コンクリート工学年次論文集，Vol.32，No.2，2010

論文

低強度コンクリート RC 柱の炭素繊維巻き付け補強による補強効果
根口百世*1・高月行治*2・塚越英夫*3・南宏一*4

要旨：本論では，低強度コンクリート RC 柱に対する炭素繊維巻き付け補強の補強効果を調べた。主な実験
変数は，コンクリート強度，主筋種別，引張鉄筋比，作用軸力比および炭素繊維補強量である。実験の結果，炭素繊維巻き付け補強の効果は，異形鋼主筋の場合に対してより顕著に示されたが，丸鋼主筋の場合でも，高圧縮力に対する軸力保持能力の改善効果が得られることを示した。また，無補強柱および補強柱の終局耐力はいずれも主筋のすべりを考慮した塑性理論で求められることを示した。さらに，炭素繊維巻き付け補強による拘束効果について，既往の提案式が低強度コンクリートに対しても適用できることを示した。
キーワード：LSC，丸鋼，炭素繊維巻き付け補強，終局せん断耐力，塑性理論
1. はじめにコンクリート強度が小さくなるほど大きくなるといえ2

コンクリート圧縮強度が 13.5 N/mm 未満のコンクリる。また，地震時には，さらに高軸力を受けることも考ート［以下，低強度コンクリート(Low Strength Concrete)えられるため，軸力比 0.8 の高軸力比の実験も行う。といい，LSC と略す］の既存鉄筋コンクリート造建物のLSC となっている学校校舎には，丸鋼を用いられたも存在が顕在化していくにつれて，LSC に関する研究の重のも多いことから，主筋に丸鋼［16φまたは 13φ］を用要性も増してきている。LSC に関する研究は近年増加のいていることが，本実験の特徴として挙げられる。ただ傾向にあるが，（社）日本コンクリート工学協会中国支

し，せん断補強筋については，材料の入手が困難であっ部に設置された『低強度コンクリートに関する特別研究たため，異形鉄筋 D6 を用いた。主筋の定着は，主筋の委員会』1)では，LSC について組織的に実験研究が進め上下端の定着部を介して行った。

られた初めての委員会であると思われる。
本論では，上記委員会で実施された 36 体の LSC 柱に3. 使用材料関する実験研究の中から，丸鋼および異形鋼を主筋とす

コンクリートの調合設計式は，No.8 および No.12～16る LSC 無補強柱および炭素繊維巻き付け補強［以下，は式(1)で，その他は式(1)を修正した式(2)を用いた。こCF 補強という］柱の実験に関して，破壊性状および終局の調合の特徴は石粉［CaCO3］によって強度の調整を行

耐力の評価方法に関して検討を行い，LSC に対する CFうことであり，一般的な調合設計式で用いるセメント水補強の補強効果について述べる。

比の代わりに，水結合材比［セメント＋CaCO3］を用い，その値を 65 %，単位水量 210.0 kg/m3 と固定しているこ

2. 実験計画とである。
2σB = 17.919 ⋅ C W − 2.6371

級のコンクリートを用いた柱試験体［柱断面 300× 300

σB = 16.342 ⋅ C W − 3.3919

2

コンクリート圧縮強度が 5 N/mm 級および 10 N/mm2(1)(2)2mm ，内法高さ 900 mm］を 10 体製作する。

ここに，σB：コンクリート圧縮強度 [N/mm ]C：単位セメント量 [kg/m3]

表－1 に示されるように，コンクリート強度，軸力比，W：単位水量 [kg/m3]

作用軸力比，引張鉄筋比，補強量を実験変数とし，無補強試験体 4 体，CF 補強試験体 6 体について実験を行った。

上式を用いた調合例を表－2 に示す。表－3 に鉄筋の機せん断補強筋は，全試験体とも 2-D6 @100 で配筋し，せ械的性質を示し，図－2 に，各材料の応力度－ひずみ度ん断補強筋比は pw=0.21%とした。また，全試験体とも，関係の例を示す。

