東急建設技術研究所報 No.37
東急建設技術研究所報No.37

U.D.C 691.328.4
U.D.C 691.328.4

組立て式補強鋼材と吹付けモルタルによる
RC 柱の組立て式補強鋼材と吹付けモルタルによる RC 柱の耐震補強に関する実験的研究
耐震補強に関する実験的研究
北沢
前原

要

約：

*
*＊ 宏和
＊
北沢
黒岩 ＊＊俊之**
前田 欣昌
宏和
黒岩俊之
前田欣昌
前原 聡***
早川 健司***
伊藤 正憲**
聡＊＊＊ 早川 健司＊＊＊ 伊藤 正憲＊＊

筆者らは，既設鉄筋コンクリート柱の新しい耐震補強工法として，分割帯鉄筋と吹付けモルタルを用いて既設柱を補強する
CB フープ工法（Combination Hoop）を開発した。本工法は，鉄筋コンクリート柱に分割した帯鉄筋を配置し，これらを固定用鋼材を用いて一体化させ，吹付けモルタルを施工する RC 巻立て工法である。
本研究は，CB フープ工法の耐震補強効果を検証するために，本工法を適用した柱試験体を作製し正負交番載荷を実施した。
その結果，縮小試験体を用いた載荷実験により，既往のせん断耐力式を用いて補強後のせん断耐力を安全側に評価できることを明らかにした。さらに，本工法で補強することにより，破壊性状をせん断破壊型から曲げ破壊型へ移行できることを実大試験体により示し，変形性能についても既往の評価式を用いて妥当に評価できることを確認した。

ｷｰﾜｰﾄﾞ：CB フープ工法

目

1.はじめに

3.実験内容2.CB フープ工法の概要

4.実験結果

次：

1.

RC 柱

耐震補強

分割帯鉄筋

5.まとめ

はじめに
将来，発生が予想される巨大地震に対して，古い設計基準に従って設計された高架橋の耐震補強工事が，現在も進められており，代表的な耐震補強工法に鋼板結束金具巻立て工法がある。この工法は，補強効果が高く，広（連続タイプ）
固定アングルく一般的に用いられているが，施工に重機を用いるため広い作業スペースが必要である。しかしながら，道（分割タイプ）
固定アングル路や他の構造物などと近接する，特に都市部の高架橋
では，重機を設置する広い作業スペースを確保するど分割帯鉄筋ころか，十分な作業スペースを確保することさえ非常に困難な状況がある。
吹付けモルタル

そこで，このような施工条件に対応できる新しい耐連結ピン震補強工法（以後，CB フープ工法）を開発した。本論
文は，工法の概要に加え，開発の過程で実施した構造性能確認実験について報告する。
2.

図１

CB フープ工法の概要
2.1

CB フープ工法の補強の概略

特別な技能を有する作業員を必要としない。
(ii) 施工性工法の特長

図１に CB フープ工法の補強の概略を示す。CB フー本工法は，鋼板巻立て補強のように重機を必要とせ

プ工法は分割した帯鉄筋を柱周りに配置し，これを躯ず人力で組立てられ，狭隘部でも施工できるように，体隅角部にて固定アングルと連結ピン（丸鋼），結束金

分割帯鉄筋を使用している。すなわち，材料の軽量化具を用いて一体化させ，閉合フープ筋と同等の性能をにより施工性が向上している。

有するようにしたものである。なお，CB フープ工法は(iii) 短期施工

下記のような特長を有している。

型枠を省略し，吹付けモルタルを使用することで工(i)

低コスト程の短縮を図っている。また，鉄筋の組立てに「ラッCB フープ工法は，入手性が良い一般的な材料を用いク状の組立治具」を使用することにより，組立速度がることで材料コストを抑えた RC 巻立て工法である。

向上している。

なお，分割帯鉄筋を固定用鋼材により組立てるので，＊土木総本部

土木設計部＊＊土木総本部*土木総本部

土木設計部

土木技術部

**土木総本部＊＊＊技術研究所

土木技術部

土木研究室

***技術研究所
1515

土木研究室

東急建設技術研究所報No.37①組立治具の設置②補強帯鉄筋の配置③固定アングルの設置④連結ピンの挿入⑤結束金具の設置と締め付け⑥吹付けモルタルの施工・コテ仕上げ

図２

CB フープ工法の施工手順

表１

試験体諸元
補強後

補強前
試験体

断面寸法

No.

