広島工業大学紀要研究編
第 45 巻（2011）pp.165-173

論文

炭素繊維プレートによる山形鋼圧縮材の接着補強設計式に関する実験的研究
玉井宏章 *・高松隆夫 *・服部明生 **・小澤

吉幸 ***・山西央朗 ****

（平成22年10月29日受付）

DESIGN FORMULA FOR REHABILITATED ANGLE STEEL MEMBERUSING CARBON FIBER REINFORCED PLASTIC PLATES
Hiroyuki TAMAI, Takao TAKAMATSU, Akeo HATTORI, Yoshiyuki OZAWA and Teruaki YAMANISHI(Received Oct. 29, 2010)

Abstract
The authors have developed a tensile force strengthening method using bonded carbon fiber

reinforced plastic (CFRP) plate to enhance the life of existing buildings.
A rehabilitation technique for compressive force strengthening as well as tensile force
strengthening is required to enhance the strength and deformation of steel structure members.
This paper reports the results of compressive loading tests on an angle steel brace before andafter rehabilitation using bonded CFRP plates.
These results show enhanced compressive force carrying capacity and deformation capacity
as follows.
1) Although buckling tests showed enhanced flexural rigidity, there was no increment of axial stiffness.
2) An elastic buckling formula using the experimental flexural rigidity from a three-point
bending test, gave a conservative evaluation of load carrying capacity.
3) Taking into count the contribution of CFRP up to the elastic limit strain of the steel member, its load carrying capacity could be evaluated from the formula of Design Standard for
Steel Structures of AIJ.
4) The CFRP must be bonded over the full length of the angle member.
Key Words: Carbon fiber reinforced plastic plate, Angle steel member, Bonding, Buckling,
Monotonic loading testes

する様々な方法が著者らを含めた研究者により開発されつ

１．はじめにつある１）−８）。

高い剛性と強度を有する炭素繊維を鋼構造物に接着補強＊＊＊＊

広島工業大学工学部建築工学科＊＊＊＊

広島工業大学大学院知的機能科学専攻＊＊＊＊

東レ建設㈱技術設計部＊＊＊＊

広島工業大学高性能構造システム開発研究センター― 165 ―

鋼構造部材には，それら部材断面形状を起因として，本玉井宏章・高松隆夫・服部明生・小澤吉幸・山西央朗

質的に引張力に対しては強度を発揮しうるものの，圧縮力0.8 及び 1.4 倍のヤング係数と 7.0 倍及び 5.0 倍の強度を有に対しては座屈現象が生じ，耐荷力は著しく乏しい場合がし，また破断ひずみは，1.52％及び 0.71％と大きいことから，多い。

有効な補強材であることがわかる。

文献６，７では，炭素繊維プレートによる鋼構造部材の圧縮補強への可能性を検討するため，山形鋼ブレース材に接着剤は，常温二液硬化型エポキシ樹脂接着剤を用いる。
接着剤の力学的特性を Table 1（c）に示す。

炭素繊維プレートを接着した試験体を作成し，単調圧縮載

この接着補強に伴う工事では，炭素繊維が非常に軽量で荷試験を行って，その最大耐力や塑性変形性能に対する補高強度なため，強固な足場は必要なく，接着のみの作業の強効果について検討した結果，炭素繊維プレートを接着すため，被接着面のケレン以外では，基本的に全く火気を要ることにより，最大圧縮耐力を 1.9 倍及び 3.0 倍に増大でしないという工法上の特長がある。

きること，山形鋼ブレースが座屈により塑性化してもある部分に塑性化が集中して進行することがないこと等を明らかにした。

３．接着補強設計式
3.1

中心圧縮耐力算定式

また，文献８では，実大の送電鉄塔主材の山形鋼材（L-130

本節では，提案する炭素繊維プレートで補強した山形鋼× 130 ×８，SS400）を取り上げ，本補強工法の有効性を圧縮材の中心圧縮耐力算定式を示す。以下に設定した仮定示した。

を示す。

この鉄塔等に用いられる山形鋼主材の補強設計を実際にまず，１）この複合材の圧縮応力は，鋼材のみの断面積行うためには，補強効果を単純に表現できる設計式や補強で基準化する。２）複合材の降伏応力度には，鋼材の降伏設計テーブルが必要となる。

