 R(×10-2rad.)コンクリートのヤング係数 E は材料試験で得られた ₁₇.₂ているとも考えられるが、エポキシ樹脂がコンクリート中式(1)を用いて求めた弾性理論値も挿入している。
₂
一気に拡
N/mm
を用いている。その結果，初期剛性理論値は ₃₄₁
鉛直変位水平変形関係
図図5₅ 鉛直変位水平変形関係に 3 次元的に拡散することでコンクリート自体の強度特性
kN/mm となった。両試験体の理論値の₂/₃程度である。し1が変化しているため、このことが部材の抵抗機構に影響を
3


P
h
h
かし，エポキシ樹脂注入試験体の小型模型試験体に関する途中で急激な水平耐力の低下と同時に鉛直変位も急増して
(1)

 

K

与えると推察される。この増加率は低強度コンクリートの
GA
EI

12


Total
回復率については元の剛性にまでは回復しないことが示さいる。本試験体の場合は初期状態から正負加力で対象と9)と同程度となっている。
小型試験体を用いた結果
₉︶
れているがなっていないが，これは初期載荷によるひび割れ性状が左，本試験のように長時間を経た既存の柱であ2A：柱断面積(mm )４．考察
り，もともとの剛性が理論値に比べて低下しているためと：コンクリートのヤング係数(N/mm2)
E右で均等でなかったことに起因すると思われるが，明確なG理由は判明していない。
：コンクリートのせん断剛性（＝E/2.3）(N/mm2)

考えられる。
4.1 せん断ひび割れ耐力

h：クリアスパン(mm)

初期剛性
4)
I₃.₄
：柱断面二次モーメント(mm

図 ₆ に正加力時 ₁ サイクルを示す。変形角 R＝₁/₈₀₀ rad
コンクリートのヤング係数
E は材料試験で得られた
17.2までに曲げひび割れが発生しているため，
₁ サイクルで既N/mm2 を用いている。その結果，初期剛性弾性理論値は
300

水平荷重

P(kN)

弾性理論値
341kN/mm

213kN/mm

200

HC-1

300

1
水平変形角 R(×10-3rad.)

P(kN)
水平荷重

d：有効せい(mm)
2

表₂

耐力増加

b：柱の幅(mm)せん断ひび割れ耐力

最大耐力

試験体
j：柱の応力中心間距離（7/8）(mm) 実験値（kN） 増加率
実験値（kN）d 増加率

221kN/mm

弾性理論値
341kN/mm

いるとも考えられるが，エポキシ樹脂がコンクリート中に    0.085  kc  50   B  
Qsc  1  0  b  j(2)
₃ 次元的に拡散することでコンクリート自体の強度特性が 15   M  Q  d   1.7 

変化し，このことが部材の抵抗機構に影響を与えると推察
σB ：コンクリート強度(N/mm2)される。この増加率は低強度コンクリートの小型試験体を
kc：形状係数（0.72）
用いた結果₉︶ と同程度となっている。
M/Q：シアスパン（mm）

100

0
0

せん断ひび割れの評価式は実験式として荒川式(2)式、理
₃.₅ 耐力上昇
論値として靭性評価式(3)式 10)を採用している。本節ではコ
表 ₂ にせん断ひび割れ耐力および最大耐力について両試
ンクリートの材料強度として圧縮試験で得られた平均強度
験体の結果を示す。エポキシ樹脂注入による耐力増加率は
B=14.3N/mm2 及び割裂引張試験で得られた引張強度の平いずれの場合も₁.₃倍以上となった。エポキシ樹脂がひびわ
均値T=1.25N/mm2 を使用して耐力評価を行っている。
れに注入されてコンクリート中で補強筋の役割を果たして



₂₁₉.₇

HC-₁

Vc HC-₁RE₁
  T 2   T₃₀₅.₄
0

200



b  D ₁.₃₉
1.5

₂₅₆
₃₃₇.₄

₁.₃₂
(3)

σ0：平均軸方向応力度(N/mm2)100

σT：コンクリートの引張強度(N/mm2)