せん断破壊が先行するように計画した。図－1 は，CF 補4. 載荷方法

強試験体の形状寸法の例を示したものである。
既存建築物の柱は，設計段階から LSC となるように意

載荷は建研式載荷装置を用い，制御方法は，柱材の水図して作られたものではなく，何らかの原因で LSC にな

平変位を材長 900mm で除した変位部材角 R による変位ったと考えられることから，柱材に作用する軸力比は，制御によって行った。0.2×10-2rad の変位部材角で正負 2*1 福山大学 南研究室

修士（工学）（正会員）*2 広島県東部生コンクリート協同組合*3 清水建設（株）技術研究所*4 福山大学

工博

工学部建築・建設学科

（正会員）
教授

工博

（正会員）

-1039-主筋

8L10240

13.50

16φ

12DL10240

13.89

D1630

L05280S

4.69

32L10280S

10.56

13L1024C1

9.55

14L1024C2

9.60

15DL1024C1

9.67

16DL1024C2

9.74

33L0528C2S4.62

34L1028C2S10.56CF
補強

軸力比n0.4

無補強0.813φ0.5 層

16φ

2層0.40.5 層

D162層0.813φ

2層

pt[%]

Fc
[N/mm2]5101.121.11

水[kg/m3]

2102100.74

細骨材率
[%]

49.950.2

水結合材比
[%]

65.065.0

水セメント比
[%]

221.0

122.0

1.12
1.11

500

No.348No.33

4001000020000
ひずみ度ε[μ](a)コンクリート
D613φ

250000.74ヤング係数

降伏強度[N/mm2] [105 N/mm2]2b：柱幅(300mm)，D：柱せい(300mm)，CF シート目付量：200g/m

CL

16φ

340

1.88

D16372

1.77

13φ

320

2.01

D6320

1.92(b)600
900

30 120 120 30300(a) 断面図［pt = 1.12%］

4000
2000
013φD6

炭 素繊 維巻き 付け 補 強30 120 120 30
300010000 20000 30000

ひずみ度ε [μ](c)CF シート

図－2 σ－ε関係の例の試験体を補強した(e) No.13(L1024C1)および(f) No.14(L1024C2)は，補強量が増えるほど最大耐力以後の耐力低下が生じにくい傾向が示された。丸鋼を主筋とした試験体には，載荷にともない CF シートにしわが生じたが，亀裂や破断は確認されなかった。

600

300
30 60 60 306060135° フ ック
面 取り R20

せ ん 断 補 強 筋 @100

300
3060 60 60 6030

D6

炭素繊維
巻き付け補強鉄筋6000

PL9135°フック
面取りR2016φ

10000 20000 30000
ひずみ度ε [μ]表－3 鉄筋材料試験結果

σB：コンクリート強度，軸力比 n = N (b ⋅ D ⋅σB ) ，N：軸力[N]，加力方向負正応力度σ[N/mm2]

σB[N/mm2]2

試験体名

12応力度σ [N/mm2]No.

表－2 調合表の例

応力度σ [N/mm ]表－1 実験変数

主 筋 に 異 形 鋼 を 用 い た 無 補 強 試 験 体 の (b) No.12(DL10240)は付着割裂破壊が生じ，最大耐力以後は耐力PL9が大きく低下した。 CF シ ー ト 0.5 層巻の(g) No.15150 150150 150600(DL1024C1)は CF シートの破断にともなう耐力低下が生じたが，2 層巻の(h) No.16 (DL1024C2)は最大耐力以後，(b) 断面図(c) 立面図［pt = 0.74%］
図－1 試験体の形状寸法の例［単位 mm］

耐力は徐々に低下したものの耐力低下の割合は小さく，最終変位振幅まで比較的高い耐力が維持される結果と回ずつ繰り返した後に，0.2×10-2rad ずつ増加させて載荷を行い，変位部材角 3.2×10-2rad を正負 2 回ずつ繰り返した時点で実験を終了した。
なお，作用軸力は，水平力載荷の前に所定の値の作用軸力を導入し，水平力の載荷過程においては一定の軸力を保つように実験を行った。