ひずみ分で生じる炭素繊維プレートの寄与軸力を加算でき

そこで，本研究では，文献６，７で明らかにした効果的る。

な接着方法を採用した補強山形鋼圧縮材について座屈長さ以上の仮定と鋼構造設計規準９），鋼構造限界状態設計指を変化させた試験体について単調圧縮試験を行い，細長比針・同解説 10）に倣って，補強山形鋼ブレース材の圧縮耐と座屈耐力の関係，いわゆるカラムカーブ（座屈耐力曲線）

力 σe を次式で算定する。

λ* ＞ Λ* のときを求める。
また，補強効果を算定するための，簡単な設計式を提案し，実験と比較して妥当性を検証する。

………………………………………… （1.a）

２．接着補強山形鋼圧縮材

λ* ＜― Λ* のとき

炭素繊維プレートによる接着補強を行った山形鋼圧縮材
を Fig. １（a）に，炭素繊維プレートの貼付方法を Fig. １（b）………………………… （1.b）に示す。
補強対象の山形鋼の外側面全長に，炭素繊維プレートを複数枚積層して接着する。炭素繊維プレートには，高強度型炭素繊維プレート（CFRP（TL））と中弾性型炭素繊維

ここに，………………………………………… （2.a）

プレート（CFRP（ML））を用いる。

………………………… （2.b）

これらの炭素繊維プレートは，炭素繊維シート８層分を熱硬化型エポキシ樹脂で引き抜き成形したものであり，全断面積に占める炭素繊維の割合は 67％と比較的大きい。
炭素繊維プレート（CFRP（TL，ML））の素材試験結果
を Fig.2，Table 1 に，山形鋼の１号試験片による引張素材試験結果とともに，示す。なお，炭素繊維プレートの引……………………………………………… （2.c）………………………………………… （2.d）α ：非弾性領域を表す実験定数

張 試 験 は，JIS A1191（ 旧 JIS K7073） 及 び JSCE-5541-（以降の５節の考察から α ＝ 0.6 とする。）

2000 に準拠して行った（試験方法の詳細は，文献 11 を参λ*，Δ*，σy*，i*：複合材の細長比，限界細長比，換算降伏照されたい。）。

応力，換算断面２次半径Fig.2 には，各炭素繊維プレートの応力：σ −ひずみ：ε関係を，山形鋼のそれとともに示す。これらの結果から，
高強度型及び中弾性型炭素繊維プレートは鋼と比較して，― 166 ―ℓ：座屈長さEs，As，σsy：山形鋼材の弾性係数，断面積，降伏応力度

炭素繊維プレートによる山形鋼圧縮材の接着補強設計式に関する実験的研究（a）試験体Fig.3

CFRP を接着した山形鋼の断面

Table 2

各層の始点と終点の y 座標値（b）接着方法
Fig.1

接着補強山形鋼圧縮材（試験体形状）

Table 3Fig.2

山形鋼，炭素繊維プレートの形状

応力 - ひずみ関係の比較

Table 13.2試験体の素材特性

曲げ剛性算定式

Fig. ３のような簡単化した山形鋼断面に炭素繊維を接着（a）炭素繊維プレートした断面について，弱軸曲げ剛性を求めることを考える。
山形鋼の２つの板材の交点に原点 O を置き，鋼材，n層の接着剤，CFRP 板材の全断面についての図心回りの曲げ剛性（E I）c は次式で求められる。
（b）山形鋼…………………………………………（4）
ここに，n は，層数であり，Ei，Ii は i 層要素のヤング率，断面２次モーメント（図心上の弱軸回り）である。Ii は，次式で求まる。
………………………………………… （5.a）（c）接着剤

yo は x’ 座標と図心との距離であり，Ii’ は，x’ 座標回りの断面２次モーメント，Ai は i 層要素の断面積であり次式で求まる。
………………………………………… （5.b）……………………… （5.c）

Ec,i，Ac,i：i 層目の炭素繊維プレートのヤング係数と断面積

ここに s 座標は，層要素中心の座標である。図心距離 yon：炭素繊維プレートの層数（n ＜５）は，ヤング係数で重みを付けた断面１次モーメントと断面（E I）b：複合材の曲げ剛性積から，次式で評価できる。

圧縮耐力 σe から軸耐力 Pe を求める際には，次式を用いる。

……………………………………… （5.d）………………………………………………（3）― 167 ―

玉井宏章・高松隆夫・服部明生・小澤吉幸・山西央朗（a）断面図Table 4

実験曲げ剛性値

Table 5

計算曲げ剛性値（b）側面図Fig.4

３点曲げ試験装置

ここに，……………………… （5.e）
さて，第 i 層の始点と終点の y’ 座標値を ys’，ye’ とする

式（4）式を用いて炭素繊維プレートの接着層数を０〜４枚と変化させて求めた曲げ剛性（E I）c を Table ５に示す。と i 層要素の座標 yi’ は次式で表される。

