コンクリート工学年次論文集，Vol.27，No.2，2005

論文

乾式吹付け工法により断面修復された RC 柱の耐震性能
宮内克之*1・黒石吉孝*2

要旨：断面修復された鉄筋コンクリート部材の場合，母材コンクリートと修復材との界面を有するため，地震動のような正負交番繰返し荷重の作用を受けると耐震性能が低下する恐れがある。そこで，ポリマーセメントモルタルを使用した乾式吹付け工法により断面修復された既存の鉄筋コンクリート柱を対象に，基本的な耐震性能の評価を行った。その結果，正負交番繰返し載荷による界面の割裂現象は観察されるものの，耐震性能は健全で無修復の場合と同程度確保されることが確認された。
キーワード：乾式吹付け，断面修復，耐震， RC 柱
1. はじめにに，耐震性能の基本的な評価を行った。

既存の鉄筋コンクリート（RC）構造物の断面修復工法としては，比較的狭い範囲の場合には

2. 実験概要

ポリマーセメントモルタルのコテ塗りが，広範

2.1 実験計画

囲に及ぶ断面修復の場合には吹付け工法が採用

実験は乾式吹付けポリマーセメントモルタされることが多い。このうち吹付けによる断面ル（以下，PCM）の強度特性の評価（表－１）

修復工法は，型枠が不要であること，規模の大と RC 柱の正負交番繰返し載荷試験（表－２）

きい断面修復に際して効率的，経済的であるこから構成されている。とから施工量が増加している。中でもポリマー

PCM の強度特性の評価試験としては，圧縮強セメントモルタルを使用した乾式吹付け工法は，度試験，割裂強度試験，母材との付着強度試験，粉塵やリバウンドの面で改良の余地はあるもの

母材との界面割裂強度試験，吹付けを２層に分の，小回りが利き施工性がよいこと，吹付け速けて行った場合の層間での一体性を評価する度が速いため締固め効果が大きく母材との付着ための層間割裂強度試験，超高強力ポリエチレ性が高いこと，したがって厚付けが可能なこと，ン繊維メッシュ（以下，HPM）を層間に配置しまた組織が緻密となり中性化が進行しにくいこた際の付着強度試験を行った。と，有機系材料を使用していないため劣化しないなど優位な点が多く，今後使用の機会は増加

表－１ 実験計画：PCM の強度特性
試験体の直径

試験時材齢および養生条件

φ54番繰返し荷重の作用を受けると耐震性能が低下

圧縮強度
割裂強度
弾性係数

材齢 28 日（標準水中）柱試験時（現場養生）する恐れがある。そこで本研究においては，ポ付着強度

φ59

リマーセメントモルタルを使用した乾式吹付け

界面割裂強度
層間割裂強度φ104

材齢 28 日（現場養生）
柱試験時（現場養生）

付着強度：HPM

φ59

材齢 28 日（現場養生）するものと考えられる。しかし，断面修復された RC 部材の場合，母材コンクリートと修復材との界面を有するため，地震動のような正負交工法により断面修復された既存の RC 柱を対象

*1 福山大学

工学部建設環境工学科教授*2 （株）クリテック・ジャパン

試験の種類

博士（工）（正会員）

チーフエンジニア-1501-

柱試験体の形状寸法および断面の修復計画

表－２ 実験計画：正負交番繰返し載荷試験を図－１に示す。RC 柱には軸方向鉄筋として 6試験体－D13，せん断補強筋として D6－75mm の帯鉄

A1

健全で無修復（基準試験体）筋を配置した。健全で無修復の試験体（以下，A2

二面修復：軸方向鉄筋裏面（47mm）

基準試験体）A1 は耐力比が約 2.5（曲げ耐力：A3

二面修復：軸方向鉄筋裏面+10mm（57mm）

102.0 kN，せん断耐力：41.5 kN）に設計されてA4

四面修復：軸方向鉄筋裏面+10mm（57mm）いる。コンクリートには呼び強度 24 のレディ

断面修復の方法：はつり深さ；（吹付け厚）

四面修復：軸方向鉄筋裏面+10mm（30+27mm）

A5ーミクストコンクリートを用いた。鉄筋および超高強力ポリエチレン繊維メッシュ配置

コンクリートの強度特性を表－３，４に示す。
表－３ 鉄筋の機械的特性

断面修復は，二面修復および四面修復とした。

降伏強度

引張強度

弾性係数

（N/mm2）（N/mm2）（kN/mm2）

D13:SD345358531187

D6:SD295414577186

二面修復の場合の修復面は引張圧縮面とし，母材コンクリートと修復材との界面位置の影響を検討するため，はつり深さを鉄筋裏面（47mm）と鉄筋裏面+10 mm（57 mm）の２種類と鉄筋種した。四面修復の場合の修復面は鉄筋裏面+10