なり，CF シートの亀裂および破断は確認されなかった。
主筋に異形鋼を用いた柱は，CF 補強の効果が丸鋼を用いた柱よりもより明確に現れ，CF シートの層数が多い方が LSC 柱に対して有効であることが示された。
(c) No.30(L05280S)は，主筋が座屈することなく最終変位部材角まで載荷できたが，(d) No.32 (L10280S)は，正荷重時は 0.2×10-2rad，負荷重時は－0.4×10-2rad で最大耐力に達した後，主筋が座屈し，1.6×10-2rad で軸力を保5. 実験結果持できなくなったため実験を終了させた。

図－3 に荷重－変形関係を示す。縦軸は作用せん断力(i) No.33(L0528C2S)および(j) No.34(L1028C2S)は，CFQ を，横軸は変位部材角 R をそれぞれ表し，図中の破線

シート 2 層巻きの補強試験体に高軸力を作用させて載荷は作用軸力の値を用いて算定した転倒モーメントの値を行った試験体であるが，それぞれに対応する無補強試を示している。

験体［(c)および(d)］と比べると，最大耐力以後の耐力低主筋に丸鋼を用いた無補強試験体(a) No.8(L10240)は，下がほとんどなく，特に(j)の場合は，無補強試験体が主異形鋼を主筋に用いた(b) No.12 (DL10240)と比して，最筋の座屈のために 1.6×10-2rad で軸力が保持できなかっ大耐力以後の耐力低下が生じにくいことが示された。こたことに対し,最終変位部材角まで載荷を行うことがで-1040-

Q[kN]

250-1.601.6
3.2
R [10-2rad]-3.2-1.6-250

No.8 L10240

(f)

0.2

01.6
3.2
R [10-2rad]

0.1

0.1
No.8

No.14 L1024C2(b)

01.6
3.2
R [10-2rad]

-3.2

-1.6

0

1.6

0.3

3.2

No.33(g)

-250

Q[kN]

(c)

01.6
3.2
R [10-2rad]-250

No.30 L05280S-3.2(h)Q[kN]250-1.6

01.6
3.2
R[×10-2rad](b) No.12(DL10240)，
No.15(DL1024C1)，
No.16(DL1024C2)
Q/(bDσB)
0.3

1.63.2
R[×10-2rad](c) No.30(L05280S)，No.33(L0528C2S)

1.6
3.2
R [10-2rad]

No.34

No.32

00000No.30

Q[kN]

250

No.12

0.1

0.1

No.15 DL1024C10-1.6

No.16

0.2

0.2-250

No.12 DL10240

1.6
3.2
R[×10-2rad]

Q/(bDσB)

0250-3.2

No.150(a) No.8(L10240)，No.13(L1024C1)，No.14(L1024C2)

2500-1.60-250Q[kN]

250-3.2

0.3

0.20(a)No.1400-3.2Q/(bDσB)

Q/(bDσB)
0.3
No.13

Q[kN]

25001.6
3.2
R[×10-2rad](d) No.32(L10280S)，No.34(L1028C2S)

図－4 包絡線の比較-250

No.16 DL1024C2(a)は丸鋼を主筋とした無補強試験体 No.8（L10240）

Q[kN]と CF シート 0.5 層巻の No.13 (L1024C1)および 2 層巻の250

No.14 (L1024C2)について比較したものである。CF 補強試験体は,補強量のいかんに関わらず,無補強試験体より
00-3.2-1.6

01.6
3.2 -3.2
R [10-2rad]も耐力は上昇し，補強量が増大するほど最大耐力以降の-1.6

0

1.6
3.2
R [10-2rad]耐力低下が生じにくくなっていることが特徴である。
(b) は 異 形 鋼 を 主 筋 と し た 無 補 強 試 験 体 No.12(d)-250No.32 L10280S(i)-250

No.33 L0528C2SQ[kN]

250

Q[kN]

250(DL10240)と CF シート 0.5 層巻の No.15 (DL1024C1) および 2 層巻の No.16 (DL1024C2)についての比較をそれぞれ行ったものである。異形鋼が主筋の場合は，補強量が増大するほど耐力が大きくなり，かつ，最大耐力以後の0-3.2(e)-1.6耐力低下も生じにくくなる傾向が顕著に表れた。

