淺沼組技術研究報告№21(2009)

4. 無収縮高流動コンクリートを用いた間接接合部の押し抜きせん断実験
Shear Test of Indirect Joints using Shrinkage Compensating High Fluidity Concrete
塩浜 圭治＊浩二＊２

森

要 旨
鉄骨による外付け耐震補強における既存 RC 部材と外付け部材との間接接合部への充填材料として無収縮高流動コンクリート（以下、スーパーフィルクリートと呼ぶ）を用いた場合の構造性能を確認するために、間接接合部の充填材料および外部拘束力を実験パラメータとした押し抜きせん断実験を実施した。その結果、スーパーフィルクリートは一般的に充填材料として用いられる無収縮モルタルを間接接合部に充填した場合に比べ、固着抵抗力が向上することを確認した。
キーワード：無収縮高流動コンクリート／押し抜きせん断実験／間接接合部／固着抵抗力
１．はじめに

160

600

160

既存構造物の耐震補強工法の一つに外付け鉄骨フレー
100

充填材料
打設方向の間接接合部には、従来、無収縮モルタルが充填されている。筆者らは、この無収縮モルタルに代えて、当社で2001）を間接接合部へ使用100開発したスーパーフィルクリート

既 存 RC部 材外付け部材

し、実大供試体を用いた押し抜きせん断実験によって無せん断補強筋

平面図

D10@60収縮モルタルを用いた場合と比較した。本報ではその結主筋果について述べる。

6‐φ16
SWRCH16A

180

スパイラル筋6‐D19 D10@60
D6@60(外径SD345 SD295A130mm)

180
1700.5151800.5
2

100

12

頭付きスタッド
割裂防止筋 既存RC部配筋
間隔
せん断配筋配筋
主筋
(mm)
補強筋
630

ｽｰﾊﾟｰﾌｨﾙ
ｸﾘｰﾄ
ｽｰﾊﾟｰﾌｨﾙ
F－2
ｸﾘｰﾄ
無収縮
M－1
ﾓﾙﾀﾙ
無収縮
M－2
ﾓﾙﾀﾙ
F－1

外部拘束力 既存RC部
2(N/mm ) 材面目粗し程度(%)

238

充填材

頭付スタッド6－ φ 16

C -200× 80× 8
L =630 m m

試験体一覧
共通項目

試験体6-D19(SD345)580

表－１160２．実験概要600160立面図

コンクリート打設方向

2.1 試験体
試験体一覧を表－1 に示す。接合部の充填材料はスーパ

12ーフィルクリート、無収縮モルタルの 2 種類、外部拘束力は 0.5N/mm2、2N/mm2 の 2 種類とした。試験体は計 4780体である。図－1 に試験体の概要を示す。中央部を既存

580

RC 部材とし、両側面には外付け鉄骨（以下、外付け部材と呼ぶ）としてスーパーフィルクリートまたは無収縮モ38

ルタルを充填した鉄骨を配置した。各試験体ともに、外付け部材の鉄骨部に頭付きスタッド（JIS B 1198）、およ100びスパイラル筋（D6－@60 φ130mm）を配した。また、
既存 RC 部材の打継ぎ面の目粗しは建築改修工事監理指図－１針 2）による規定の下限値である打継ぎ面積の 15％程度を＊400ムによる方法がある。RC 躯体と外付け鉄骨フレームの間技術研究所環境・生産研究グループ＊２技術研究所構造研究グループ

4-1

200100試験体概要図側面図淺沼組技術研究報告№21(2009)

行った。
既存 RC 部材と外付け部材との界面には接合筋を配さず、充填材の付着力のみによって接合されている。押し抜きせん断実験の際には外部拘束力による接合面せん断力の変化を調べるために 0.5N/mm2 と 2N/mm2 の外部拘束力を加えた。
既存 RC 部材のコンクリートを打設後、4 週間養生し、その後充填部へ充填材を打設した。
写真－１

実験状況

2000

2.2 使用材料

4004001200

400300

既存 RC 部材のコンクリートは呼び強度 18、スランプ
パーフィルクリートは水結合材比を 46%、目標スランプ

70015cm の普通コンクリートとし、間接接合部に用いたスー
450

310

フロー60cm とした。スーパーフィルクリートは、アルミニウム粉末によりフレッシュ時に発泡するが、その目標3000kNジャッキ1)

