271

ステンレス鉄筋使用パネルと PC ストランド併用による RC 柱のじん性補強工法

１. はじめに

東京工業大学大学院

立石和也

日本コンクリート技術(株)篠田佳男

フジミコンサルタント(株)大嶋義隆

東京大学生産技術研究所

松本浩嗣

東京工業大学大学院

二羽淳一郎

認している 1)。

RC 柱の耐震補強工法として，鋼板巻立て工本研究では，帯鉄筋なしのせん断破壊型 RC法や RC 巻立て工法が一般的である。しかし，

柱にこの補強工法を適用し，ステンレス鉄筋使

鋼板巻立て工法では，鋼板が腐食する可能性が用パネルと PC ストランドがじん性補強効果にあるため，施工後も定期的なメンテナンスが欠及ぼす影響を明らかにすることを目的としていかせない。一方で，RC 巻立て工法は，コンクる。そこでまず，ステンレス鉄筋使用パネル間リートの増し厚により，断面の仕上がり厚さのの継手の性能について，図－1 に示すループ継増加が大きい。このため，建築限界の制限を満手模擬部を有する RC はり試験体を用いて検討足できなくなることから適用不可となる場合もを行った。続いて，PC ストランド巻立て量とスある。本工法は，図－1 に示すように，母材 RCテンレス鉄筋使用パネルの有無を実験パラメー

柱に PC ストランドを巻き立て，その周囲に細タとして，補強 RC 柱の静的正負交番載荷試験

径のステンレス鉄筋を用いた高強度の薄肉モルを行い，補強効果を検討した。

タルパネルを設置し，内部を無収縮モルタルで充填するものである。本工法の利点は，汎用的

２. 実験概要

で最細径である SUS304 ステンレス D4 鉄筋を２.１ RC はり試験概要

曲げ加工したものを，パネル間の接合のためのRC はり試験では，3 体の試験体を作製した。

ループ継手かつスペーサとして利用し，パネル実験パラメータは，ループ内への差込み筋の有をモルタル充填時の型枠として利用できること無と，ループ同士の施工誤差の有無である。ルである。そのため，母材 RC 柱に対する穴あけープ継手には差込み筋が用いられるのが普通で等は不要となり，表面処理だけで施工可能でああるが，施工性を考慮すると，差込み筋は無いる。PC ストランドは巻立てのみで施工可能で，方がよい。また，施工時に隣接するパネルが上

これにより，鉄筋工・型枠組立・脱型が不要となり省力化が可能である。さらに，高強度薄肉
モルタルパネルと細径のステンレス鉄筋を併用

PC ストランドステンレス鉄筋パネルすることで，巻立て厚が小さくても耐久性を確

既設 RC 柱保し，建築限界の制限にも対応できるなどのメ

差込み筋リットがある。
著者らは，本工法を RC はり試験体のせん断補強に適用し，無補強試験体と比較して，最大荷重が 3.0 倍程度まで向上することをすでに確

RC はり試験におけるループ継手模擬部

図－1

補強概念図

第５回コンクリート技術大会（盛岡） 2015年10月

272

RC はり試験体一覧
コンクリート
充填モルタル
圧縮強度
弾性係数
圧縮強度
(MPa)
(GPa)
(MPa)
37.8
26.0
70.8
30.9
24.9
62.7
36.6
31.157.3

表－1
試験体名

差込み筋有無

I-E0
NI-E0
I-E25

有無有施工
誤差(mm)0025

下方向にずれる可能性を想定し，その影響についても検討した。RC はり試験体の一覧を表－1

パネルモルタル
圧縮強度(MPa)
88.986.881.7

D10, SD295A
200 200 200 D10, SD345160170に示す。母材 RC はりは図－2 のように，断面40が 200mm×200mm，せん断スパンが 200mm で1000300ある。ステンレス鉄筋使用パネルは，図－3 のA 100 B(a) I-E0