中弾性型炭素繊維プレート（CFRP（ML））を２層接着………………………………… （6.a）

した場合における，３点曲げ試験による実験曲げ剛性（EI）b と，算定式による算定曲げ剛性（E I）c は，ほぼ一致することから，曲げ剛性算定式は妥当であると考えられる。

よって，（5.e）式の Si’ は，…………………… （6.b）
また，Ii’ は次式のように積分できる。

４．中心圧縮試験の概要
4.1

試験体

試験体を Fig.1（a）に，炭素繊維プレートの貼付方法をFig.1（b）にそれぞれ示す。試験体は，全長 800 〜 1600 の………………………… （6.c）
上式と Table 2 の座標値を参考に複合材の計算曲げ剛性

山形鋼（L-50x50x4）の両端に鋼板（L-200x180x28）をその中心を山形鋼の図心に一致させて溶接し，山形鋼全面に炭素繊維プレート（鋼材との接着長は，（全長− 20mm）としている）を接着したものである。

（E I）c が求められる。

炭素繊維プレートの接着形式は，文献６の圧縮補強試験
3.3で補強効果を確認できた中弾性型炭素繊維プレート

３点曲げ試験による複合材の曲げ剛性評価

前節までに炭素繊維プレートで補強された山形鋼の曲げ（CFRP（ML））を山形鋼の外面全体に２層（４枚）接着剛性算定法を示した。この算定式の妥当性を検討するためした形式とした。接着は，まず山形鋼の表面をディスクサに，補強山形鋼材について，３点曲げ試験を行って，算定ンダーでミルスケールを完全に除去し，炭素繊維プレート法の有効性を検討したので報告する。Fig.4（a）及び Fig.4と山形鋼の接着面を紙ヤスリ（#100）で目粗しした後，（ b）に示す載荷装置を用いて中央集中荷重を受ける単純支常温二液硬化型エポキシ樹脂接着剤で接着し室温 20℃以持梁の弾性３点曲げ試験を行った。

上で７日間養生した。

Table 1，Table 3 に示す，素材特性及び形状を有する細長比を変化させるように材長を 800mm，1000mm，山形鋼材（L-50 × 50 ×４）について，中弾性炭素繊維プレー1170mm，1300mm，1500mm，1600mm と し た 試 験 体 をト（CFRP（ML））２層を接着補強したもの及び補強しな用意し，上述の炭素繊維プレートによる補強をしたものといものの３点曲げ試験を行って，集中荷重 P ＝１kN 時（弾しないもの計 12 体を製作した。

性範囲の初期段階時）の中央たわみ δ を用いた次式で実験

Table 6 に試験体名称を整理して示す。Table 6 には（a）
無補強試験体，（b）補強試験体に分けて名称を示し，（2.c）

曲げ剛性（E I）b を求めた。
……………………………………………（7）式の細長比 λ* と，補強試験体の第１層，第２層の接着層厚とともに示す。Table 1（a），（b），（c）に中弾性型炭素ここに，ℓは支点間長で１ｍである。

繊維プレート（CFRP（ML）），山形鋼（１号試験片を使用）

実験結果を Table 4 に示す。また，前節の曲げ剛性算定

接着樹脂の素材試験結果をそれぞれ示す。

― 168 ―

炭素繊維プレートによる山形鋼圧縮材の接着補強設計式に関する実験的研究

Fig.6
Fig.5

圧縮試験装置の概要
Table 6（a）無補強試験体

上部ピンの詳細

試験体名称（b）補強試験体（a）変位計とゲージ位置

4.2

試験装置

Fig.7（b）計測諸量模式図

変位計とゲージ位置，計測諸量の模式図

試験装置の概要を Fig.5，上端ピンの詳細を Fig.6 に示す。
試験体の両端に，試験体弱軸回りに自由に回転することの40mm の位置に表裏４点（εc1，εc2，εc3，εc4），試験体の下できるピンが取り付けられており，上部から 500kN 容量