縮モルタルは既製品を使用した。

球座
耐圧板
2400

加力試験時の強度試験結果を表－2 に示す。

3700

膨張率は 1.0％とした 。なお、間接接合部に用いた無収球座120

強度試験結果σB(N/mm2)

EC(kN/mm2)

σt(N/mm2)

材齢（日）既存 RC 部

22.4

25.6

1.9

48

ｽｰﾊﾟｰﾌｨﾙｸﾘｰﾄ

34.6

27.0

3.2

25

無収縮ﾓﾙﾀﾙ

61.3

21.1

2.6

21

種別

テフロンシート

耐圧板
球座

600

表－２120正面

側面図－２1) σB：圧縮強度、EC：ヤング係数、σt：割裂強度
2) 上表中の試験値は、3 体の平均値を示す。
3) 養生方法：現場封かん養生

試験装置

ｾﾝﾀｰﾎｰﾙｼﾞｬｯｷ

外部拘束用C125-65

衝撃緩和ばね

700540

写真－1 に実験状況を示す。試験体は図－2 に示すよう

400

2.3 実験装置に、両側の外付け部材を球座に載せて既存 RC 部材を浮かせた状態で、既存 RC 部材の中央上部を油圧ジャッキで載荷した。また、図－3 に示す方法で、所定の外部拘束

160

600160ﾛｰﾄﾞｾﾙ
1700

力を油圧ジャッキにより加えた。また各試験体ともに、平面図

既存 RC 部材の変位量、外付け部材と既存 RC 部材の相対ずれ量を測定した。

衝撃緩和ばねｾﾝﾀｰﾎｰﾙｼﾞｬｯｷ
ﾛｰﾄﾞｾﾙ145

2.4 載荷履歴

φ17L=1,7001043

PC鋼棒

290

各試験体への載荷は単調増加とし、外付け部材と既存RC 部材の鉛直相対ずれ量（4 点）の平均が約 10mm とな

溶接補強

耐圧板

145

るか、試験体が加力装置に接触するまで載荷した。

耐圧板

耐圧板

外部拘束用C125-65
L=700150×155×20

立面図

図－３4-2

外部拘束装置

ﾃﾌﾛﾝｼｰﾄ淺沼組技術研究報告№21(2009)

1000
接合面せん断力 Q(kN)

３．実験結果及び考察全ての試験体において、間接接合部における充填材とコンクリートの接合面に加力に伴いひび割れが生じ、２側面のうち片方の接合面のみが破壊した。破壊した外付け部材の間接接合面に関して以下の検討を行った。

800F-1F-2M-1M-2

600
400
2003.1 接合面せん断力とずれ量0

各試験体の Q－δho 関係を図－4 に示す。Q は接合面せ024ん断力、δho は外付け部材と既存 RC 部材との鉛直相対ず

6810鉛直相対ずれ量 δho(mm)図－４れ量（2 点平均）を示す。載荷荷重および接合面せん断力

接合面せん断力－ずれ量

は図－5 のように定義する。
外部拘束力が同一の場合、スーパーフィルクリートを接合面せん断力：Q

２Q

試験体耐力（載荷荷重）：２Q用いた試験体 F－1、2 のピーク荷重（Qmax）は無収縮モルタルを用いた試験体 M－1、2 に比べ大きい値を示した。

δho（鉛直相対ずれ量）

δho が約 3mm 以降でも、試験体 F－1、2 は M－1、2 に比較し、せん断力が少し高くなった。
δso（開き量）

図－４中に見られる Qmax 点からδho＝3mm にかけての4 点平均

直線部分は接合面の脆性的な破壊が発生した箇所であり、その後、外付け部材は外部拘束力に拘束されつつ、ずれQQを生じた。

図－５

載荷荷重、せん断力の定義

3.2 接合面開き量とずれ量
接合面開き量 δso(mm)各試験体の接合面の開き量δ so －鉛直相対ずれ量δ ho
関係を図－6 に示す。δso は外付け部材と既存 RC 部材との開き量（4 点平均）を示す。
試験体 F－1、2 および試験体 M－1、2 ともに、外部拘束力の大きい方が開き量（δso）は小さい結果となった。
また、試験体 F－1、2 の方が、試験体 M－1、2 よりも開2.5