表－４ コンクリートの機械的特性mm（57 mm）とした。
材齢

一般に RC 柱の終局は，かぶりコンクリートの剥落時に対応すると考えられる。そこで，界28 日面を有する RC 柱のかぶりコンクリートの剥落128 日を遅らせ，終局変位を大きくする目的で，高強柱試験時

養生

圧縮強度

割裂強度

条件

22

弾性係数

（N/mm ） （N/mm ） （kN/mm2）

標準33.1

3.0629.2

現場26.22.19

25.4

度で伸び能力の高い HPM を配置した試験体に
表－５ HPM の特性関しても実験を行った。使用した HPM の特性＊1を表－５に示す。
2.2 試験体の作製
柱試験体は，材齢 42 日で電動ピックにより所

伸度＊3

厚み（mm）（mm）（kN/5cm）（%）

100.27

縦・横 1.36

縦・横 3.5＊1：メッシュの間隔＊2：5 cm 当りの引張最大荷重（JIS L1096）＊3：引張最大荷重時の伸び率（JIS L1096）

200

ハツリ＆吹付け

引張強力＊2目合

600

A3240

4047A447A557

ひずみゲージ
HPM

D13↓

載荷方向

50600

57370

80 100270

100 804050 30←D1375×8=600↓D6A2200
40 60 60 40

A1575757

HPM2層 57

図－１ 柱試験体の形状寸法および断面の修復計画-1502-（単位：mm）

表－６ 乾式吹付けモルタルの強度特性
材齢養生
条件

圧縮強度

割裂強度

2

弾性係数

2

付着強度

2

界面割裂強度22（N/mm ） （N/mm ） （kN/mm ） （N/mm ）層間割裂強度（N/mm ）

（N/mm2）28 日

標準64.84.81

32.3－－4.73

28 日

現場

－－－

2.87

2.97－

86 日（柱試験時） 現場

93.3

3.66

35.6－

3.19

4.15

表－７ PCM と HPM との付着特性定の寸法まではつった後，ウォータージェット（以後，WJ）により約 400～500 気圧で目荒らしを行った。

HPM の層数

無１層２層付着強度（N/mm2）2.85

2.451.51

はつり作業に続き，プレウェッティングを行った後，乾式モルタルを吹き付けた。吹付けを層間の割裂強度は非常に高く，PCM 自体の割裂行った後直ちに所要の寸法に整形を行った。ま

強度と同程度と考えられ，２層に分けて吹き付た，乾式モルタルの強度試験用，付着強度試験

けることの付着強度への影響はないものと思わ

用，界面割裂強度試験用および層間割裂強度試れる。
HPM との付着試験の結果を表－７に示す。

験用の試験体も同時に作製した。
吹付けを終えた試験体は直ちに保水シートでHPM を配置していない場合の破壊面は，母材コ覆い，乾燥するのを防止した。標準水中養生をンクリートであり，HPM を配置した場合は１，施す試験体は，吹付け後２日で 20±2℃の水中２層の場合とも繊維面で破壊した。１層の場合養生を開始した。の付着強度は，無配置の場合の約 86 %で，付着HPM との付着試験用試験体は別途作製した。

が十分確保されていることがわかる。しかし，母材には RC 製 U 形側溝蓋 400×600×60 mm を２層の場合には，明らかな付着強度の低下が見使用し，WJ で目荒しを行った後 PCM を 10 mmられた。

厚で吹き付けた。吹付け直後に HPM を配置し，4. 正負交番繰返し試験

更に PCM を 30 mm 厚で吹き付けた。

4.1 実験方法
軸方向鉄筋のひずみが降伏点ひずみ（降伏点3. 乾式吹付けモルタルの強度特性の評価試験の結果を表－６に示す。付着試験は建研強度／弾性係数）に達した時点の載荷点の変位式によって行った。付着試験における破断面は

δy を基準に，±δy, ±2δy, ±3δy, ･･･と順次母材コンクリートであった。したがって，PCM変位を増加させながら，正負交番繰返し載荷を2の実際の付着強度は，表－６の値 2.87 N/mm行った。同一変位での繰返し回数は３回とした。

