コンクリート工学年次論文集，Vol.31，No.2，2009

論文

低強度コンクリート RC 構造物の付着性状および炭素繊維シート補強効果に関する実験的研究
勇磨*1・増田帆足

安彦*2・田才晃*3・楠浩一*4

要旨：コンクリート強度の異なる RC 構造物の付着性状に対する炭素繊維シート補強の有効性を検証するため，コンクリート強度とシート補強量，試験鉄筋の本数をパラメータとする RC 部材の一部をモデルとしたキャンティレバー型試験体全 16 体の付着実験を行った。実験結果から低強度コンクリートを使用した RC 部材でも既往の付着強度算定式で付着強度の評価が可能であった。さらに，コンクリート強度 13.5N/mm2 以下の付着割裂破壊が起こった低強度 RC 柱試験体に対して，付着耐力並びにせん断耐力の検討を行った。
キーワード：炭素繊維シート，低強度コンクリート，耐震補強，付着割裂破壊
1. はじめに

2. キャンティレバー型付着試験実験概要

既存建築物の耐震診断基準1)

では，コンクリート強度

2.1 試験体概要の下限値を 13.5N/mm2 とし，それ以下（以下，低強度コンクリートという）は耐震診断

図‐1，表‐1，にキャンティレバー型試験体の配筋詳2)，補強の対象外として細を示す。形状は全試験体共通であり，上下に試験筋をいる。しかし，低強度コンクリートによる建物は今なお配し順次引抜き試験を行い，一体の試験体から 2 組のデ存在し，その機能の維持を強く求められるケースが存在ータを得た。付着長さは，主筋 4-D19 側(BF シリーズ)する。これに対して何らかの耐震補強が可能となれば，

表‐1 試験体一覧

解体するよりも環境負荷も低く，経済的に有用性が高い

試験体
シリ
名称

試験変数
CFRPシートコンク
補強比 リート
鉛直補強※2
強度
かぶり 呼び名 本数方法※1 p (%) (N/mm2)
ズ
Cv(mm)
wf
BF-1N
0
BF-2N
Z1層 0.056
28.0
BF-3N
A1層 0.111
BF-4N
Z2層BF
D194
BF-1L0
BF-2L
Z1層 0.056
7.7
BF-3L
A1層0.111
BF-4L
Z2層40
BT-1N
0BT-2NZ1層 0.056
28.0
BT-3N
A1層0.111
BT-4N
Z2層D132BTBT-1L
0BT-2LZ1層 0.056
7.7
BT-3L
A1層0.111
BT-4L
Z2層
主筋ーと思われる。
近年，著者らは低強度コンクリート RC 柱を対象とし，炭素繊維シートによる補強(以下，CFRP 補強と呼ぶ)を行った構造実験を行った。3)そして，その柱試験体に対し，付着割裂破壊が起こるケースが見受けられた。
しかし，低強度コンクリートにおける付着性状に対しては十分な実験は行われておらず，有効な付着強度･柱のせん断耐力評価法に関しては共に未解明である。
低強度コンクリート RC 部材に対し，有効な付着割裂強度および CFRP 補強の評価が可能となれば，既存構造物に対し，より正確な性能評価が可能となり，また補強後の安全性も確認できる。

※1 補強Z:ゼブラ巻、A:全層巻 ※2 pwf=(2×シート厚さ)/柱幅

そこで本実験では，RC 部材の一部をモデルとしたキャンティレバー型試験体で，コンクリート強度とシート補強量，試験鉄筋の本数をパラメータとする全 16 体の試験体に対する付着試験を実施した。
さらに，本年度行われた付着割裂破壊の起こった低強度コンクリート RC
柱試験体に対し，付着力の検討並びにA-A 断面
単位:mm

せん断耐力についての考察を行う。
*1 横浜国立大学

大学院

工学府

図‐1 キャンティレバー型試験体図
社会空間システム学専攻*2 (株)大林組 技術研究所(正会員)*3 横浜国立大学

大学院

工学研究院教授*4 横浜国立大学

大学院

工学研究院

准教授

博（工）

(正会員)

博（工）

(正会員)
(正会員)