(mm)

1500×500

2.74

2500×5002.7432.2800×800a/d2.67

軸方向

帯鉄筋

鉄筋
SD345
D22-28本SR235
φ6ctc220

SD390

SR235

D22-28本

φ6ctc220

SD345
D35-24本SR235
φ9ctc150

断面寸法

吹付厚(mm)(mm)

590×59045590×590

45940×940

70

帯鉄筋

固定アングル

連結ピンSD345
D10ctc50

分割タイプ
L35×6mm

SR235
φ9SR235

SD345

連続タイプ

D10ctc200

L35×6mm

φ9SD345
D19ctc90

連続タイプ
L60×9mmSR235
φ13

試験体は実大寸法の 5/8 縮小試験体とし，No.1 試験体

施工手順

CB フープ工法の施工手順を図２に示す。

では変形性能および分割タイプ固定アングルの影響の①補強する既設柱に 4 分割した鉄筋を配筋するため確認を，No.2 試験体は補強後のせん断耐力の確認を行った。なお，No.3 試験体は実大規模での変形性能の確のラック状の組立治具を設置②分割した帯鉄筋をラック状の組立治具に配置認を主な目的とした。表２にコンクリートおよびモル③固定アングルを設置

タルの材料試験結果を示す。既設部コンクリートの圧④連結ピンを帯鉄筋と固定アングルとの隙間に挿入

縮強度は実際の高架橋の圧縮強度を考慮して 30N/mm2⑤帯鉄筋のフック部分への結束金具の設置と程度を目標とし，モルタルの圧縮強度は既設部のコンクリートの圧縮強度を上回るように 50N/mm2 以上とし締め付け⑥吹付けモルタルの施工およびコテ仕上げた。
No.1 試験体および No.2 試験体の軸方向鉄筋は，表３3.に示すように D22 を使用した。ただし，せん断耐力の実験内容3.1確認が目的である No.2 試験体では，確実にせん断破壊試験体諸元