F-1F-2M-1M-221.5
10.5
0

き量（δso）が大きい結果となった。

02468鉛直相対ずれ量 δho(mm)3.3 破壊面性状
図－６

試験終了後に各試験体破壊面を観察した。１例とし接合面開き量－ずれ量て試験体 M－1 の破壊面を写真－２に示す。破壊面には①RC 部‐充填材界面の剥離、②既存 RC 部材表層部の②既存 RC 部材の破壊破壊、③充填材表層部の破壊、④目粗し部の 4 種類の①RC 部－充填材界面の剥離破壊が見られた。無収縮モルタルを充填した試験体 M－1、2 において、載荷前に乾燥収縮によると思われるひび割れが見られた。これが①RC 部‐充填材界面の剥③充填材表層部の破壊離の原因と考えられる。なおスーパーフィルクリート④目粗し部を充填した試験体ではそのような現象は見られなかった。写真－３に各試験体の既存 RC 部材側破壊面（右側）および充填材側破壊面（左側）を示す。特に既存RC 部材が破壊した部分（主に②④）に着目し、画像処理から既存ＲＣ部材剥落面積を算出した。その結果を

写真－２
4-3

破壊面形状（M-1）

10淺沼組技術研究報告

充填材側既存 RC 部材側

充填材側

№21(2009)

表－３

既存 RC 部材側

F‐1F‐2M‐1
M‐2F－１

F－２

M－１

M－２
写真－３

外部拘束力(N/mm2)

最大荷重(kN)

0.5
2.00.52.0544987463674

F-1

各試験体破壊面

画像処理結果F-2
写真－４

接合面積に対する
既存 RC 部材剥落面積比

(%)
84.9
94.2
65.3
19.1

M-1

M-2

破壊面画像処理結果

リートの既存躯体への付着力は無収縮モルタルより

表－３に、画像処理結果を写真－４に示す。接合面積も高いと考えられる。

全体に対する既存 RC 部材剥落面積比（既存 RC 部材4）上記結果より、スーパーフィルクリートを間接接合剥落面積／接合面積全体）×100 は試験体 F－1、2 の方部充填材料として使用した場合、無収縮モルタルとが試験体 M－1、2 よりも高くなっている。このことか比較して固着抵抗力が向上することが確認された。

らスーパーフィルクリートは無収縮モルタルに比べ既存 RC 部材の接合面への付着性が高いと考えられる。
3.2

今回の実験結果を踏まえ、外付け鉄骨フレームの耐震に述べた試験体 F－1、2 が試験体 M－1、2 に比べ開き量

補強工法などの接合部充填材としてスーパーフィルクリが大きい原因は、試験体 F－1、2 の破壊面が試験体 M－1、ートを無収縮モルタルに代えて適用していきたいと考え2 よりも粗いためと考えられる。ている。
４．まとめ[参考文献]

スーパーフィルクリートを用いた間接接合部の押し抜

1) 建築技術性能証明評価概要報告書

きせん断実験によって得られた知見を以下に示す。

スーパーフィルクリート（無収縮高流動コンクリート）GBRC

1）スーパーフィルクリートを用いた間接接合部のせん

証明第 09－01 号、財団法人

断力は、無収縮モルタルを用いたものより高い結果

性能

日本建築総合試験所、pp.21～34,2009.5となった。

2) 建築改修工事監理指針

2）押し抜き時の外付け部材の開き量はスーパーフィル

耐震改修工事、19 節

クリートを用いた試験体の方が無収縮モルタルを用

平成 16 年度版

下巻、8 章

現場打ち鉄筋コンクリート壁の増設工事、建設保全センター、pp.426-444,2005.9

いた試験体より大きく、破壊面も粗い（既存 RC 部材の破壊が大きい）結果となった。
3）スーパーフィルクリートを用いた接合部の破壊面では無収縮モルタルを用いた試験体に比べて既存 RC部分がより激しく破壊しており、スーパーフィルク
4-4