-1003-2.3 補強方法

表‐2 コンクリートの調合

セメント 混和材 混和剤
水
細骨材kg/m3 kg/m3 kg/m3 kg/m3kg/m3低強度シリーズ
普通強度シリーズ

粗骨材kg/m3W/C(%)

細骨剤率(%)

補強詳細図を図‐3 示す。試験体シリー

1191381.285 178.0

904.0

934.0

150.049.7

ズ毎で補強量をパラメータとし，それぞれ30603.06

836.0

953.0

58.0747.6

ゼブラ巻き 1 層補強，全層巻き 1 層補強，混和剤：石灰石微粉末

177.0

混和剤：AE減水剤

ゼブラ巻き 2 層補強を施した。本実験では粗骨材最大寸法:20mm

炭素繊維シートを巻き付けるにあたり，試表‐3 材料特性
鉄筋種
D6D13D19験体製作段階で，補強を施す試験体の柱コーナー部分にヤング係数 降伏強度 降伏歪 引張強さ 破断歪（ｋN/mm2) （N/mm2) （％） （N/mm2) （％）
2.09×105 391.67 0.187 525.21 13.13
1.86×105 376.85 0.203 551.17 15.81
1.91×105 349.71 0.183 514.72 17.03

R 面木を埋め込み，r =20mm 程度で面取りを施した。
3. 実験結果
図‐4 に付着応力度と鉄筋引抜量の関係を，表‐4 に実験結果一覧を示す。また，写真 1 に無補強，ゼブラ一層

目付け量 設計厚さ 規格引張強度 規格ヤング係数
(mm)
(Gpa)
(g/m2)(N/mm2)炭素繊維シート 3400MPa
2000.111
3400230
呼び名

補強の試験体破壊状況を示す。図中の鉄筋引抜量は，図30‐1 における変位計測位置のものである。また，付着応
普通強度
コンクリート和で除した値とした。算定式は次式(1)のようになる。こ15

こで，L:付着長さ，ψ:鉄筋周長，N:試験筋本数である。

10τ=500.0

低強度
コンクリート0.20.4
歪0.60.8P
L･ψ･N(1)
表‐4 実験結果一覧

1.0

ピーク時 実験値
抜け出し量 τbmax(mm)(N/mm2)(%)
試験体

図‐2 コンクリート応力度‐歪度曲線

BFシリーズでは中央部分 300mm で，主筋 D13 を 2 本配した側(BTシリーズ)では中央部分 100mm となっている。付着区間
外では耐力を発揮しないように，鉄筋外周に塩ビ管を配置して付着をカットしている。試験体腹部には，せん断

BF-1N
BF-2N
BF-3N
BF-4N
BF-1L
BF-2L
BF-3L
BF-4L

0.95
0.90
1.03
0.98
0.74
2.11
2.65
3.17

破壊防止に十分な鉄筋を配した。試験鉄筋を直接拘束す

ピーク時 実験値
抜け出し量 τbmax(mm)(N/mm2)

BT-1N
BT-2N
BT-3N
BT-4N
BT-1L
BT-2L
BT-3L
BT-4L

0.75
0.93
0.85
0.95
1.12
1.19
1.60
1.61

9.08
10.06
9.64
11.13
3.75
4.78
4.73
4.49

B-Fシリーズ(4-D19)

4る横補強筋は 2‐D6@100mm(pws=0.32％)を配した。破壊

2.63
3.16
3.72
3.57
1.34
1.76
2.111.98

試験体BTシリーズ2(N/mm )力度は実験中に計測された荷重(P)を鉄筋の表面積の総20

応力度

25

BF-4N

形式は試験鉄筋 2 本･4 本の試験体共に，サイドスプリッ

低強度 無補強
低強度 補強普通強度 無補強
普通強度 補強

BF-3N
BF-2N

0232.2 材料特性
コンクリートの実強度は，普通強度コンクリートシリーズσ B=28N/mm2 ，低強度コンクリートシリーズσ B

τ (N/mm2 )ト先行型の付着割裂破壊を想定した。

=7.7N/mm2 であった。表‐2 にコンクリートの調合を，

BF-1N

BF-3L

2BF-4L

BF-2L
1BF-1L

図‐2 にコンクリート応力度‐歪度曲線を示す。低強度
コンクリートシリーズの場合は，水セメント比が 100％00を超えるため，無対策で打ち込むと骨材分離が生じ，ブ12引抜量(mm)34