001.6
3.2 -3.2
R [10-2rad]-250

No.13 L1024C1(j)

-1.6

01.6
3.2
R [10-2rad](c)および(d)はそれぞれコンクリート強度 5N/mm2 および 10N/mm2 で引張鉄筋比 0.74%の試験体に関して比較を行ったものである。CF 補強を行った試験体については，-250

No.34 L1028C2S

コンクリート強度のいかんに関わらず，高軸力下におい

図－3 荷重－変形関係ても最終変位部材角まで載荷することができ,最大耐力きた。試験体表面には若干しわが生じたものもあるが，以後の耐力低下はほとんど生じないといってもよいほ

それ以外には，表面に特筆すべき現象は生じなかった。

ど，極めて緩やかであったことが特徴である。

実験変数のいかんに関わらず，逆 S 字形のループを描いているのが特徴で，軸力比が小さいほど，よりはっき実験変数のいかんに関わらず，CF 補強を行うことで，変形性能の改善に対して効果がみられた。

りとした逆 S 字形となる傾向にある。
図－4 は包絡線を比較した例である。実験開始時のコ

6. 塑性理論による検討

ンクリート強度に差があるため，作用せん断力 Q を b･柱材の終局耐力を塑性理論を用いて検討する。せん断D･σB で除して無次元化したものを縦軸に，横軸に変位抵抗機構は，トラス機構とアーチ機構の混在を許容する。

部材角 R をそれぞれ示す。

トラス機構による耐力は，図－5 に示されるように，主-1041-

筋の付着力によって決まると考え，その付着力を伝達すτ
b t = 2 ⋅ Ub ⋅ΣφσBるための未降伏のせん断補強筋［帯筋］と傾斜角を 45°(5)と仮定した一様なコンクリートの圧縮場は，コンクリー

一方，部材の対角線上に直接的に圧縮されるコンクリ

ト圧縮強度σB を保持するものとして終局せん断力 QUt

ートの圧縮束の形成によるせん断力の伝達機構であるを求める。なお，終局付着応力度τUb は，文献 2)に基づ

アーチ機構については，図－6 および図－7 に示される 2

いて，式(3)によって求める。

種類について検討を行う。

τUb = min (0.09σB , 0.098 × 20.25)(3)

図－6 に示される Model 1 は，対角線上に一様な断面ここに，σB：コンクリート圧縮強度 [N/mm2]積をもつ圧縮束を考えたものである。いま，このアーチ

このτUb を用いて，トラス機構による終局せん断耐力機構によってのみせん断力が伝達されると考えると，そQUt は，釣合条件より，の終局せん断耐力 QsU1 は，文献 3)に基づいて，

Q Ut =τUb ⋅Σφ⋅ j t[(4)ここに，φ：主筋の周長 [mm]として求められる。なお，トラス機構を形成するコンク

次に，式(5)による付着力で決定されるトラス機構が成を 45°とすると，次式で求められる。

立するときのコンクリートの圧縮場の幅 bt によって決定されるトラス機構の耐力 QUt とアーチ機構の耐力 QUa1 とR

Qt

Nsの累加による終局せん断耐力 QsU2 は
NsσDQsU 2 = Q Ut + Q Ua1

D[Rbtbt22σ0σ0Qacc2cos 2 θD−σ0σ0cM Qa
θh2cosθ

支圧面積 Ap
支承面積 A0におけるコンクリートの圧壊が生じるせん断圧縮破壊であることから，材端部に局部的な圧縮力が生じるモデ
ルを提案する。図－7 に示される Model 2 は，文献 4)に基づいて，局部的な圧縮効果を考慮した対角線方向のコcM