ひずみゲージ貼付位置ように，厚さ 15mm，幅 200mm，長さ 300mm200であり，図－1 のループ継手部分を模擬するため，パネルの D4 ステンレス軸方向鉄筋(降伏強(b) NI-E015200度 561MPa)には曲げ加工がなされている。また，
RC はりの下部にも同様に曲げ加工されたステンレス鉄筋を配置した。補強としては，RC は(c) I-E25りの下面にステンレス鉄筋使用パネルを 40mmの間隔を空けて設置し，隙間に無収縮モルタル

図－225
はり試験体寸法図(単位:mm)を充填した。この RC はりの 4 点曲げ載荷試験

ひずみゲージ貼付位置300
2@100を行い，図－2，図－3 に示すパネル内軸方向ステンレス鉄筋のひずみを測定した。
２.２ RC 柱試験概要

200 100(１) RC 柱試験体概要
本研究では，3 体の試験体を作製した。その一覧を表－2 に示す。母材 RC 柱試験体は，図－4，図－5 に示すように，柱部断面が 200mm×200mm で，隅角部は PC ストランドを巻き立

40

図－355

ステンレス鉄筋使用パネル(RC はり試験)寸法図(単位:mm)てるために面取りを行っており，せん断スパン

表－2RC 柱試験体一覧

試験体名パネル

PC ストランド
巻立て間隔(mm)S150-NPS150-PS50-P

無有有15015050は 700mm，せん断スパン比は 4.24 である。試験体に用いた軸方向鉄筋，PC ストランド，ステンレス鉄筋の材料特性を表－3 に，コンクリート，モルタルの力学特性を表－4 に示す。実験
パラメータは，PC ストランド巻立て間隔とステンレス鉄筋使用パネルの有無である。
RC 柱の降伏時耐力，曲げ耐力は，側方鉄筋の圧縮力，引張力を考慮し算定した。また，コ用いた 2)。
(1)

V y  Vc  Vs
1/ 3

ンクリートの圧縮合力の算定には，等価応力ブVc  0.2 f c 'ロックを用いた。

Vs RC 柱のせん断耐力 V y 算定には，式(1)~(3)を補強
帯鉄筋比(%)(母材 RC
断面換算)
0.26
0.38
0.91

pw1 / 3 (103 / d )1 / 4 (0.75  1.4d / a)bwd

Astr f str z (1  cot  )z sin   Asus f sus
sstrssus(2)(3)

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273

ひずみゲージ貼付位置
310
310

200
165
200
D19SD345

ひずみゲージ貼付位置
200
補強区間

280
310

280
310280 SWPD3L 280

500 700

SUS-D49@50

3@150

4@100

3@150

500

700 4@100

700

700

500

1000

図－5(a) S150-NP(b) S150-P(c) S50-P
図－4 RC 柱試験体補強詳細(単位:mm)

表－3種類
柱軸方向鉄筋ステンレス鉄筋PC ストランドRC 柱試験体と載荷試験概要(単位:mm)

鉄筋と PC ストランドの材料特性
公称
降伏
引張
呼び名
断面積
強度
強度
(mm2) (MPa) (MPa)
D19286.5383575
D411.99561
720
SWPD3L 19.82
18871973

弾性係数
(GPa)
200
200
202

RC 柱試験体のコンクリート，モルタルの力学特性
柱部
フーチング部充填
コンクリートコンクリート
モルタル
圧縮強度
弾性係数
圧縮強度
弾性係数
圧縮強度(MPa)
(GPa)
(MPa)
(GPa)
(MPa)
29.7
29.8
36.7
32.4
62.2
34.3
39.5
37.9
31.4
61.8
27.8
22.3
39.2
31.7
52.9
表－4

試験体名
S150-NPS150-P
S50-P

パネル
モルタル
圧縮強度
(MPa)
90.8
77.2

ここで， Vc :コンクリートのせん断抵抗(N)，順としては，まず，PC ストランドを巻き立て，Vs :せん断補強鋼材のせん断抵抗(N)， f c ' :コンク

上下の端部はワイヤークリップを用いて定着すリートの圧縮強度(MPa)， d :有効高さ(mm)， pw :る。次に厚さ 15mm のステンレス鉄筋使用パネ

引張鉄筋比(%)， a :せん断スパン(mm)， bw :部材

ルを RC 柱の周囲に設置する。パネル中のステ断面幅(mm)， Astr および Asus :それぞれ sstr およびンレス鉄筋は，図－4 に示すように，曲げ加工