B-Tシリーズ(2-D13)

リージングも激しく生じる。これらを防止するため，混12

低強度 無補強
低強度 補強普通強度 無補強
普通強度 補強

BT-4N

和材として粒径がセメントよりやや小さい石灰石粉をBT-2N10用い，適度なコンシステンシーと所要の圧縮強度が得ら

02BT-3Nれる調合とした。表‐3 に材料特性を示す。

BT-1N2τ (N/mm )86BT-2L BT-3L
4BT-4LBT-1L

200

単位:mm0.511.5
引抜量 (mm)22.5

図‐4 付着応力度‐鉄筋引抜量関係

図‐3 補強詳細図-1004-

3

〔BF シリーズ(主筋 4-D19)〕
最大耐力は，低強度と普通強度コンクリート共に，補強を行うことに試験区間

試験区間

よって無補強試験体の最大耐力を

BT-1L 破壊状況

BF-1L 破壊状況上回った。また，最大耐力時の鉄筋の引抜量は，補強後は低強度試験体
試験区間の方が 3.0mm を超える引抜量とな

試験区間

BT-2L 破壊状況

り，普通強度試験体の引抜量を大きBF-2L 破壊状況

く上回った。
ひび割れ状況は，コンクリート強試験区間

度の違いに関わらず，割裂ひび割れ
試験区間が開くと同時に耐力低下に至った。

BT-1N 破壊状況

BF-1N 破壊状況

ひび割れ後はカバーコンクリートがすべて剥がれ，サイドスプリット
試験区間型の破壊が起こったと考えられる。

試験区間

また，普通強度試験体では，補強

BT-2N 破壊状況

BF-2N 破壊状況

後に関し，ピーク後に炭素繊維シー

写真 1 低強度無補強試験体破壊状況

トが切れ急激に耐力低下した。しかし，低強度試験体の補強後のものは 30mm 以上の引抜加の引抜量は 0.8mm 程度の値でほぼ一定であったのに対し，力を加えても炭素繊維シートは切れず，ピークの 7 割程

低強度コンクリート試験体では，BT-1L・BT-2L では度の耐力を保った。以上から，低強度コンクリートでは1.2mm 程度の引抜量，BT-3L・BT-4L では 1.7mm 程度と，最大耐力以降も炭素繊維シートは切れず，補強により付補強の増加に伴い引抜量が大きくなっていた。また，普着応力度の急激な低下を防ぐ効果があった。

通強度より低強度の方が，引抜量が大きい傾向があった。

〔BT シリーズ(主筋 2-D13)〕

ひび割れは，全試験体通して割裂ひび割れは大きく開最大耐力は，BF シリーズと同様，低強度と普通強度コかず，最大耐力以降もカバーコンクリートが剥がれ落ち

ンクリート共に，補強を行うことによって無補強試験体なかった。この状況から，鉄筋の引抜による耐力低下がの最大耐力を上回った。また，最大耐力時の鉄筋の引抜起こったと考えられる。

量は，普通強度試験体では補強前後を通し，最大耐力時
4. 既往の強度評価との比較
表‐5 実験値と計算値の付着応力度比較

2.63
3.16
3.72
3.57
1.34
1.76
2.11
1.98

BFシリーズ

BF-1N
2.29
BF-2N Z1層
2.53
BF-3N A1層
2.71
BF-4N Z2層
2.71
BF-1L
1.20
BF-2L Z1層
1.33
BF-3L A1層
1.42
BF-4L Z2層
1.42
※3 Z:ゼブラ巻、A:全層巻

τbmax
τbu
1.14
1.25
1.37
1.32
1.11
1.33
1.48
1.40

試験体

B-Fシリーズ
4BF-4N2BF-2L

BF-4LBF-1L

1(N/mm 2 )(N/mm 2 )
実験値

BF-1N

BF-3L02

計算値 実験値
τbmax
τbuτbmaxτbu(N/mm2) (N/mm2)

Z1層
A1層
Z2層
Z1層
A1層
Z2層

6.24
6.93
7.45
7.45
3.27
3.63
3.90
3.90

低強度 無補強
低強度 補強低強度 無補強
普通強度
普通強度
普通強度補強

9.08
10.06
9.64
11.13
3.75
4.78
4.73
4.49

よる付着応力度の比較を示す。ここで使用した強度評価式は，文献 4)による以下の(2)

