コンクリート工学年次論文集，Vol.27，No.2，2005

論文

RC 梁の炭素繊維シート 3 面巻き補強に関する研究
宮島英樹*1・幸左賢二*2・杉岡

弘一*3・富松康秀*4

要旨：本研究では RC 梁に対して炭素繊維シートを用いた 3 面巻き補強の補強効率が 4 面巻
き補強に比べてどれほど低下するか，また，その低下する原因を明らかにすることを目的に，3 面巻き立て補強を施した RC 梁に静的 2 点載荷実験を行い，シートに生じるひずみやコンクリートの破壊性状に着目した検討を行った。その結果，4 面巻きに比べ，3 面巻きではコンクリートの拘束効果が低下することが分かった。また，3 面巻きでは炭素繊維シートに作用する引張力によりせん断ひび割れ下端部において割裂破壊が生じた。これらが原因となり，3 面巻きは 4 面巻きに比べ，補強効率が 44%程度低下する結果となった。
キーワード：せん断補強，炭素繊維シート，割裂破壊，3 面巻き補強験を行い，シートのひずみやコンクリートの破1. はじめに壊性状に着目した検討を行った。

現在，多くのコンクリート部材において連続繊維シートによるせん断補強が行われている。

2. 供試体実験概要

それに伴い，多くの機関が連続繊維シートに関する実験，検討，評価を行っており，せん断に本実験供試体は図−１のような T 型の RC 橋

対する補強効率の設計基準や指針が提案されて脚の梁部を単純梁に置き換え，照査断面の中でいる。

せん断力に対して耐力の余裕が最も小さい梁付根部の断面 A を対象断面とした。また，対象橋

ただし，これらの研究はシートを柱や梁部材の全面に巻立てた場合の補強効果を評価してい引張側主鉄筋(D32×23本)

90016232224

る場合，梁部には支承などの付属物の存在によ

2465

2700

梁部に連続繊維シートを巻立ててせん断補強すG71001002004002465

G61022G5るものである。しかしながら，実橋の RC 橋脚の400PC鋼線(34-φ7×36本)り，全面巻き立ては不可能である。したがって，梁上面以外の 3 面に巻立てた場合の補強効率を1350 1387

考慮できれば，より合理的な設計が可能となる。

AB

3452

3452

C10344

究は少なく，現段階では，その補強効果は明らかになっていない。
ートを用いた 3 面巻き補強の補強効率が 4 面巻き補強に比べてどれほど低下するか，また，その低下する原因を明らかにすることを目的に，3面巻き立て補強を施した RC 梁に静的 2 点載荷実
*1 九州工業大学 工学部建設社会工学科(正会員)*2 九州工業大学

教授

大阪管理部

図−１

対象橋脚梁部表−１

実験材料諸元A断面

コンクリートの圧縮強度
28.4〜31.4N/mm2
2
コンクリートの割裂強度
3.4〜4.1N/mm
2
引張主鉄筋降伏強度（D25）
381.5N/mm
圧縮鉄筋降伏強度（D22)389.2N/mm2
プライマー付着強度（エポキシ）
1.5N/mm2
レジン引張強度（エポキシ）
29N/mm2
炭素繊維引張強度
4840N/mm252シート
引張弾性率2.53×10 N/mm

そこで，本研究では RC 梁に対して炭素繊維シ*3 阪神高速道路公団

圧縮側主鉄筋(D19×23本)
3000
単位：(mm)ところが，このような 3 面巻き補強に関する研

工学部建設社会工学科

703
D

Ph.D (正会員)(正会員)*4 ショーボンド建設株式会社 大阪支店 (正会員)-1435-

C.L
1100

炭素繊維シート200

D22D4340

D25

40

440

440

400

4040250

2600

定着部

3100

図−２

ケース 補強方法
case1
case2
case3
case4
case5
case6
case7

無補強
3面巻き
3面巻き
3面巻き
3面巻き
3面巻き
4面巻き

シート幅(mm)
75
75
75
75
75
75

間隔(mm)
150
150
150
150
150
150

供試体寸法および配筋図
表−２

実験ケース

定着長(mm)042.585170170-

巻き立て 曲げ耐力 せん断耐力
層数
Pyo (kN)
Sc (kN)302
26213022621302262130226213022622302
3841302
262Sc/Pyo