ssus 区間における PC ストランドとステンレスがされており，RC 柱との隙間のスペーサを兼2鉄筋の断面積(mm )，f str および f sus :それぞれ PCねるようになっている。また，隣接パネル間はストランドとステンレス鉄筋の降伏強度(MPa)，ステンレス鉄筋同士のループを組み，ループ内z  7d / 8 ， :PC ストランドの部材軸に対する傾には D4 ステンレス鉄筋を 1 本，軸方向に差込斜角度(度)， sstr および ssus :それぞれ PC ストラんだ。最後にパネル内側の空間に無収縮モルタンドとステンレス鉄筋の配置間隔(mm)である。

ルを充填し，補強完了となる。S150-NP についモルタルを充填する RC 柱とパネルの表面は，ては，PC ストランドを巻き立て，モルタルを打打込み時に表面処理用の遅延剤を塗布し，脱型込んで補強した。

時に水洗いすることで目粗しを行った。補強手

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274100

100I-E0NI-E0
I-E256080
荷重(kN)

荷重(kN)

8040

図－66040202000AB
降伏ひずみ

246変位(mm)

8荷重－変位関係

00

1 2 3 40 1 2 3 4 0 1 2 3 4-3-3ひずみ(×10-3)
ひずみ(×10 )ひずみ(×10 )(a) I-E0

図－7(b) NI-E0(c) I-E25

荷重－ステンレス鉄筋ひずみ関係(２) RC 柱載荷試験概要

ス鉄筋ひずみ関係，図－8 に載荷試験終了後の載荷試験には，油圧式 200kN 水平サーボアク

ひび割れ性状を示す。図－6，図－8 に示すようチュエータを使用し，変位制御による静的正負に，どの試験体も，まず等モーメント区間に曲交番載荷試験を行った。本試験では挙動が複雑げひび割れが入り，荷重低下を生じた。I-E0 で化しないように，軸力を加えず，水平方向のみは図－7(a)のように軸方向鉄筋の 1 本がすぐにの載荷を行った。軸方向鉄筋の降伏を確認する

降伏に至っ たため，そ こで載荷を 終了した。

ため，図－5 に示すように，試験体基部に設置

NI-E0 では，図－7(b)のように，2 本の軸方向鉄した引張側軸方向鉄筋の平均ひずみが降伏ひず筋がひずみ始めたが，ループ筋同士の隙間をひみに達するまで載荷を行い，その変位を降伏変び割れが進展し，降伏に至る前に荷重低下とな

位 δy として，1 サイクルの正負交番載荷を行っり，鉄筋のひずみも小さくなった。I-E25 では，た。以降は 2δy，3δy，と δy ずつ変位を増加させループ部から載荷点直下に向けてひび割れが進ながら，各サイクル内での最大荷重が降伏荷重展した。これにより，差込み筋周囲のモルタルを十分に下回るか，アクチュエータの作動ストが損傷し，ループ継手が破壊してしまったため，ロークの限界まで載荷を行った。なお，各載荷差込み筋に よるダウエ ル作用が失 われ，図－サイクルの繰り返し回数は 1 回とした。載荷点7(c)のように軸方向ステンレス鉄筋のひずみは変位を測定する変位計は，アクチュエータと試増加しなかったものと思われる。

験体を固定する鋼板の中央に取り付けた。また，

以上より，I-E0 のみステンレス鉄筋の降伏をフーチングの水平移動と浮き上がりによる変位確認した。これは帯鉄筋が降伏するまでループを補正するため，フーチング上面の載荷正負両継手が機能することを示すもので，この継手方側にそれぞれ 1 か所，フーチング側面に 1 か所法を RC 柱に適用した。ただし，D4 ステンレスの変位計を取り付けた。載荷中のひずみ性状を鉄筋の付着性能を明らかにすることが，今後の把握するため，図－4 に示すように，PC ストラ課題である。