₄ ．考

HC-1RE1001-3水平変形角 R(×10 rad.)図
図6₆ 初期剛性
初期剛性

察

φ：形状係数（=1.0）
2

₄.₁

せん断ひび割れ耐力

せん断ひび割れの評価式は実験式として荒川式（₂）式，理論値として靭性評価式（₃）式₁₀︶ を採用している。本節で
─ 46 ─

エポキシ樹脂補修を行った既存 RC 柱の耐震性能

はコンクリートの材料強度として圧縮試験で得られた平均
₂

料強度平均値を用いている。また，柱の解体によってせん

強度 σ B＝₁₄.₃ N/mm 及び割裂引張試験で得られた引張強断補強筋間隔が ₂₄₀ mm ではなくほぼ ₂₇₀ mm が確認され

₂度の平均値 σ T＝₁.₂₅ N/mm を使用して耐力評価を行ってたので，せん断補強筋比として pw＝₀.₁₈₈％を用いている。

いる。

本論文では注入したエポキシ樹脂がせん断補強筋と同じ効σ   0.085 ⋅ kc (50 + σ B ) 
Qsc =  1 + 0  b⋅ j15   M (Q ⋅ d ) + 1.7 果を与えるものと仮定して（₄）式の第 ₂ 項に参入した。具
（₂）

体的にはエポキシ樹脂の単位体積重量を₁.₁として，注入量
₉.₆ kg を体積に換算し，これを柱体積で除して体積比 pe と₂

σ B：コンクリート強度（N/mm ）して評価している。また，強度 σ e はカタログ値を用いていkc：形状係数（₀.₇₂）

る。

M/Q：シアスパン（mm）

0.23
 0.068 pt (18 + Fc )
+ 0.85 pw ⋅ σ wy + pe ⋅ σ e + 0.1 ⋅ σ 0  b ⋅ j
Qsu = 
0
12
M
Q
⋅
d
+
/(
)
.



d：有効せい（mm）
b：柱の幅（mm）（₄）

j：柱の応力中心間距離（₇d/₈）（mm）
Vc = φ(σT2pt：引張鉄筋比（％）)

b⋅ D+ σT ⋅ σ0
1.5（₃）

pw：せん断補強筋比

σ w：せん断補強筋の材料強度（N/mm₂）₂

σ ₀：平均軸方向応力度（N/mm ）pe：エポキシ樹脂体積比₂

σ e：エポキシ樹脂の材料強度（N/mm₂）

σ T：コンクリートの引張強度（N/mm ）φ ：形状係数（＝₁.₀）②曲げ耐力

b：柱の幅（mm）

曲げ耐力は部材の両端が曲げ降伏すると仮定して（₅）式

D：柱のせい（mm）

で求めた略算値である。
表 ₃ に実験値との比較を示す。実験値は正負絶対値の大



 
N
Qmu = 0.8 at ⋅ σ y ⋅ D + 0.5 N ⋅ D  1 − ÷ ( L / 2)b ⋅ D ⋅ σ B  

きい方を採用している。HC-₁ の実験値は両計算値の₁.₁₀
倍，₁.₀₁倍となり，ほぼ推定可能である。一方，エポキシ（₅）

樹脂を注入した HC-₁RE₁ の実験値は両推定式の₁.₅₃倍，₁.₃₈倍となり，既往の推定式による計算値は低めの評価を

at：主筋の材料強度（N/mm₂）

与える結果となった。これは注入前のひび割れ性状は柱のσ y：主筋の材料強度（N/mm₂）

対角に発生するせん断ひび割れであったため，これらのひN：軸方向力（N）

び割れに注入されたエポキシ樹脂がせん断ひび割れの発生

L：クリアスパン（mm）

や進展を抑制しているためと考えられる。
以上の評価式を用いて求めた値を実験値とともに表 ₄ に
表₃示す。また，HC-₁ および HC-₁RE₁ の正側包絡に計算値をせん断ひび割れ耐力（kN）

試験体

実験値（kN）

Qsc（kN）

V（kN）
c

HC-₁

₂₁₉.₇

*
₂₀₀（₁.₁₀）

₂₂₁.₂（₁.₀₁）

HC-₁RE₁

₃₀₅.₄₂₀₀（₁.₅₃）

₂₂₁.₂（₁.₃₈）

挿入したものを図 ₇ に示す。HC-₁ の包絡線はエポキシ樹脂を考慮しない荒川 mean による計算値に達していない。これは余裕を見込んだ荒川 minimum 式で評価することの危険性を示しているともいえる。HC-₁RE₁に対してせん断耐*（実験値／計算値）