ンクリートの圧縮束は，断面積が線形的に変化するもの

NDと仮定する。その場合の支圧強度の考え方は図－8 に示される通りである。コンクリートの圧縮束のせいは柱せσp

い D の 1/2 にあると仮定し，かつ，その圧縮束の有効なba

幅は，トラス機構で用いられた b t の残りの幅である b aが寄与するものと考えて式(9)によって求める。この場合

図－7 局部的な圧縮応力場とした場合のせん断抵抗機構［Model 2］σp（支圧強度）

LSC を用いた丸鋼主筋の試験体の破壊状況は，材端部D

支承面積
QakD

トラス機構で用いられた b t の残りの幅である b a が寄与するものと考えている。

baσpc

DσB

図－6 一様な圧縮応力場とした場合のせん断抵抗機構［Model 1］N(9)いは D (2 cos 2 θ) であり，かつ，その圧縮束の有効な幅は，

Dθhc(8)

この Model 1 において，トラス機構とアーチ機構が混M

NM Qa

支圧面積B

在する場合のアーチ機構のコンクリートの圧縮束のせ

2 cosθ

σBaとして計算できる。

Dc] b ⋅ D2 ⋅σba = b − bt

図－5 付着破壊を考慮したトラス機構

N(7)

ここに， Q Ua1 = 1 +η2 −η ⋅hc(6)として求めることができる。

リートの圧縮場の幅 b t は，コンクリートの圧縮場の角度45°B

ここに，η= h D

jt：主筋間距離 [mm]Qt] b ⋅ D2⋅σ

QsU1 = 1 +η2 −η ⋅σp =の終局せん断耐力 QUa2 は2⎡⎤⎛ η ⎞⎛ η ⎞⎥ b a ⋅ D ⋅σB2Q Ua2 = ⎢ 4 + ⎜⎟ −4c n 0 − ⎜⎟ ⋅⎢2⎝ c n0 ⎠⎝ c n 0 ⎠⎥⎣
⎦

A0
⋅σ0
Ap

σ0 →σB のとき
σp =A0⋅σB ≦ 2σBAp

ここに，c n0 =σ0

図－8 支圧強度の考え方-1042-(10)3()(3 2η2 1 + 1 +η2
η 1 − 1 +η2+22)(11)

表－4 実験結果の検討
実験結果
正加力時 負加力時
QsU0
QsU0
[kN]
[kN]
160.8
154.0212.5206.6

試験体名

σB[N/mm2]

τUb[N/mm2]

λ812L10240
DL1024013.50
13.89

1.22
2.08

1.09
1.093032

L05280S
L10280S

4.69
10.56

0.42
0.95

1.30
1.13

95.0
170.6

13

試験体
No.

塑性理論式
Model 1
QsU1
QsU2
[kN]
[kN]
98.6
157.0
101.4
180.9

QsU3
[kN]
152.2
156.6

Model 2
QsU4
[kN]
202.6
225.1

QsU5
[kN]
214.0
235.8

83.6
152.8

34.2
77.1

50.7
114.2

52.9
119.1

67.1
151.1

80.8
164.8

L1024C1

9.55

0.86

1.25

171.4

143.2

69.8

111.1

107.7

143.3

166.4

1415

L1024C2DL1024C1

9.60
9.67

0.86
1.83

1.63
1.25154.4
164.8

141.4
161.6

70.1
70.6

111.7
140.8

108.3
109.1

144.1
169.5

202.2
189.8

16DL1024C2

9.74

2.14

1.62

206.7

206.1

71.1

153.1

109.9

180.5

228.9

33

L0528C2S

4.62

0.42

2.36

84.2

83.1

33.7

50.0

52.1

66.1

128.1

34

L0528C2S

10.56

0.95

1.59

168.0

179.9

77.1

114.2

119.1

151.1

213.1

以上の式に基づいた計算結果を表－4 および図－9 にとして求められる。
式(10)における ba を b a = b としたときは，アーチ機構それぞれ示す。

のみによって耐力が発揮され，その値を QsU3 として表－

図－9 は，正加力時の実験値と QsU1～QsU5 の計算値の4 に示す。

割合について比較を行ったもので，平均値 X および標準次に，式(10)によるアーチ機構の耐力 QUa2 と式(4)によ偏差σの値から， Model 2 で拘束効果を考慮したアーチる付着力で決定されるトラス機構の耐力 QUt の累加によ機構とトラス機構を累加した場合の QsU5 が，最も実験値る終局せん断耐力 QsU4 はとの対応が良いといえる。