ンド，パネル内ステンレス鉄筋のひずみを測定

３.２ RC 柱試験した。

(１) 破壊性状
図－9 に各試験体の終局変位に達する直前の

３. 試験結果と考察

載荷サイクル終了時の損傷状況，図－10 に各試

３.１ RC はり試験

験体の荷重－部材角関係を示す。部材角を算出

図－6 に各試験体の荷重－変位関係(破線部するための変位は，載荷点変位から基部の水平は除荷時)，図－7 に各試験体の荷重－ステンレ変位と，フーチングの回転変位を差し引いたも

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275

載荷方向

(a) I-E0

斜めひび割れ(b) NI-E0(c) I-E25

パネルモルタルの剥離(a) S150-NP

図－8

試験後のひび割れ性状

図－9(b) S150-P

終局変位直前載荷サイクル終了時のひび割れ性状(a) S150-NP

図－10(b) S150-P
荷重－部材角関係

荷重(kN)

200
150
100500-50
S150-NPS150-P-100S50-P-150-200-15 -10 -5 0 5 10 15部材角(%)
図－11200
150
100500-50-100-150-200-15 -10 -5 0 5 10 15部材角(%)

荷重(kN)

200
150
100500-50-100-150-200-15 -10 -5 0 5 10 15部材角(%)

荷重(kN)

荷重(kN)(太線は顕著なもの)

200
150
100
500-50-100-150-200-15 -10 -5 0 5 10 15部材角(%)(c) S50-P

荷重－部材角包絡線(c) S50-P

くのパネルの隅角部のモルタルが剥離し始めた。
これは，パネルが柱の変形によって圧縮力を受け，圧壊したためと考えられる。7δy 載荷時には，柱基部のパネルが膨れ始め，差込み筋の変形が進行した。最終的には S150-NP と同様なひび割れ性状であったが，ひび割れ幅は小さくなった。
S50-P では，正側で 5δy 時，負側で 3δy 時に最大荷重に達した。S50-P では，図－9(c)に示すように，基部に近い部分のひび割れが卓越した。7δy
載荷時に基部近くのパネルの隅角部のモルタルが圧壊により剥離し始め，その後は基部のパネのである。いずれの試験体も，軸方向鉄筋の降ルが膨れるような挙動が見られ，差込み筋の変伏後に曲げ破壊に至った。S150-NP では，6δy形が進行した。

載荷時に巻 き立てたモ ルタルが剥 離し，図－(２) 荷重－変位関係10(a)に示すような急激な荷重低下に至った。

図－11 に荷重－部材角包絡線を示す。表－5

S150-P では，2δy 時に最大荷重を迎えた。そのには，降伏荷重，最大荷重の実験値と計算値，後，図－9(b)に示すように，5δy 載荷時に基部近降伏変位 δy，終局変位 δu と式(4)から求まるじん

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276

降伏変位試験体名

δy

正負正負正負S150-NPS150-P

累積履歴吸収エネルギー(J)S50-P(mm)
6.50
-8.22
6.49-6.89
4.26-4.95

降伏荷重
(kN)
102.1
-94.9
102.9-105.0
84.6-108.8

RC 柱試験結果一覧
曲げ最大最大荷重
荷重
計算値
(kN)
(kN)
119.9
109.7
-107.6133.4
130.2-125.1
128.5
122.4-157.1

表－5
降伏荷重
計算値
(kN)
99.6
116.5
108.0

100000
80000
60000
40000
20000
0
0 2 4 6 8 10 12 14 16
塑性率(×y)
累積履歴吸収エネルギーの推移性率の実験値 μexp ，また，式(5)(6)から求まる，鉄道 RC 標準に基づく，コンクリート系材料による部材増厚法に適用可能な RC 柱のじん性率の計算値 μcal13)4)と，式(3)における fstr を 345MPaとした場合の計算値 μcal2 を示している。終局変位 δu は，図－11 の荷重－部材角包絡線上において，最大荷重到達後，降伏荷重を下回らない最大の変位とした。ただし，S50-P 正側については，荷重が降伏荷重まで低下する前に試験機のストローク限界に達したため，得られた荷重－変位包絡線の終端を直線で延長する形で終局変位を求めた。
exp   u /  ycal1 0 y 0   u1
 y 0   y1