力計算値はエポキシ樹脂を考慮することによって ₂₇₉.₅ kNから ₃₁₃.₇ kN に上昇して，曲げ耐力計算値 ₃₀₃.₅ kN を上

₄.₂

最大耐力

回る結果となった。包絡線の形状をみると水平荷重 ₃₀₀ kN①せん断耐力あたりから剛性が急激に低下している。エポキシ樹脂注入

せん断耐力の評価式である荒川式（₄）式を用いている。

表₄（₄）式は診断で用いられる荒川 minimum 式に対し，荒川

HC-₁RE₁ の最大耐力（kN）

mean 式と呼ばれるもので実験値の中央値を評価するもの

試験体

実験値（kN）

Qsu（kN）

Qmu（kN）

である。計算に使用した材料強度はコンクリートについて

HC-₁RE₁

₃₃₇.₄*
₃₁₃.₇（₁.₀₈）

₃₀₅.₅（₁.₁₀）*は平均強度の ₁₄.₃ N/mm₂ 主筋は引張試験より得られた材*（実験値／計算値）

─ 47 ─

表 4 HC-1RE1 の最大耐力(kN)
試験体

実験値(kN)Qsu(kN)

Qmu(kN)

1.01)

HC-1RE1

337.4

313.7(1.08)*

305.5(1.10)*

1.38)*(実験値/計算値)

kN)

荒木秀夫・城戸友博

査方法も今後の検討課題であることを指摘した。

400

を採用

1 倍と

注入し

となり、

水平荷重 P(kN)

最大値

注入さ

抑制し

HC-1RE1

謝

300

100
0
0

盤研究（B）課題番号：₁₆H₀₄₄₅₈

mean

卒業生によるものである。資料収集にあたっては広島工業
曲げ耐力（303.5kN)
せん断耐力（313.7kN)エポキシ樹脂考慮
せん断耐力（279.5kN）エポキシ樹脂無視

0.5－2
水平変形角 R(×10 )
図図7 ₇ 包絡線と計算値
包絡線と計算値

大学に協力いただいた。ここに記して謝意を表す。

文

1

を与え

にはエ

6kg を

て評価

。



0 b  j


(4)

5)式で

［ ₂ ］荒川卓：鉄筋コンクリートばりの許容せん断応力度とせん断補強について（実験結果による再検討），日本
建築学会大会学術講演梗概集（北海道），pp. ₈₉₁-

2)
a最大耐力実験値
t ：主筋の材料強度(N/mm
₃₃₇ kN はせん断耐力計算値より，₁.₀₆倍

Nのカタログ値であることを考慮すれば実際せん断強度はよ：軸方向力 (N)

論文で同解説，₂₀₀₁.₁₀

降伏していると推測される。曲げ降伏後の耐力上昇は中立(5)軸位置の移動や鉄筋のひずみ硬化等の影響と考えられる。

平均強

ので、

既存鉄筋コンク

リート造建築物の耐震診断基準・耐震改修設計指針

σy：主筋の材料強度(N/mm2)

補強筋

献［ ₁ ］日本建築防災協会：₂₀₀₁年改訂版

である。

強度平

代表：広島工業大学・

荒木秀夫）の助成を受けた。HC-₁試験の実施は平成₂₈年度



 
N
Q
mu
0.8at   y  D  0.5N  D  1     L／2 
によりせん断耐力が上昇したことでせん断破壊以前に曲げ b  D   B  


る。(4)

辞

本研究の実施にあたり平成₂₈年度科学研究費補助金（基

HC-1

200

果とな

生する

337kN

大きくなっているが，エポキシ樹脂の強度が下限値として

₈₉₂，₁₉₆₉.₈［ ₃ ］荒木秀夫：軽量コンクリートを用いた既存 RC 部材の耐震性能評価，コンクリート工学年次論文集，Vol.