QsU 4 = Q Ut + Q Ua 2(12)7. CF シートの補強効果に関する基礎実験として計算できる。

前章で示される式(14)を LSC 部材に適用できるかどう

さらに，せん断補強筋によるコンクリート圧縮強度に対する拘束効果を考慮したコンクリートの圧縮強度σ ′かについて，形状寸法の異なる無補強供試体および CFは式(13)で評価を行う。角形断面の試験体に対する拘束補強供試体の圧縮試験を行い，実験的に確認を行う。

B効果は，Richart5)

7.1 実験変数による円形断面に対する拘束効果の提6)

案式の係数を半分にした Chan の提案式に基づいて，本実験変数を表－5 に示す。形状寸法の異なる 3 つのシ論の拘束効果の評価も式(14)で評価している。なお，こリーズを計画し，形状寸法の違いおよび CF 補強量が圧の式(14)を LSC 部材に対して用いることの妥当性につい縮強度にどのように影響するのかについて調べる。なお，ては，第 7 章で述べる。

コンクリート強度 Fc は，いずれのシリーズも 10N/mm2σB′ = λσBとし，供試体作製に用いた LSC は，前述の柱試験体打設(13)

ここに，λ = 1 + 2.05p w ⋅σwyσB

時に採取されたものである。
7.2 実験結果(14)

圧縮試験の結果を表－5 に示す。CF 補強は，形状およ式(10)のσB を式(13)のσB ′ に置換すると，QUa2 に拘束効果を考慮したアーチ耐力 QUa3 となり，
Q Ua 3 =λ⋅ Q Ua 2

び寸法に関わらず，2 層巻までの範囲では補強量が大きいものほど圧縮強度が増大するという結果が得られた。

(15)

円柱供試体は，100φおよび 150φのいずれも，無補強と表すことができる。この QUa3 と QUt とを累加して求め供試体に対して，0.5 層巻で約 2 倍，1 層巻で約 3 倍，2た終局せん断耐力を QsU5 として下式によって求める。

層巻で約 5 倍，圧縮強度が増大している。一方，角柱供QsU 5 = Q Ut + Q Ua 3
度数
6N= 10X= 2.334σ= 0.360

2(16)
度数
6度数
6N= 10X= 1.434σ= 0.255

20123Q~sU0／QsU1度数
6N= 10X= 1.514σ= 0.233

200

試体は，0.5 層巻で約 1.3 倍，1 層巻で約 1.7 倍，2 層巻

12Q~sU0／QsU23X= 1.114

σ= 0.176

200

N= 10度数
612Q~sU0／QsU33

図－9 実験値と計算値の比較-1043-

X= 0.894

σ= 0.158

200

N= 1000

123Q~sU0／QsU4

無補強試験体0123Q~sU0／QsU5

CF補強試験体

表－5 実験変数
シリーズⅠⅡⅢ

形状
寸法
円柱
100φ×200

円柱
150φ×300角柱
150 角×300

結果では 100φ供試体で約 5.78，150φ供試体で約 6.61

CFpw(CF) pw(CF)･σw(CF)
シート数 [%][N/mm2]
0 層

0.00

0.00

0.5 層
1.0 層
2.0 層0 層0.5 層
1.0 層
2.0 層
0 層
0.5 層
1.0 層
2.0 層

0.110.22
0.44
0.00
0.07
0.15
0.30
0.00
0.070.15
0.30

1.79
3.57
7.15
0.00
1.19
2.38
4.77
0.00
1.19
2.38
4.77

σB
[N/mm2]8.81（=σB0）
20.18
30.19
49.38
8.01
16.04
25.66
38.53
7.47
11.82
14.87
18.14となっており，およそ 1.5 倍の係数となっている。一方，角形断面については，円形断面の 1/2 の 2.05 という係数に対して実験結果は 2.47 であり，その対応は良好である。
この基礎実験で用いた供試体は，Richart の行った円形断面の実験よりも断面，高さともに小さいため，単純比較にはならないが，寸法効果が生じるであろうことを考慮すると，前述の 300mm 角の柱試験体の拘束効果を式(14)に基づいて評価することは概ね妥当であるといえる。今後，LSC を用いた 300mm 角あるいはより大きな供試体の拘束効果について実験的に調べることも重要である。
8. まとめLSC を用いた柱試験体の実験では，コンクリート強度