δu(mm)
43.66-49.5456.75-49.31109.82-74.33

exp6.7
6.08.77.225.815.0

cal1

cal2

5.5

2.5

6.0

2.9

18.5

11.3

力(N)， rw :帯鉄筋比(%)である。ただし，せん断S150-NPS150-P
S50-P
終局直前

図－12終局
変位(4)耐力，帯鉄筋比の算定の際は，コンクリートと比較して骨材のかみ合わせ抵抗が小さいこと，PC ストランドが母材 RC 断面に近いことを考慮し，巻立てモルタルは無視している。
図－12 に塑性率とその時点までの累積履歴
吸収エネルギーの関係を示す。履歴吸収エネル
ギーは，各載荷サイクルにおける荷重－変位履
歴曲線に囲まれた面積であり，それを総和したものを累積履歴吸収エネルギーとする。
表－5 より，降伏荷重，最大荷重，じん性率ともに，計算値と概ね一致した。また，帯鉄筋比を増加させるにつれて，じん性率も顕著に大きくなることが分かる。ただし S50-P については，正負の降伏荷重の差が大きい。降伏荷重は軸方向鉄筋の平均ひずみが降伏ひずみに達した時の荷重としたが，載荷の不具合により，1 回目の正側載荷時に軸方向鉄筋が降伏に至らなかったことが影響していると考えられる。また図－10(c)の荷重－部材角関係における正負の差については，帯鉄筋のひずみ性状に正負で差がないことから，配筋の誤差が考えられる。
ここで，無補強 RC 柱の場合，コンクリート強度，弾性係数を柱 3 試験体の材料試験の平均(5)0  1.6  5.6(Vc  Vs ) / Vmu  (11.4rw  1.4)rw (6)ここで， y 0 :降伏時の躯体部分の変形量(mm)， u1 :終局時の軸方向鉄筋抜出しによる回転変位(mm)，  y1 :降伏時の軸方向鉄筋抜出しによる回転変位(mm)， Vmu :曲げ耐力時の最大作用せん断値 ( コ ン ク リ ー ト 強 度 30.6MPa ， 弾 性 係 数30.5GPa)とした場合のせん断耐力は 57.1kN，曲げ降伏荷重は 72.7kN となる。つまり無補強 RC柱は曲げ降伏せずにせん断破壊になると推定されるが，本補強工法により，曲げ降伏先行とした上で，大幅に変形能力を向上できることが明第５回コンクリート技術大会（盛岡） 2015年10月

277

らかになった。また， cal1/ cal2 はいずれも 1.5ルを設置することで，PC ストランドのひずみは以上となり，PC ストランドの高強度性が活かさ小さくなる傾向にあると言える。また，S150-P

れていることが分かる。図－10，図－11 からは，や S150-NP では，ひずみが上部で増加している

帯鉄筋比を増やすにつれ，終局付近での部材ののに対し，S50-P では基部でもひずみが増加し剛性低下が緩やかになることが分かる。これは，ている。これは補強量を増やすことによって，後述する累積履歴吸収エネルギーの増大に貢献破壊性状がせん断破壊寄りの破壊から曲げ破壊している。に変わったことを示しており，これにより図－12 を見ると，終局直前までの累積履歴吸S50-P はじん性に優れた変形をしたものと考え収エネルギーは帯鉄筋比を増すごとに増加してられる。なお，いずれの試験体においても，PCいるが，S150-P と S150-NP の差が 1.8 倍であるストランドの降伏(降伏ひずみ 11400μ)は確認さのに対し，S50-P は S150-P の 3.2 倍になっていれなかった。

る。このため，PC ストランドの巻立て間隔を小

図－14 より，S150-P，S50-P ともに，部材角さくすることが，耐震補強に非常に有効であるの増加につれてステンレス鉄筋のひずみは増加といえる。

している。しかし，PC ストランド量の多い S50-P(３) 補強帯鉄筋のひずみ性状の方がひずみは小さい。つまり，母材 RC 柱に

図－13，図－14 には，各試験体の PC ストラ対する拘束力が，補強帯鉄筋比に対して頭打ちンド，パネル内ステンレス鉄筋のひずみ分布をになるという傾向を示している。また，ステン示す。