端 か ら ℓ/4 の 位 置 に 山 形 断 面 の 先 端 部 か ら 15mm とのオイルジャッキにより圧縮力が作用し，上端のピンが鉛40mm の位置に表裏４点（εL1，εL2，εL3，εL4），計８点の材直方向のみ移動するようになっている。上端ピンは，ガイ軸方向直ひずみを，検長５mm の箔ひずみゲージにより計ドとシリンダーにより水平方向には動かない。

測した（Fig.7（a）参照）。
変位の計測値から，試験体の軸縮み δv を次式により算また，山形鋼ブレース材の全長を有効座屈長さにするため，ピン軸の中心と山形鋼の端部とが一致するような仕組定した。になっている。尚，試験体設置において，偏心は，座屈現計測諸量の模式図を Fig.7（b）示す。

象に大きく影響を及ぼすので，加力点位置が山形鋼の図心……………………………………………（8）と一致するように，トランシットにより位置決めを行った。
載荷プログラムは，全試験体とも単調中心圧縮とした。
4.3

５．実験結果と考察

計測方法

5.1

実験結果

計測は，荷重は，オイルジャッキ先端に取り付けられた試験結果を Table 7，8，Fig.8 〜 10，Photo.1，2 に示す。

ロードセルから，材軸方向荷重 P を，変位は，Fig.7（a）

Table ７には，（a）無補強試験体，（b）補強試験体に分に 示 す よ う に 試 験 体 の 弱 軸 方 向 の 中 央 た わ み 量 δh をけて，最大荷重 Pmax，細長比 λ*，実験から求めた座屈耐力

200mm ストロークの変位計により，山形鋼の図心から強σ（＝Pmax/As），複合材の降伏応力に対する実験座屈耐力
e

軸方向に 150mm 離れた２点で材軸方向相対変位（δa，δb）の比 σe/σ*y，実験座屈軸力を基に次式で求めた換算曲げ剛を 50mm ストロークの変位計により，それぞれ，計測した。

性（E I）a を示す。

無補強試験体と炭素繊維プレートで補強した試験体の各…………………………………………（9）部の塑性変形の様子を確認するため，無補強の試験体では鋼材表面に，補強した試験体では，炭素繊維プレート表面

さらに，３点曲げ試験による実験曲げ剛性に対する換算に， 試 験 体 中 央 部 の 山 形 断 面 の 先 端 部 か ら 15mm と曲げ剛性の比，（E I）a /（E I）b，（1）式から求めた算定座屈― 169 ―玉井宏章・高松隆夫・服部明生・小澤吉幸・山西央朗
Table 7

圧縮試験結果（a）無補強試験体

Fig.8（b）補強試験体

座屈荷重からの推定曲げ剛性と細長比の関係

Fig.9

圧縮耐力算定式と実験値との比較

関係を，無補強試験体を□で，補強試験体を○で示し，（1）式の耐力算定式から求めた無補強試験体（破線）及び補強試験体（実線）のカラムカーブとともに示す。
Fig.10 には，非弾性領域をあらわすパラメータ α を 0.5から 1.0 まで変化させた（1.a，b）式の座屈耐力設計式と補強試験体の実験結果とを比較して示す。
Fig.11 には，L50-06C 試験体について（a）に山形鋼の全塑性軸力で無次元化した軸力 P/Psy と無補強試験体の降伏軸縮みで無次元化した軸縮み δv/δsy との関係を，（b）に，P/Psy と全長で無次元化した中央横たわみ δh/ℓ との関係
Fig.10非弾性領域を表すパラメータの検討を，（c），（d）に P/Psy と中央断面および 1/4 軸長断面における炭素繊維プレート部および山形鋼のひずみとの関係

耐力 σe 及び算定座屈耐力に対する実験座屈耐力の比を，を，それぞれ示す。
Photo.1 には，L50-07N，L50-07C 試験体の，Photo.2 には，それぞれ示す。様々な細長比の試験体の実験値から（9）式を用いて，換算曲げ剛性の変化を観察すれば，大きな細L50-08C 試験体の試験後の変形状況を示す。
Table 8 には，同じ座屈長さの試験体における。接着補長比では一定の弾性曲げ剛性値のものが，細長比が短くなるにつれて一定値から非弾性効果で値が低下する。この境強による耐力上昇率を示している。

界から，非弾性領域の細長比を同定することができる。
Fig.8 には，各試験体について，無補強試験体の曲げ剛5.2性に対する，実験座屈軸力から求めた換算曲げ剛性の比（E考察