破壊形態

0.868
0.868
0.868
0.868
0.868
1.2720.868

せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
曲げ破壊
せん断破壊

脚の梁部はPC鋼線を有するPC部材であるため，した。今回行った実験ではシート幅を統一し，3まず，実橋をPCの軸力を考慮して初降伏時の曲面巻きの定着長の違いによる影響を検討するたげ耐力が等価になるRC単純梁に置き換え，次に，め，定着長をパラメータとした。ここで，定着実験供試体の主鉄筋比ρtを置き換えたRC梁の長については，式(1)を用いて算出した。式(1)に主鉄筋比（ρt=1.90%）と同等となるように 2.03%

はコンクリートと炭素繊維シートの付着応力度とした。供試体のせん断スパン比はディープビが必要となるが，付着応力度について，基準なームの影響が混在しないようにa/d=2.5 とした。

どに明確な値が表示されたものがないことから，供試体断面は対象断面Aの 1/7 スケールとし，炭既往の文献1)を参考に式(2)を用いて算出した。た素繊維シートによるせん断補強後も供試体がせだし，この文献はシート付着面方向の一軸引張ん断破壊し，かつ主鉄筋比は釣り合い鉄筋比を試験により，炭素繊維シートの付着応力度を算超えない範囲としている。以上により，決定し出している。本実験で使用したコンクリートのた供試体寸法および供試体配筋図を図−２に示場合，圧縮強度が平均で 30.3N/mm2であったため，す。次に，今回用いた実験材料の諸元を表−１

式(2)よりτ=4.2N/mm2を用いている。これは，一に示す。使用した炭素繊維シートは目付量

般的な連続繊維シート一軸引張試験から得られ2200g/m（設計厚さ0.11mm，破断強度 4840N/mm2，る付着応力度τ=1.5N/mm2に比べて 3 倍程度大弾性係数 2.53×105N/mm2）であり，主鉄筋（D25：きい。したがって，式(1)より算出される 1 層巻

降 伏 強 度 381.5N/mm2 ， D22 ： 降 伏 強 度

立ての場合の定着長 85mmを標準ケース（case4）

2389.2N/mm ）にはSD345 の異形鉄筋を使用した。とした。また，この算出結果より，case6 の 2 層

また，使用したコンクリートの試験時材齢におの場合は定着長を標準ケースの 2 倍の 170mmと2ける圧縮強度は 28.4〜31.4N/mm である。

設定した。

体の断面より算出し，せん断耐力は供試体の断A ×τ ≥ PL ≥ σ t × t /τ(1)面より算出した値と炭素繊維シートによる補強

τ = 0.93σ ck(2)実験ケースを表−２に示す。曲げ耐力は供試せん断耐力を足して算出した。炭素繊維シート
巻き補強と同等の補強効果が得られると仮定し，0.44

ここに，A ：付着面積（mm2）土木学会指針に従い，補強効率 0.8 を用いてによ（シート幅×シート定着長）

る補強せん断耐力は，3 面巻き補強でも 4 面算出

τ ：コンクリートと炭素繊維シートの-1436-

表−３ 最大荷重および補強効率
供試体

CFシート

case1
case2
case3
case4
case5

無補強
75mm(4面巻き）
75mm（定着長0mm)
75mm（定着長42.5mm)
75mm(定着長85mm)
75mm(定着長170ｍｍ）
75mm(定着長170mm2層巻き)

最大荷重 補強耐力 補強せん断耐力Vcf せん断補強(kN)（ｋN) 実験値（ｋN) 設計値(kN) 効率α
419.8
718.9
299.1
149.6
121.9
1.227
574.3
154.577.3
121.90.634
596.9
177.1
88.5
121.9
0.726
574.2
154.4
77.2
121.9
0.633
598.0
178.2489.12
121.90.731
769.9
350.1
175.1
243.80.718