よりも高いものと推察され，断面修復材としてなお，軸力は載荷していない。試験中は載荷点十分な付着強度を有しているものと思われる。の変位を変位計により，軸方向鉄筋，帯鉄筋の母材と PCM との界面割裂試験における破壊ひずみを抵抗線式ひずみゲージによって測定し面は，界面から 1～2 mm 程度入った母材コンクた（図－１参照）。また，柱部材の平均曲率の分リートで生じており，付着面での破壊は観察さ布，界面剥離幅および軸方向鉄筋の基礎からのれなかった。割裂試験の結果より，柱試験時に抜出し量を算定するための測定点を，柱部前面おける割裂強度の大小関係は，母材の割裂強度に７列 21 段，側面中央に１列 21 段いずれも 25＜界面割裂強度＜PCM の割裂強度と考えられmm 間隔で配置した（写真－１参照）。各測定点る。また，PCM を２層に分けて吹き付けた際のの変位を画像計測法 1), 2)によって測定した。

-1503-

A1A2A3A4A5

写真－１ ひび割れ状況（6δy１回目正載荷時：写真左向きに載荷）
4.2 実験結果および考察

0.80.70.60.50.40.30.20.10.0-0.1 0

計測法により求めた各測定点の三次元座標値を用いている。なお，画像計測法による各測定点の座標値の算定精度は，概ねσ=0.02～0.03 mm程度であった。

相対変位（mm）

以下に示す結果および考察においては，画像

写真－１に，各試験体のひび割れの状況を示す。

12地震動のような正負交番繰返し載荷を受ける

225 mm
250 mm
275 mm
300 mm
325 mm
350 mm
375 mm1.0
相対変位（mm）

た面での割裂剥離であり，付着面での剥離は観0.80.60.4012

本目のせん断ひび割れの先端近傍）における修復材と母材コンクリートとの界面の剥離状況を，

791.0る。A1 は界面を有しておらず，鉄筋位置でのせ

225 mm
250 mm
275 mm
300 mm
325 mm
350 mm
375 mm0.8相対変位（mm）いることが推察される。しかし，この試験体の3456変位（×δy）(b) A2界面を挟む測定点の相対変位で示したものであ変位が大きくなっており，界面剥離が進行して8せん断ひび割れ ↓0.0

図－２は，基部から 225～375 mm の範囲（２A2 では，5δy 以降 250～350 mm の範囲で相対90.2察されなかった。

ん断付着破壊が進行していないことがわかる。

81.2が懸念される。A1, A2, A3 ともに基部から 200

は界面から 1～2 mm 母材コンクリートに入っ7(a) A1と，修復材と母材コンクリートとの界面の剥離は鉄筋位置での付着割裂によるもので，A2, A3↓せん断ひび割れ

3456変位（×δy）(1) 界面剥離状況mm 程度までの範囲で縦割れが確認された。A1せん断ひび割れ ↓225 mm250 mm
275 mm
300 mm
325 mm
350 mm
375 mm

0.60.40.2

場合鉄筋裏面と界面とがほぼ同位置にあるため0.0鉄筋面での割裂の影響が大きいものと考えられ-0.2る。試験終了後の調査では界面より 1～2 mm 母012

せん断ひび割れ ↓↓3456(c) A3

A3 は，8δy での繰返しを終了するまで相対変位

図－２ 界面の剥離状況-1504-

8変位（×δy）

材コンクリートに入った面での割裂であった。の増加は見られず，界面剥離も付着割裂も生じ7（基部から 225～375 mm）

9

ていないものと思われる。これは，使用した修1.2

復材の付着強度および割裂強度が高いためと考変位（mm）えられる。
図－３は，HPM 重ね部の剥離の程度を見るために，柱下部においてひび割れで囲まれた領域（断面中央，基礎から 100 mm）の測定点の面1.0A40.8A50.60.4外方向への変位を示したものである。A5 におい

0.2ては 7δy 以降面外方向へのはらみ出しの傾向

0.00が見られる。HPM 重ね部を想定した２層重ねに1234 5 6 7変位（×δy）

8910

対する付着強度は表－７に示すとおり，１層の場合や PCM の付着強度に比べて小さく，HPM

図－３ 面外方向への剥離状況

２層重ね部において吹付け材の付着切れが生じ，

600(2) 曲率分布
図－４に試験体 A1, A2, A3 の 3δy の１回目正載荷時における平均曲率の分布を示す。基準試
験体 A1 の塑性ヒンジ長 100 mm と比較して，断面修復を施した試験体では，塑性ヒンジ長が基礎からの高さ（mm）A1面外方向へはらみ出したものと考えられる。