Lり大きなものとなっていることが推測される。以上のこと：クリアスパン(mm)から，エポキシ樹脂注入は柱の破壊形式をせん断破壊から以上の評価式を用いて求めた値を実験値とともに表 4 に示曲げ降伏に変えることの可能性が示唆される。しかし，靭す。また、HC-1 および HC-1RE1 の正側包絡に計算値を挿性能の改善には至っていないことなど問題点もあり，今後入したものを図 7 に示す。HC-1 の包絡線はエポキシ樹脂をの研究を期待するところである。
考慮しない荒川 mean による計算値に達していない。これ

₃₇，No. ₂，pp. ₁₂₉₁-₁₂₉₆，₂₀₁₅［ ₄ ］荒木秀夫：軽量コンクリート柱の耐震性能評価とその補強効果，コンクリート工学年次論文集，Vol. ₃₈，
No. ₂，pp. ₁₅₀₇-₁₅₁₂，₂₀₁₆［ ₅ ］今井弘，近藤実，横山晶好：地震被害を受けた宮城県
泉高等学校の補修・補強方法とその裏付け，コンク

は余裕を見込んだ荒川
minimum 式で評価することの危険
₅ ．まとめ性を示しているともいえる。HC-1RE1 に対してせん断耐力
エポキシ樹脂注入工法の効果を検証するため既存建物の計算値はエポキシ樹脂を考慮することによって 279.5kN かコンクリート柱を用いた水平加力実験を行った。本実験のら 313.7kN に上昇して、曲げ耐力計算値 303.5kN を上回る範囲で得られた知見を以下に示す。
結果となった。包絡線の形状をみると水平荷重 300kN あた₁ ）せん断ひび割れ耐力及び最大耐力は注入前の試験体にりから剛性が急激に低下している。エポキシ樹脂注入によ比べ₁.₃倍程度上昇した。
りせん断耐力が上昇したことでせん断破壊以前に曲げ降伏
₂ ）エポキシ樹脂注入後も破壊性状はせん断破壊であり，していると推測される。曲げ降伏後の耐力上昇は中立軸位
その破壊時変形角も注入前の試験体と同様であった。
置の移動や鉄筋のひずみ硬化等の影響と考えられる。最大
しかし靭性能は改善しないことが分かった。
耐力実験値 337kN はせん断耐力計算値より、1.06 倍大き₃ ）初期剛性は樹脂注入により上昇し，破壊前の値まで回くなっているが、エポキシ樹脂の強度が下限値としてのカ復するが，理論値には達しない。
タログ値であることを考慮すれば実際せん断強度はより大₄ ）注入されたエポキシ樹脂量をせん断補強に有効と仮定
きなものとなっていることが推測される。以上のことから、
し，荒川 mean 式を用いることで最大耐力を評価でき
エポキシ樹脂注入は柱の破壊形式をせん断破壊から曲げ降ることを示した。
伏に破変えることの可能性が示唆される。しかし、靭性能以上のように既往の提案式では竣工後長年月を経たコンの改善には至っていないことなど問題点もあり、今後の研クリートの力学的特性を評価できない場合もあり，今後更究を期待するところである。
なる資料の蓄積が必要である。また，耐震診断時の現地調

リート工学，第₁₇巻，第₁₀号，pp. ₉-₂₂，₁₉₇₉.₁₀［ ₆ ］関口秀治，中田慎介，川島俊一： RC 梁柱部材のエポキシ樹脂注入による補修効果に関する実験的研究，日本建築学会大会学術講演梗概集，構造系，pp. ₁₆₃₁₁₆₃₂，₁₉₈₂.₁₀［ ₇ ］瀬川優斗，荒木秀夫，₁₉₆₃年に建設された建物から採取されたコンクリートの力学的特性，広島工業大学紀要，研究編，第₅₁巻，pp. ₆₁-₆₈，平成₂₉年 ₂ 月［ ₈ ］荒木秀夫，瀬川優斗，₁₉₆₃年に建設された建物から採取した RC 柱の性能，コンクリート工学年次論文集，
Vol. ₃₉，No. ₂，pp. ₁₂₃₇-₁₂₄₂，₂₀₁₇［ ₉ ］荒木秀夫，伊崎聖也，被災した低強度コンクリート柱のエポキシ樹脂注入効果；日本建築学会技術報告集，第₁₈巻，第₃₈号，pp. ₁₈₁-₁₈₆，₂₀₁₂［₁₀］日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靱性保証型

─ 48 ─

耐震設計指針・同解説，₁₉₉₉