6σB/σB0

ｼﾘｰｽﾞⅡのいかんに関わらず，CF 補強を行うことで，変形性能の改善の効果が認められ，2 層巻までの範囲では，補強量ｼﾘｰｽﾞⅠ3が大きいものほど効果が高いといえる。特に，主筋が異形鋼の場合および主筋が丸鋼で高圧縮力が作用する場ｼﾘｰｽﾞⅢ合には，変形性能の改善に対して，より顕著な効果が認

00.0

0.5pw(CF)･σw(CF)/σB0

められた。また，柱部材の終局耐力は全ての試験体に対1.0

して塑性理論で評価できるが，その耐力は Model 1 によ

図－10 pw(CF)･σw(CF)/ σB0 と σB/ σB0 の関係

るものよりも，局部的な圧縮応力場を考えた Model 2 をで約 2.1 倍となっており，円柱供試体に比して，CF 補強用いた方が精度良く評価できる。
また，10N/mm2 級の LSC 供試体を用いた基礎実験では，による効果は小さいといえる。円柱供試体に対する角柱供試体の圧縮強度の割合は，無補強［0 層］では 0.93 倍，LSC に対しても拘束効果を式(14)によって評価できるこ

0.5 層巻では 0.73 倍，1 層巻では 0.58 倍，2 層巻では 0.47とが示された。

倍となっており，CF シートの補強量に比例的に補強効果参考文献が小さくなっているといえる。
図－10 は，縦軸に σB / σB0［σB0 は 100φ無補強供試

1) 日本コンクリート工学協会中国支部：低強度コンクリートに関する特別研究委員会報告書，2009.2

体のコンクリート圧縮強度］を，横軸に pw(CF)･σw(CF) /σB0 をそれぞれ表す。これらの関係を直線式で表すと
p w ( CF) ⋅σw ( CF)σ
Ⅰ： B = 1 + 5.7778(17)
σB0σB0p w ( CF) ⋅σw ( CF)
σ(18)Ⅱ： B = 0.91 + 6.6095
σB0σB0p w ( CF) ⋅σw ( CF)σ
Ⅲ： B = 0.85 + 2.4664(19)σB0σB02) SR-CF 工法研究会：既存建築物の耐震改修設計施工指となる。無補強 100φ供試体に対して，無補強の 150φ

止法に関する実験的研究，京都大学防災研究所年報，

および 150□供試体の圧縮強度は，それぞれ 91%および第 22 号 B-1，pp.295-316，1979

針 SR-CF 工法（改訂版），2006.63) 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の終局強度型
耐震設計指針・同解説，6 章 せん断と付着に対する設計，pp.104-150，1990.114) 若林實，南宏一：鉄筋コンクリート柱のせん断破壊防85%となっており，形状寸法に応じて小さくなっている

5) Richart, F. E., Brandtzaeg, A. and Brown, R. L. : The

ことが示される。補強効果については，100φと 150φでFailure of Plain and Spirally Reinforced Concrete inはほぼ同じ効果が得られているが，角柱供試体になるとCompression, University of Illinois Bulletin, Vol.26, No.31,

その効果は約 1/3 となっていることが特徴である。すな1929.4

わち，LSC に CF 補強を行うと，補強量が大きくなるほ

6) Chan, W. W. L.：The Ultimate Strength and Deformation of

ど圧縮強度が増大するが，補強されるものの形状およびPlastic Hinges in Reinforced Concrete Frameworks,寸法によって，その効果に差異が生じるといえる。

Magazine of Concrete Research, Vol.7, No.21, pp.121 -132,

前項で示された式(14)の元となる式は，円形断面に対するもので，Richart は 4.1 の係数を与えているが，実験-1044-

1955.11