1.45
1.45
1.29
1.49
1.15
1.32
1.211.15

式τbu に材料試験の結果を用いて算出した。

τ bu = τ co + τ st ( N / mm 2 )τ st = 9.51 ⋅pw’:横補強筋と連続繊維補強材のせん断補
BT-4N強筋比の和

BT-3N

pw = pws + κ ⋅'BT-1N

012
計算値

(N/mm 2 )

34'

但し,

6BT-2L
4BT-3L
BT-4L

BT-1L
202

低強度 無補強
低強度 補強低強度無補強普通強度
普通強度
普通強度補強

Ε fd
Εs

Ε fd
Εs

pwf

κ = 3 − 500

Ε fd
Εs

pwf

(3)

p wf > 0.003の場合κ = 1.5

ここに，pws’:外周に配される横補強筋のせん断補強筋比，pwf:連続繊維補強材のせん断補強筋比，Es:横補強筋のヤン00b ⋅ pw 'σBN ⋅ db

BT-2N8(2)τ co = (0.117bi + 0.163) σ B

B-Tシリーズ10BF-2N

図‐5，表‐5 に既往の強度評価と実験に補強方法※312BF-3N

3BT-1N
BT-2N
BT-3N
BT-4N
BT-1L
BT-2L
BT-3L
BT-4LBTシリーズ

計算値 実験値τbuτbmax(N/mm2) (N/mm2)

実験値

試験体

補強方法※302468計算値 (N/mm 2 )

図‐5 実験値と計算値の付着応力度比較-1005-

1012グ係数，Efd:連続繊維補強材の規格ヤング係数である。

試験体の付着強度は，強度７N/mm2 程度の低強度コンクリートと強度 29N/mm2 程度の普通強度コンクリート量
水平ジャッキ(500kN×2本)

試験体に対して，また 2-D13 シリーズ，4-D19 シリーズ
試験体共に，計算値τbu の値を上回っていた。
4-D19 シリーズでは，実験値τ/計算値τbu を比較する

鉛直ジャッキ(1000kN)と，低強度試験体は無補強で 1.11 程度，補強後は 1.30～
図‐7 加力装置図1.50 程度の余裕度があった。普通強度試験体では，無補強では 1.14 程度，補強後は 1.25～1.40 程度の余裕度であ5.2 材料特性った。以上の結果から，4-D19 シリーズでは，補強量のコンクリートは，キャンティレバー型付着試験体の低増加に従い耐力は上昇し，その強度評価式は低強度コン

強度コンクリートシリーズと同じ調合を使用し，加力当クリートの範囲でも評価が可能であったと考えられる。

日のコンクリート実強度σB は 7N/mm2 程度と，強度を抑また，補強後の強度上昇は，低強度コンクリートの方がえることができた。また，材料特性を表‐7 に示す。

大きい傾向が見られた。

表‐7 柱試験体の材料特性
ヤング係数
降伏強度 降伏歪 引張強さ 破断歪鉄筋種（ｋN/mm2) （N/mm2) （％） （N/mm2) （％）
D62.09×105 391.67 0.187 525.21 13.13
D131.81×105 356.33 0.197 507.37 16.14

2-D13 シリーズでは，実験値τ/計算値τbu を比較すると，普通強度試験体は 1.30～1.45 程度の余裕度に対し，低強度試験体は 1.15~1.30 程度の余裕度だった。このことから 2-D13 シリーズでは，コンクリート強度の低下により，強度評価式との開きが小さくなっていたという傾向が見られた。また，補強後の付着力上昇については，
低強度試験体ではゼブラ一層補強がゼブラ二層補強の目付け量 設計厚さ 規格引張強度 規格ヤング係数(mm)(Gpa)(N/mm2)(g/m2)
炭素繊維シート 3400MPa
200
0.1113400
230
呼び名