実験結果から以下のことがわかる。

I）a/Es･Is と細長比 λ* の関係を無補強試験体を□で，補強試験体を○で示し，補強及び無補強試験体の限界細長比○軸剛性についてΛ*，Λ を破線で示す。また，（1）式から求めた，算定座屈

Table ８及び Fig.11（a）から，炭素繊維プレート接着に軸力から同様に（9）式から換算曲げ剛性を求めた結果を実より曲げ剛性は補剛され，座屈耐力は，上昇するものの，線で併せて示している。

補強試験体の軸力と軸縮みの関係は，載荷のごく初期を除Fig.9 には，実験から求めた座屈耐力 σe と細長比 λ* のき，無補強の山形鋼と同じであり，座屈が生じるまでの区― 170 ―炭素繊維プレートによる山形鋼圧縮材の接着補強設計式に関する実験的研究（a）P/Psy-δv/δsy 関係（b）P/Psy-δh/l 関係（c）P/Psy-ε 関係（中央断面）（d）P/Psy-ε 関係（1/4 軸長断面）

Fig.11

L50-06C 試験体の試験結果

間の軸剛性は，接着補強によって，ほとんど上昇しないこげ剛性以上の値となることからこの範囲で算定式にオイとが分かる。これは，圧縮材に横たわみが出るため，断面ラー座屈理論式が適用できることがわかる。

剛性と軸力から求めた軸変形よりも大きめになる傾向にあること，CFRP 端部では軸方向外力が作用しておらず，接○複合材の降伏応力設定について着層のせん断力で軸力が伝達されるまでの定着長分は軸剛

Fig.9 及び Fig.11 から複合材の降伏応力設定について限性上昇に寄与しないためと考えられる。Fig.11（d）の 1/4

界細長比 Λ（* ＝ 78）以下の補強試験体（L50-06C）では軸軸長断面位置の炭素繊維プレートの材軸方向ひずみが鋼材

耐力は山形鋼の全塑性軸力の 1.2 倍にも達し，座屈発生時のそれと比べて小さめとなっていることから，このことがに生じる CFRP（ML）のひずみは，山形鋼の降伏圧縮ひ確認できる。

ずみ（-1200μ）程度発生していることから，算定式に用いる複合材全体の降伏応力 σy* として，鋼材の降伏ひずみが○弾性領域の座屈耐力算定式の適用性についてCFRP（ML）に生じた場合の軸力を考慮して算定してもTable 7（a）及び Fig.8 から実験の座屈荷重から求めた弾良いことがわかる。

性領域の座屈耐力式の適用性について曲げ剛性は無補強試

また，前節の考察と考え合わせると，（1）式の非弾性領

験体では細長比 λ* が 100 以上ではほぼ３点曲げ試験から域を表す実験定数 α の値は，0.6 が妥当であることが分か求めた曲げ剛性とほぼ一致することから，限界細長比 Λ（＝る。

103）以上では，オイラー座屈理論式が良好にあてはまることがわかる。このことから，載荷装置は良好に加力でき○非弾性領域の座屈耐力式の適用性について
Fig.10 より，１）非弾性領域における（λ* が 70 以下とていることが確認できる。
また，Table 7（b）及び Fig.8 から，同様に，補強試験体小さい場合）設計座屈耐力は，α が 0.5 〜 0.7 と変化させにおいては，実験の座屈荷重から求めた曲げ剛性は，限界てもさほど変化しない。２）補強の応力上昇効果は，α よ細長比 Λ（* ＝ 78）以上では，３点曲げ試験から求めた曲りも，換算降伏応力 σ*y の上昇で表される。３）α を 0.7― 171 ―

玉井宏章・高松隆夫・服部明生・小澤吉幸・山西央朗（b）補強試験体（L50-07C）（a）無補強試験体（L50-07N）
Photo.1

比較的長い試験体の破壊状況
Table 8

補強効果

１）接着補強後の曲げ剛性は，断面の法線保持を仮定した算定値と実験値が一致し，剛性上昇が確認できる一方，試験体全体の実験軸剛性は接着補強後もほとんど上昇
Photo.2しない。

比較的短い試験体の破壊性状（L50-08C 試験体）

２）弾性領域では，３点曲げ試験で求めた補強材の曲げ剛とした場合，λ* ＝ 67 の実験値を設計式が上回るため，α性を用いたオイラー座屈耐力式は安全側に実験値を表は 0.6 が妥当である等のことが分かる。