500A2400A3300200100

多少長くなる（A2:150 mm, A3:125 mm）傾向に0-0.1あることがわかる。この傾向は，6δy まで同様

00.10.20.30.4-3曲率（×10 /m）であった。
四面修復した場合の平均曲率の分布を図－５図－４ 平均曲率の分布（3δy１回目正載荷）に示す。四面修復した場合も塑性ヒンジ長が多れ発生位置に曲げ変形が集中する傾向にあったが，HPM を配置した試験体 A5 では，応力が分散されるため A4 と比べると曲率分布が滑らかになる傾向にあった。
(3) せん断変形の割合

600
A4500

基礎からの高さ（mm）少長くなる傾向にあった。A4 では，曲げひび割

A5400300200100

界面の剥離が進行すると，変形に対する影響

0-0.2

は曲げ変形よりもせん断変形に著しく現れるも00.20.40.60.8-3曲率（×10 /m）のと思われる。そこで，全変形量に占めるせん断変形量の割合の変化を図－６に示す。せん断

図－５ 平均曲率の分布（5δy１回目正載荷）

変形量 δ s は次式により求めた。

δ s = δ − δb − δ r(1)

ここに， δ ：全変形量， δ b ：平均曲率を柱高させん断変形量の占める割合が徐々に増加し，最方向に積分して求めた曲げ変形量，δ r ：軸方向

終的には 3～5 割程度に達している。しかし，断鉄筋の基礎からの抜出しに伴う柱部の剛体回転面修復を行ったことの影響は無いようである。
HPM を配置した試験体 A5 では，繊維がせんによる載荷点での変形量である。
図－６より，A1, A2, A3 試験体とも 4δy 以降断補強筋としての役目を果たすため，7δy まで-1505-

0.6

占める割合が小さく，HPM を配置することの効0.5果が伺われる。
(4) 等価減衰定数
図－７に各試験体の等価減衰定数を示す。二面修復した試験体の等価減衰定数は，基準試験体に比べて幾分大きくなっており，界面を有すせん断変形量の割合

A4 試験体に比較して明らかにせん断変形量のることの影響は無いようである。

A1A2A3A4A50.40.30.20.10.0-0.1 02

図－６ せん断変形量の割合の変化

れは，乾式吹付けモルタルの強度が高く，せん0.30

6δy 以降の大変形域においては，等価減衰定数0.25も緩やかであり，HPM を配置することの効果が等価減衰定数断耐力が向上したことによるものと考えられる。

変形域における等価減衰定数の低下が A4 より8変位（×δy）

2δy 以降等価減衰定数が若干大きくなった。こた。四面修復し，HPM を配置した試験体は，大6-0.2

四面修復した試験体は，基準試験体に比べては低下したが，基準試験体と同程度以上であっ4見られた。

0.200.15A1A2A3A4A50.100.050.00

5. 結論0246810

変位（×δy）

ポリマーセメントモルタルを使用した乾式吹付け工法によって断面修復を施した RC 柱試験

図－７ 等価減衰定数の変化体に関して，耐震性について実験的に検討した定数の低下が無配置の試験体よりも緩やか

結果，以下のことが明らかになった。

であり，超高強力ポリエチレン繊維メッシ(1) 断面修復を施した試験体では，正負交番繰ュを配置することの効果が見られた。

返し載荷に伴う界面の割裂剥離は発生するものの，剥離面は付着面近傍の母材コンク謝辞

本研究で使用した超高強力ポリエチレンリートであり，付着面での剥離は観察され繊維メッシュは東洋紡績（株）よりご提供いたなかった。

だきました。ここに記して感謝の意を表します。

(2) 断面修復を施した試験体では，健全で無修復の試験体と比較して塑性ヒンジ長が多少参考文献長くなる傾向にある。

1) 宮内克之ほか：画像計測法を用いた RC はり(3) せん断変形量の占める割合および等価減衰の変形特性の測定，コンクリート工学年次論

定数で見る限り，断面修復を行ったことの文集，Vol.26，No.2，pp.913-918，2004.7

耐震性への影響は無く，健全で無修復の場

2) 宮内克之，秋本圭一：画像計測法を用いた合と同程度の耐震性が確保されることが確

RC 柱の変形特性の測定，土木学会第 58 回年認された。

次学術講演会，V-415，pp.829-830，2003.9(4) 超高強力ポリエチレン繊維メッシュを配置した試験体は，大変形域における等価減衰-1506-