5.3 補強方法

耐力を上回るなど，補強量の増加に伴った耐力上昇はみ

補強詳細図を図‐8 に示す。

られなかった。普通強度試験体でも，ゼブラ一層補強が試験体シリーズ毎で補強量をパ

全層一層巻き補強の耐力を上回っていた。

ラメータとし，それぞれ LcFB05には全層巻き 1 層補強，LcFB11

表‐6 柱試験体諸元
試験体
LcBB00
LcFB00
LcFB05
LcFB11

コンクリート強度σB(N/mm2)
6.86
6.71
7.117.18

炭素繊維シート 軸力比
b×D h0
主筋
フープ
h0/D
補強筋比
η
(mm) (mm) (SD295) (SD295)
pwf(%)
2-D600.15
12-D13400@2000P:× 1500
3.75
t
Pw:
0.250.054
4000.95(%)
0.08(%)
0.108には全層巻き 2 層補強を施した。
本実験では炭素繊維シートを巻き付けるにあたり，試験体製作段階で，補強を施す試験体の柱コーナー部分に R 面木を埋め込
単位:mm

み，r =30mm 程度で面取り
加力方向5.低強度コンクリート柱試験体を施した。

5.1 試験体概要

5.4 柱試験体実験結果
柱試験体の破壊経過を以下に示す。また，水平荷重‐柱試験体諸元を表‐6 に，試験体配筋図を図‐6 に示す。柱主筋12－D13

図‐8 柱試験体補強詳細図

変形関係の包絡線を図‐9 に示す。

試験体は全試験体共通で断面軸力比η=0.15 の無補強試験体 LcBB00 は，R=±400×400mm，主筋は 12-D13/150(rad.)で，正負共に主筋の引張降伏が生じ，その次の(SD295，Pt=0.95%)，せん断補強サイクルである R=+1/83(rad.)で最大耐力に至った。負側筋は，ヒンジゾーンのせん断破サイクルでは，R=-1/83(rad.)途中で，主筋の圧縮降伏の壊を防ぐため，端部から 400mm

後，水平変位-16.5mm（R=1/90(rad.)程度）において主筋までは 2-D6@133（SD295），中に沿うひび割れが生じ，急激な耐力低下となった。破壊央区間では 2-D6@200(SD295，形式は，負側加力に対しては，付着割裂ひび割れの後にPw=0.08%)とした。内法スパン耐力低下したことから，主筋の曲げ降伏後の付着割裂破1500mm とした。加力方法は，壊であったと考えられる。また，正側加力では，曲げ降

図‐7 に示す加力装置を用い，試験体に定軸力(軸力比伏により最大耐力が決定していた。軸力比η=0.25 の無LcFB シリーズ:η=0.25，LcBB00:η=0.15) を載荷した状補強試験体 LcFB00 は，R=+1/83(rad.)途中で主筋の引張態で上下スタブを平行に保ちながら柱部分に逆対称せ降伏が生じた後，水平変位-15.5mm（R=1/97(rad.)程度）ん断力を加える，静的正負交番繰り返し載荷とした。

において主筋に沿うひび割れが生じ，急激な耐力低下とフープ
2－D6@200フープ
2－D6@133

単位:mm

図‐6 試験体配筋図-1006-

表‐8 柱試験体の実験結果

200-1/250

150

水平荷重 (kN)

100計算値
実験値
試験体 破壊形式※4 Qexp※5 τmax※6 最大耐力時 τbuτmax/τbu
部材角(kN) (N/mm2)(N/mm2)(rad）
LcBB00
M⇒B
133
2.06
-1/90
2.63
0.78
LcFB00B
142
2.02+1/97
2.60
0.78
LcFB05M
162
2.02+1/83
3.03
0.67
LcFB11M
162
1.99+1/50
3.31
0.60

LcFB11

層間変形角(rad)-1/83
LcFB05-1/25 -1/50-1/1050

LcFB000-50

1/50 1/25-100

層間変形角(rad)1/83-150※4M:曲げ降伏

1/10

補強試験体 LcFB05･LcFB11 では，τmax が 2.00N/mm2-150-100-50050

水平変形
層間変形角(rad)150-1/50100150200(mm)(kN)

程度で主筋降伏が確認された。しかし，最大耐力時の付着割裂はみられず，最大耐力以降も付着力を維持してい-1/250
LcFB00た。この結果から，柱試験体においても炭素繊維シート-1/83 -1/150