表１ に本実験に用いた試験体の諸元および補強内容を生じさせるために鉄筋の種類を SD390-D22 とした。

を示す。補強前の試験体はせん断破壊先行型とし，2 層両試験体とも既設の帯鉄筋には SR235-6mm を 220mm

式ラーメン高架橋によく見られるせん断スパンが短く，ピッチで配置した。実大規模の No.3 試験体の軸方向鉄補強前のせん断耐力が極端に少ないものを想定した。

筋には SD345-D35 を用い，既設帯鉄筋には SR235-

そのため，せん断スパン比は No.1 および No.2 試験体

9mm を 150mm ピッチで配置した。

では a/d = 2.74，No.3 試験体では a/d = 2.67 である。

分割タイプ固定アングルの影響を確認する No.1 試験

図３～図５に試験体配筋図を示す。No.1 および No.2体では補強帯鉄筋を SD345-D10mm とし，配置間隔を16東急建設技術研究所報No.37

図３ No.1 試験体配筋図
表２

図４ No.2 試験体配筋図

コンクリートの物性値

コンクリート
試験体 圧縮強度2No.
(N/mm )
133.223モルタル
圧縮強度

静弾性係数
236.5
28.0

静弾性係数

22(kN/mm )23.9(N/mm )67.7(kN/mm )
27.8

24.7
26.6

52.0
65.5

27.3
29.1

表３図５No.3 試験体配筋図

鉄筋の材料試験結果

既設部
試験体
No.
123軸方向鉄筋
種別
D22D22D35

降伏強度2(N/mm )378442391

補強部
帯鉄筋

帯鉄筋

静弾性係数
2(kN/mm )188190195

降伏ひずみ(μ)
2060
2510
2070

種別
φ6φ6φ9降伏強度2(N/mm )356356373

静弾性係数2(kN/mm )206
206206

降伏ひずみ(μ)
3730
3730
1840

種別D10D10D19

降伏強度2(N/mm )383
383381静弾性係数2(kN/mm )175175194

降伏ひずみ(μ)
22802280
2050

50mm ピッチとした。一方，せん断耐力の確認を行う力（3N/mm2 ）を参考に， No.1 試験体は N=750kN，No.2 試験体は補強後もせん断破壊を生じさせるため，No.3 試験体は N=1920kN とした。載荷パターンは，軸SD345-D10mm を 200mm ピッチで配置した。実大試験

方向鉄筋が降伏した変位を降伏変位（ y）とし，この体とした No.3 試験体の補強は SD345-D19mm を 90mm

降伏変位を基準とした 3 サイクル載荷とした。なお，ピッチで行った。なお，固定アングルと連結ピンの組

No.2 試験体は，軸力を導入せずに単調増加による水平み合わせは表１に示す通りであり，固定アングルの大載荷を行った。

きさは補強材の鉄筋径により D10 鉄筋では t=6mm のアングルと連結ピン 9mm の組み合せ，D19 鉄筋では4.

t=9mm のアングルと連結ピン13mm の組み合せとした。

No.2 試験体No.2 試験体の破壊状況を写真１に示す。ひび割れ発

表３に使用した鋼材の材料試験結果を示す。
3.2

実験結果
4.1

生状況は，柱基部から載荷点に向かって斜めひび割れ

載荷方法

No.1，No.3 試験体の載荷試験は，一定の軸方向圧縮が発生しており，ひび割れ発生状況からは試験体がせ力を作用させた状態で，水平方向に正負交番載荷を行ん断破壊したと考えられた。表４には材料試験結果をった。

基に計算したせん断耐力と曲げ耐力を示し，図６にNo.2 試験体の荷重～変位関係を示す。図６には，鉄道軸力（N）は，地震時に高架橋柱に作用する軸圧縮応

1717東急建設技術研究所報No.37

表４

実験結果（No.2 試験体）
二羽式RC標準試験体No.

断面寸法(mm)a/d2590×5902.74

曲げ耐力

実験値

せん断耐力 せん断耐力

Pud(kN)

Vy1(kN)Vy2(kN)

Pu
(kN)

745

392538642

Vy1/PuVy2/Pu

0.61

0.84

900
800

Pmax = 642kN

Pu=745kN

水平荷重（ｋN）

700

500

P=541kN
Vy2=538kN
（二羽式）

400

Vy1=392kN

600

300

Vc=237kN

200100

実験値

005101520253035

水平変位（ｍｍ）

図６

荷重～変位関係（No.2 試験体）

εy=-3730μ

写真１ 破壊状況（No.2 試験体）

εy=3730μ1250

構造物等設計標準・同解説 1)（以後，RC 標準）により

300kN
350kN
400kN
450kN
500kN
572kN
642kN
540kN

1000

求めた曲げ耐力（Pud）およびせん断耐力（Vy1）の算高さ (mm)定値と，二羽らの研究 2) によるせん断スパン比の影響を考慮した Vy2 を示す。No.2 試験体は，曲げひび割れが徐々に斜めひび割れに移行し，500kN 付近で柱の引張側上部から圧縮側下部に向けて斜めひび割れが発生した。最大荷重は 642kN であり，せん断耐力算定値と750
500250最大荷重の比は，RC 標準式の場合で 0.61，二羽式の場合で 0.84 あり，RC 標準式，二羽式どちらを用いても0-5000