P ：設計荷重(N)80

剥離面積（%）（シート設計荷重×シート断面積）

L ：シート定着長（mm）

σ t ：シート設計引張荷重（3400N/mm2）t

case2（0mm)
case3(42.5mm)
case4(85mm)
case5（170mm）
case6(170mm2層）
case7（4面巻き）

100

付着応力度（N/mm2）：シート厚さ（mm）

60
4020

σ ck ：コンクリート強度（N/mm ）20

一方，炭素繊維シートの補強方法として，実0橋では引張側に定着部が存在するため，本実験

200

図−３

供試体についても図−２の断面図に示すように

400
荷重（ｋN)

600

800

剥離面積−荷重関係

梁下面に定着部を設けた。また，実橋の橋脚梁部は支承の存在により，連続してシートを巻き立てることが不可能である。そのため，本実験

5列目 4列目 3列目 2列目 1列目

では炭素繊維シートを 150mm 間隔でゼブラ状に図−４巻き立てる方法で補強した。補強間隔は対象橋せん断力を負担する主要の 5 列脚における炭素繊維シートの補強比率が本実験

case5 の場合，2 層巻きであるため補強材料断面供試体でのシートの補強比率と等しい値となる

積 Acf が 2 倍になる。

ように設定した。また，供試体内部のひずみを

Vcf =炭素繊維シートのひずみの測定位置と同位置で計測するため，コンクリート内部にダミー鉄筋ここに，を 150mm 間隔で設置した。

Vcf
Acffwyd

3. 実験結果
3.1 最大荷重およびせん断補強効率

Acf × fwyd × (sin θ + cos θ ) × d
1.15 × s(3)：シート補強せん断耐力（kN）：シート断面積（2 本分考慮）（mm2）：補強材料の破断強度（4840N/mm2）：有効高さ（mm）

表−３に各ケースの最大荷重および補強効

ds：シート配置間隔（mm）率を示す。補強耐力はシートを補強することにθ：炭素繊維シートと部材のなす角より得られる耐力の増分であり，補強せん断耐実験の結果，最大荷重は無補強供試体

力は補強耐力を 1/2 倍し破壊した側の梁のみを（case1）において 419.8kN，3 面巻き補強を行っ評価している。そしてせん断補強効率は炭素繊た case2〜case6 において，それぞれ 574.3kN，維シートの設計破断荷重に対して実際に破断し596.9kN，574.2kN，598.0kN，769.9kN となった。

た荷重がどれだけの割合であるかを算出したもまた，4 面巻き補強を行った case7 では最大荷重のである。ここで，補強せん断耐力の設計値はは 718.9kN となった。したがって，補強によりトラス理論を用いて式(3)により算出した。なお，最大荷重が case2〜case7 で，それぞれ 154.4kN〜-1437-

case2(0mm)
case3(42.5mm)
case4(85mm)

シー トせん 断力（ kN）

300

300

case5(170mm)
case6(170mm2層)
case7（4面巻き）

コンクリートせん断力（kN）

350

250
200
150
10050

無補強
4面巻き
case1（0mm)
case2(42.5mm)

250

case3(85mm)
case4(170mm)
case5(170mm2層)

200
150
100
50000

図−５510変位（mm）

150205101520変位（mm）

図−６

シートの負担せん断力−変位関係

コンクリートの負担せん断力−変位関係

350.1kN 増加する結果が得られた。ただし，定着るせん断力−変位関係を示す。炭素繊維シート

長が長くなるほど最大荷重が高くなると予想さが負担するせん断力 Vcf は，せん断ひび割れにれたが，case4（定着長 85mm）と case5（定着長抵抗する 5 列を対象に，トラスモデルを仮定し，170mm）はコンクリートとシートの付着応力度式(4)により算出した。なお，シートのひずみにが低く，想定された荷重に比べ最大荷重が小さは各荷重ステップごとの最大値を用いて算出しくなる結果となった。ている。コンクリート負担せん断力は式(5)より，次に，各ケースのせん断補強効率を算出した結部材が受け持つせん断力 V から，炭素繊維シー果，3 面巻き供試体ではシートの定着長や巻き立ト負担せん断力 Vcf および，ダミー鉄筋負担せて層数にかかわらず，0.7 程度となった。4 面巻