レス鉄筋のひずみ推移を見ると，基部からの高さが 50mm，150mm の位置で，ある時点からひS50-P の終局部材角時の PC ストランドのひずずみが小さくなる。この位置でステンレス鉄筋みが S150-NP に比べて小さくなっている。パネのひずみが最大となったのは，S150-P で 3δy 時，

400
300
200
1000012 3 4ひずみ(×10-3)5基部からの高さ(mm)

500
400
300
200
100001
2 3 -34
ひずみ(×10 )(a) S150-NP

基部からの高さ(mm)

図－13-1

400-2

300-3

200-400-5yyyyy

降伏ひずみ
246ひずみ(×10-3)

8(a) S150-P

図－14400
降伏時
最大荷重時
終局時

300
200
1000012 3 -34
ひずみ(×10 )5(b) S150-P(c) S50-P
PC ストランドのひずみ分布5001005005基部からの高さ(mm)500
基部からの高さ(mm)

基部からの高さ(mm)

図－13 を見ると，パネルありの S150-P と

-1

500

y-3y400-5y300-7

200-9

100-11

00-13yy

246ひずみ(×10-3)

8yy

降伏ひずみ

(b) S50-P
ステンレス鉄筋のひずみ分布

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S50-P で 7δy 時であり，これはパネル隅角部のモれて増加し，特に PC ストランドの巻立てルタルの剥離が観察される前である。つまり，を 50mm 間隔にしたものは，150mm 間隔のパネル隅角部のモルタルが剥離することで，ルものに比べて 3.2 倍の値となり，PC ストラープ継手における荷重伝達性能が失われてしまンドの巻立て間隔を小さくすることが，耐い，ひずみの低下につながったと考えられる。

震補強に非常に有効であることが示された。

先述したように，モルタルの剥離は RC 柱の変

4)

形によりパネルが基部から圧縮力を受けてしまったことが原因と考えられる。巻立て厚 55mm

パネルを設置することで，終局時の PC ス
トランドのひずみは小さくなる傾向にある。

5)

ステンレス鉄筋使用パネルを基部直上に設の場合，パネル設置位置を基部から 10mm 離す

置すると，パネルが柱の変形に伴う圧縮力ことで，変形角 15%においても圧縮力を受けずを受け，ループ継手近くのモルタルが部分に済む。このような改善を施し，モルタルパネ的に圧壊することで，継手の性能を十分にルの圧壊と，ループ継手の損傷を防ぐことで，発揮できない可能性があるため，パネルをステンレス鉄筋による拘束効果が高まり，補強基部からある程度離すことにより，より変RC 柱の変形能力をさらに改善できる可能性が形能力を改善できる可能性がある。

ある。
参考文献
４. まとめ1) 立石和也，篠田佳男，大嶋義隆，二羽淳一

ステンレス鉄筋使用パネルと PC ストランド

郎：細径ステンレス鉄筋を用いたパネルと併用による補強 RC はり，補強 RC 柱の試験かPC ストランド併用による RC はりに対するら，以下の知見を得た。

せん断補強効果，土木学会年次学術講演会

1)

補強 RC はりでの検討より，ステンレス鉄講演概要集，Vol.69，pp.247-248，2014

筋使用パネル間の接続方法として，差込み2) 二羽淳一郎：コンクリート構造の基礎，数筋を用いたループ継手が最も有効である。
2)

3)

理工学社，2010

補強 RC 柱の試験より，補強帯鉄筋比を増

3) 土木学会編：コンクリートライブラリー95

加させるにつれて，せん断破壊型 RC 柱のコンクリート構造物の補強指針(案)，丸善，じん性率が顕著に増加する。このじん性率

1999

は，補強帯鉄筋比とせん断耐力を母材 RC

4) 石橋忠良，吉野伸一：鉄筋コンクリート橋

柱断面において計算することにより，既存脚の地震時変形能力に関する研究，土木学の計算式により概ね評価可能である。

会論文集，Vol.390，pp.57-66，1988

補強 RC 柱の終局直前までの累積履歴吸収エネルギーは，帯鉄筋比が大きくなるにつ

第５回コンクリート技術大会（盛岡） 2015年10月