す。

Fig.9，Table 7（b）より複合材の降伏応力 σy* の 0.6 以上

３）非弾性領域では，複合材の降伏応力度として鋼材の降の細長比における試験体の座屈耐力実験値は，提案した座伏ひずみ分だけ炭素繊維プレートが寄与すると算定し屈耐力算定式を上回り，かつ耐力上昇の傾向がよく近似でてやれば，鋼構造設計規準の式と同様の式で座屈耐力きていることから，提案した座屈耐力算定式は妥当であるを良好に表現できる。
４）細長比が小さい場合には，炭素繊維プレート未接着部ことがわかる。

分から局部座屈することがある。
設計式として提案した算定式を利用するためには，安全○破壊性状
細長比が最も小さい L50-08C 試験体を除き，中央部が率をどう設定するかを決める必要があるが，今後，断面形弱軸方向に屈曲して終局となった。L50-08C 試験体では炭を変えて，実験数を増やし，統計処理をする必要がある。

素繊維未接着部での局部変形が発生した。材が短い場合に謝は全断面に CFRP を接着する必要があると考えられる。

辞本研究は，広島工業大学「高性能構造システム開発研究６．まとめセンター」（代表者高松隆夫教授）のプロジェクト研究

中弾性型炭素繊維プレートを接着した山形鋼圧縮材につの一環として実施しました。実験実施にあたり 2009 年度

いて細長比を変化させて中心圧縮座屈試験を行い，提案す広島工業大学工学部建築工学科玉井研究室の卒論生諸君にる座屈耐力算定式と比較した。

は，多大の協力を得た。また，東レ㈱早川敏弘，コニシ㈱限られた断面の実験からの結論ではあるが，得られた知見は，以下のように要約できる。

若原直樹，久保田啓仁氏には，素材の提供と有益な情報をいただいた。ここに記し，感謝の意を表します。

― 172 ―

炭素繊維プレートによる山形鋼圧縮材の接着補強設計式に関する実験的研究

530，2005．11．

参考文献

６）玉井宏章，高松隆夫，櫻庭誠，灰谷徳治，服部明生：

１）El Damatty, A.A.,Abushagur, M., Yousserf, M.A.:

炭素繊維プレートによる山形鋼ブレース材の圧縮補強

Experimental and analytical investigation of steelについて，鋼構造年次論文報告集，第 13 巻，pp.553-

beams rehabilitated using GFRP sheets, Steel and560，2005．11．
７）櫻庭

Composite Sturctures, Vol.3, No.6 pp.421-438,2003.3.

誠，玉井宏章，高松隆夫，灰谷徳治，服部明生：

２）渡辺憲市，板垣一也，鈴木博之：炭素繊維強化樹脂版

炭素繊維プレートによる補強山形鋼ブレース材の正負による鋼橋の補強，鋼構造年次論文報告集，第８巻，

交番繰返し裁荷試験，鋼構造年次論文報告集，第 14 巻，pp.679-682，2000．11．

pp.437-444，2006．11．
靖：CFRP 板

８）玉井宏章，高松隆夫，服部明生，小澤吉幸：炭素繊維

接着補強において被接着体厚さが補強に与える影響にプレートによる補強実大山形鋼ブレースの座屈試験，関する実験的研究，鋼構造論文集，第 10 巻，第 38 号，

鋼構造年次論文報告集，第 16 巻，pp.619-626，2008．

pp.61-68，2003．6．

11．

３）野坂克義，金子大作，鈴川研二，西出４）Tamai, H., Takamatsu, T., Sumida, A., Haitani, T.,

９）日本建築学会：鋼構造設計規準−許容応力度設計法−，
技報堂，2005．９．

Hattori, A., Life Prolongation of Steel Building Using
Continuous Fiber Reinforced Plastic Plates-10）日本建築学会：鋼構造限界状態設計指針・同解説，技Performance Enhancement of Rehabilitated Beams-,

報堂，2002．３．

Proc. of the 2nd international conference on Steel11）玉井宏章，高松隆夫，原連続繊維プレートによる鋼構造建物の補強法に関するand Composite Structures, CDROM, 0533,2004.9.
５）玉井宏章，高松隆夫，原伸幸，灰谷徳治，服部明生：伸幸，灰谷徳治，服部明生：

炭素繊維プレートによる鋼構造建物小ばりの曲げ補強について，鋼構造年次論文報告集，第 13 巻，pp.523-― 173 ―

基 礎 的 研 究， 鋼 構 造 年 次 論 文 報 告 集， 第 12 巻，pp.239-646，2004．11．