ん断力 Vs を差し引くことにより算出した。

き供試体はせん断補強効率が 1.227 となり，3 面(4)Vc = V − Vcf − Vs

巻きの平均は 4 面巻きに比べ，補強効率が 44%(5)低下する結果となった。

ここに，3.2 剥離面積−荷重関係

Vcf：炭素繊維シート負担せん断力（kN）

図−３に炭素繊維シート剥離面積−荷重関係

ε cf：炭素繊維シート最大ひずみを示す。炭素繊維シートの剥離は図−４に示す

E cf：炭素繊維シート弾性係数（N/mm2）

せん断力を負担する主要の 5 列を対象に，打音Acf：炭素繊維シート断面積（mm2）

検査により測定を行った。図より，case7（4 面VcVVs： コンクリート負担せん断力（kN）巻き）では載荷荷重が 500kN を越えた頃から急激に剥離が発生し，最大荷重時にはシート剥離： 部材が受け持つせん断力（kN）： ダミー鉄筋負担せん断力（kN）

面積が 80%を超える結果となった。しかし，定図−５より，全ケースにおいて鉛直変位 5mm着長を有する 3 面巻きのケース（case3〜case6）以降にシート負担せん断力が増加していることでは最大荷重時においても 30%程度しか剥離しが分かる。供試体の破壊性状より，鉛直変位 5mmなかった。これは 3 面巻きのケースでは剥離が程度にせん断ひび割れが発生していることから，十分に進展する前に供試体がせん断破壊に至っ

炭素繊維シートはひび割れ発生後にせん断力にたためと考えられる。

対して抵抗し始めると考えられる。同変位での比較を行うと，3 面巻きは 4 面巻きに比べ，シー4. 考察

ト負担せん断力が大きいことが分かる。また，

4.1 負担せん断力の割合

4.2 破壊メカニズム
本節では各供試体の破壊性状について述べる。

図−５に炭素繊維シートが負担するせん断力−変位関係を，図−６にコンクリートが負担す

まず，無補強供試体（case1）では 350kN 程度-1438-

炭素繊維シート

せん断ひび割れ剥離発生
コンクリート
供試体

0kN

425kN

炭素繊維シート

せん断ひび割れ

0kN

425kN

図−７425kN

425kN

500kN

575kN

3 面巻きの定着部が無い場合の破壊メカニズム（case2）
600kN

550kN

500kN

コンクリート
供試体

600kN
割裂破壊

図−８

3 面巻きの定着部がある場合の破壊メカニズム（case3〜case6）

炭素繊維シート

せん断ひび割れ

0kN

425kN

550kN

500kN

725kN

725kN

コンクリート
供試体

シート破断

図−９

4 面巻きの破壊メカニズム（case7）

でせん断ひび割れが供試体中央部に発生する。
その後，載荷を続けると，せん断ひび割れが進展し，420kN でせん断破壊に至った。
次に，3 面巻きでシート定着がない場合（case2）について述べる。case2 の破壊メカニズムは図−
図−６より，4 面巻きに比べ，3 面巻きのコンクリート負担せん断力の低下が急勾配であることが分かる。これは，3 面巻きの方が 4 面巻きに比べてせん断ずれに対する抵抗が小さく，コンクリートに対する拘束効果が低くなるためであると推察される。そのため，図−５に示すように，撮影位置

写真−1

炭素繊維シートに負担が移行することが早くな割裂破壊図（case3）ったと考えられる。７に示すように，425kN 時

これより，割裂破壊のメカニズムを説明する。にせん断ひび割れが発生した。その後，ひび割まず，420kN 程度でせん断ひび割れが発生し，れ付近で局所的にシートの剥離が発生し，剥離ひび割れ付近でシートの剥離が生じた。その後，が上下方向に進展していく。剥離がシート下端