100

水平荷重

※6最大耐力時の付着応力急激に失われた。

2000※5最大せん断力着力低下が確認されていた。割裂ひび割れ後，付着力は1/250-200-20050

B:付着割裂補強による付着力の改善効果があったといえる。
LcBB006.1 無補強試験体付着せん断耐力
本実験における無補強試験体の付着せん断耐力を，文献 6)による付着割裂破壊時のせん断力の算定式 Vbu によLcBB00
LcFB00-50-100

1/150-1501/83

1/250

層間変形角(rad)010り求めた。以下に Vbu を示す。

1/50Vbu = Vt + Va

Vt =τ∑ψ･je-200-40-30-20-10

水平変形20(5)3040(mm)

図‐9 水平荷重‐変形関係の包絡線(6)⎧⎪τ∑ψ⎫⎪ bD
1(7)Va = ⎨νσB −･tanθ⎬sinφcosφ λbe ⎪⎭ 2⎪⎩
但し，τ:付着割裂強度，ψ:周長，je:トラス機構の断面有なった。付着割裂ひび割れの後に耐力低下したことから，

効せい，ν:コンクリート有効強度係数，σB:コンクリー

破壊形式は主筋の曲げ降伏後の付着割裂破壊であった

ト強度，φ:トラス機構のコンクリート斜め圧縮束材角度，と考えられる。一層巻き補強試験体 LcFB05 と二層巻き

λ:トラス機構の有効係数，be:トラス機構の断面有効幅

補強試験体 LcFB11 はほぼ同様の経過をたどり，R=±

この式は，トラス･アーチ作用に基づきせん断耐力を算1/150(rad.)で正負共に主筋の引張降伏と圧縮降伏が生じ，出している。本試験体では，アーチ作用を表す(7)式 Va

次のサイクルである R=±1/83(rad.)で正負共に最大耐力が負側の値となり，計算上，低減されたコンクリートのに至った。主筋の降伏状況から，破壊形式は曲げ破壊でせん断圧縮強度より，トラス機構に使用されたコンクリあったと考えられる。

ート圧縮力が大きくなった。その様な問題点から，(5)5.5 柱試験体付着応力式 Vbu による付着せん断耐力の判定は行えなかった。

歪計測位置

表‐8 に柱試験体の実験結果を示す。
区間(mm)

表‐9 無補強試験体実験値‐計算値比較

表中に示す付着力τmax は，下記の(4)式

正面

計算値
試験体を図‐10 に示す。

τmax =(ε 上 − ε 下 )E s･As
ψ ・l

ここで，ε上，下:計測区間上下の最大耐力

160

時鉄筋歪，Es:鉄筋のヤング係数，As:鉄筋

140120(kN)の断面積，Ψ:鉄筋の周長，l:区間長さ

実験値
Qexp
Qmu 曲げ降伏 Qexp
強度Vt(kN)
(kN)
(kN)
115
124
133 1.29
131139142 1.35

軸力比による比較180

表に示すとおり，付着割裂破壊を起こ
図‐10 付着計測区間

Vt
(kN)

LcBB00 103
LcFB00 105(4)

100Q400

付着計測区間歪計測位置700400によって算出した。付着を計測した区間

80

した LcBB00･LcFB00 両試験体では，付60

着力τmax は計算による付着力τbu の 8 割40程度であった。これは正負繰り返し加力20の影響により付着劣化が起こっていたと考えられる。文献 5)における普通強度コンクリート RC 柱でも同様な付-1007-

LcFB00

LcBB00Qsub
Qmu
曲げ降伏Qexp

00.10.15

0.20.25

軸力比η

図‐11 軸力比による強度比較

0.3

そこで，(6)式 Vt のτに，実験で計測されたτmax を使7.まとめ用し，トラス作用による付着せん断耐力を求め，試験体低強度コンクリートを使用した RC キャンティレバー

1)型付着試験体 16 体の引抜き試験並びに柱試験体 4 体にの最大耐力と比較を行った。また，比較のため，文献による以下の(8)式による曲げ耐力 Qmu による評価も同時対する静的加力実験を行い，以下のような知見を得た。に行った。Qmu，Vt に材料試験の結果を用いて算出したも(1) 付着試験体の実験結果から，付着応力度評価式τbu
は，コンクリート強度 7N/mm2 程度の範囲においてのと実験値の比較を図‐11，表‐9 に示す。
N)
M u = 0.8a t･σy･D + 0.5 N ･D (1 −b･D･σBも強度評価は可能であった。また，炭素繊維シート(8)により付着力の改善を図ることが可能であった。

軸力比の異なる LcBB00･LcFB00 共に，曲げ降伏強(2) 付着試験体の実験結果から，低強度コンクリートで度は Qmu を 1 割程度上回り，曲げ降伏点を精度よく評価

は，炭素繊維シート補強後の最大耐力時引抜量は，した。また，試験体最大耐力は，Vt を 30%程度上回った。

普通強度コンクリートと比較してより大きな引抜6.3 補強試験体耐力評価量となる傾向がみられた。

補強試験体の実験値と計算値の比較を表‐10，図‐12(3) 柱試験体の結果から，付着割裂破壊が起こる RC 柱に示す。ここで，補強後の付着せん断耐力は，文献 4)にに対して，炭素繊維シート補強を行うことにより脆よる Qsub により求めた。以下に Qsub を示す。

性的な破壊を防ぐ効果が得られた。

⎧⎪τbu ∑ψ⎫⎪ bD1Qsub =τbu ∑ψ･jt + ⎨νσB −tanθ⎬sinφcosφ b ⎪⎭ 2⎪⎩

(9)(4) キャンティレバー型試験体では実験による付着力

ここでの係数は，（5）式 Vbu と同じものとする。式中

験体では，実験による付着力はτbu の 8 割程度の付は付着応力度評価式τbu を上回ったが，無補強柱試のτbu は，(2)式によるものを使用する。

着力となっていた。

Qsub と Vbu の違いは，①トラス機構の有効係数λ=1②(5) 文献 6) による付着割裂破壊時のせん断力の算定式

トラス機構の圧縮束材角度φ=45°(cotφ=1)③トラス機

Vbu は，本試験体では評価を行えなかった。また，構の断面有効幅が柱幅 b，という 3 点である。また，補本試験体ではトラス機構によるせん断力 Vt を上回

強後の Qsub の場合，Vbu とは異なり，アーチ作用分も負った。

側にはならなかった。

参考文献

炭素繊維シート 1 層補強 LcFB05，2 層補強 LcFB11 共1)に，破壊破壊形式は曲げ破壊であり，その曲げ降伏強度は Qmu を 12%程度上回り，曲げ降伏点を精度よく評価し耐震改修設計指針･同解説，pp.162-170，2001.22)ていた。また，本実験では補強により破壊形式が付着割裂破壊から曲げ破壊へと変化しており，Qsub は補強後 Qmu

日本建築防災協会:既存鉄筋コンクリート造建物の日本建築防災協会:既存鉄筋コンクリート造建物の耐震診断基準･同解説，pp.52，197，2001.23)

帆足勇磨，増田安彦，田才晃，楠浩一:低強度コンクの値を上回り，付着せん断耐力の上昇を評価できていた。

リート RC 造柱の炭素繊維シート補強による靱性能

表‐10 補強試験体実験値‐計算値比較に関する実験的研究，コンクリート工学年次論文集，計算値
試験体

Qsub(kN)

LcFB05 160
LcFB11 167

実験値
曲げ降伏Qmu
Qexp
強度(kN)
(kN)
(kN)
134
150
162
135150162

pp. 1243‐1248，2008

曲げ降伏強度4)

Qmu
1.12
1.11

計施工指針案，pp292，2002.35)

補強量による比較

180

究（その 2140(kN)

100Q806)

Qsub
Qmu
曲げ降伏
Qexp

200.08シート補強比p wf (%)

0.10

日本建築学会:鉄筋コンクリート造建物の靭性保障
型耐震設計指針･解説，pp175-177，1997.7

400.06

実験結果の検討），日本建築学会学術講演梗概集，pp217-218，1993.9

LcFB11

LcFB056000.04

前田匡樹，細川洋治，小谷俊介，青木博之:鉄筋コン
クリート部材の付着割裂破壊性状に関する実験研

160120

日本建築学会:連続繊維補強コンクリート系構造設

0.12

図‐12 シート補強量による強度比較-1008-