せん断ひび割れが進展していき，ひび割れ幅が部に達すると，その炭素繊維シートがせん断に増加する。ここで，ひび割れ幅の増加に対して対して抵抗することができなくなり，575kN で側面のシートが抵抗し，炭素繊維シートに引張コンクリートとともにせん断破壊に至った。

力が作用する。この引張力は定着部のシートにまた，3 面巻きの定着長を有する場合（case3まで伝達されるが，シートとコンクリートの付〜case6）の破壊メカニズムを図−８に示す。

着により，定着部のシートだけでなくコンクリ

case3〜case6 ではせん断ひび割れ下端部においートの内部にまで作用すると考えられる。このて，写真−１に示すような割裂破壊が発生した。

ように，シート両端部に引張力が作用すること-1439-

により，図−10 に示すように，供試体下面の中炭素繊維シート5列目央部にひび割れが発生する。その後，供試体下ひび割れ面のかぶり部付近でひび割れが発生し，最終的
図−10に，かぶりコンクリートにおいて割裂破壊が生

供試体下面のひび割れ

せん断ひび割れ面
炭素繊維シート5，6列目じた。ここで，割裂破壊はせん断ひび割れ下端部のみで生じたが，これは図−11 に示すように，せん断ひび割れによって供試体かぶり部の割裂耐力が低下したためであると考えられる。
表−４に定着部の炭素繊維シートに作用する引張応力とコンクリートの割裂耐力の比較を示す。炭素繊維シートに作用する引張力は，側図−11

ひび割れの割裂耐力に対する影響

表−4

シート引張応力と割裂耐力の比較

case

面に作用する引張力が定着部まで等価で伝達さ3456れると仮定し，シート側面のひずみを用いて式(4)により算出した。また，割裂耐力は図−12 にシートに作用する引張力（kN)
25.6
50.7
52.3
72.4

コンクリート
割裂耐力（kN)
21.6
45.1
78.3
62.7

示すような割裂破壊面積に道路橋示方書・同解説Ⅲコンクリート橋編に示されるコンクリート許容引張応力度を乗じて算出した。図−12 は例として case4 の割裂破壊を示した図である。表47.5mm

より，全ケースともコンクリートの割裂耐力と346mm

炭素繊維シートに作用する引張力がほぼ同等と

図−1285mm

割裂破壊面積（case4）なる結果が得られた。したがって，炭素繊維シートに作用する引張力により，割裂破壊が生じ3 面巻き補強が 4 面巻き補強に比べ，拘束効るということが確認できた。

果が低下することが分かった。

一方，4 面巻きの破壊メカニズムを図−９に示（2）3 面巻き補強では炭素繊維シートに作用す。3 面巻きと同様に，せん断ひび割れが発生すする引張力により割裂破壊が生じるというるとひび割れ幅の増加に対して，側面の炭素繊ことが分かった。

維シートが抵抗する。その際に，シートに引張（3）3 面巻きでは割裂破壊および拘束効果の低力が作用し，定着部まで伝達されるが，4 面巻き下が原因で 4 面巻きに比べ，補強効率が 44%補強では炭素繊維シートの両端部を重ねて定着程度低下する結果となった。

しているため，定着部の引張力が互いに抵抗し（4）供試体実験ではせん断ひび割れ下端部にお合う。したがって，梁下面にはひび割れが発生いて割裂破壊が発生したため，3 面巻き補強せず，斜めひび割れ幅の増加により側面の炭素における定着部の抵抗特性に関する検討が繊維シートが破断し，せん断破壊に至った。

困難となっている。したがって，定着部に3 面巻き補強ではこのように炭素繊維シートが着目した研究を行う必要があると考えられ破断する前に割裂破壊が生じたため，最大耐力る。
参考文献が低下したと考えられる。

1）磯雅人，松崎育弘，園部泰寿，中村洋行：連続繊維シートとコンクリート界面の付着性

5. まとめ状に関する実験的研究，コンクリート工学年

本研究で得られた結論を以下に示す。
（1）コンクリート負担せん断力−荷重関係より，-1440-

次論文報告集，Vol.22，No.3，pp.295-300，2000