CB フープ工法のせん断耐力を安全側に評価できる結果となった。

-3000

図７

既設の帯鉄筋のひずみ分布を図７に，補強帯鉄筋のひずみ分布を図８に示す。既設帯鉄筋は 572kN，補強

3000

5000

既設帯鉄筋のひずみ分布

εy=-2280μ

帯鉄筋は 545kN で降伏ひずみに到達していた。したがεy=2280μ1250って，帯鉄筋のひずみ分布からも試験体がせん断破壊したことが確認できた。

300kN
350kN
400kN
450kN
500kN
545kN
642kN
540kN

1000以上のことから，吹付けモルタルおよび補強帯鉄筋高さ (mm)が既設柱部分と一体となって挙動しており，RC 標準を適用できる破壊形態と考えられる。
3.2-10001000
ひずみ (μ)No.1 試験体および No.3 試験体750500

写真２に，No.1 試験体の破壊状況を示す。No.1 試験250体は，無補強ではせん断破壊する試験体であるが，補強することでせん断破壊を防止できた。No.1 試験体は，軸方向鉄筋の降伏後，4y でモルタルの剥離が観察され，0-5000-3000

6y の正側で柱基部の圧壊が進み，負側で荷重低下した。写真３に示す No.3 試験体の破壊状況でも，No.1 試

図８1818-1000
1000
ひずみ (μ)3000

補強帯鉄筋のひずみ分布

5000東急建設技術研究所報No.37表５ 実験結果（No.1 試験体，No.3 試験体）
断面寸法(mm)

軸力
N2(N/mm )a/d

13590×590
940×940

332.742.67(a)6δy

写真２(b)

補強後

曲げ耐力
Pud(kN)

せん断耐力
Vy(kN)

曲げ耐力
Pud(kN)

せん断耐力
Vy
(kN)

588
1354

379
910

588
1354

930
2303-6δy(a)

破壊状況（No.1 試験体）

1600

MY

798
1870(b)1.17
1.23-6δy

破壊状況（No.3 試験体）
M

Pmax = 1870kN

800
水平荷重（ｋN）

2000-200

N

Y

1200

N

400
水平荷重（ｋN）

Vy/Pu

Pu(kN)

6δy

写真３Pmax = 798kN

δy = 8.0mm

600

δy = 12.6mm4000-400
実験値-800-400-600-800

実験値

2000

1000
800

補強前

試験体
No.

-2000-120 -100 -80 -60 -40 -20-1000-60 -50 -40 -30 -20 -10 0-Pmax = -1804kN-1600

前田・岡本式-Pmax = -749kN

前田・岡本式-1200

実験値

10 20 30 40 50 60

図９0204060

80 100 120

水平変位（ｍｍ）

水平変位（ｍｍ）

荷重～変位関係（No.1 試験体）

図１０

荷重～変位関係（No.3 試験体）

験体と同様のひび割れが発生し，柱基部にひび割れがNo.1 試験体，No.3 試験体の荷重～変位関係を図９，集中していた。No.3 試験体は軸方向鉄筋の降伏後，2y

図１０に示す。図中には，前田らの研究 3) において，で柱基部が圧壊し，6y の負側で荷重低下した。両試験

同種のモルタル吹付けによる巻立て補強に対して提案

体とも，破壊形態がせん断破壊型から曲げ破壊型へ移されている骨格曲線を示す。図９および図１０より，行したと考えられる。表５に No.1 試験体および No.3

No.1，No.3 試験体の荷重～変形関係は，既往の手法に試験体の実験結果と耐力の計算値を示す。コンクリーより算定した部材降伏点（Y 点），最大耐荷力点（M 点）

トの受け持つせん断耐力は前述の二羽式を用い，補強および終局点（N 点）を包絡する結果となった。

量を Vy/Pud = 1.0 以上となるように決定している。通常，

なお，分割型の固定アングルと連続型の固定アングル

設計では RC 標準式を用いてせん断耐力を評価し補強による差異は，破壊状況および荷重～変位関係からは筋量を決定するため，二羽式を用いた場合に比べて補認められなかった。したがって，どちらのタイプの固強量が増加する。したがって，CB フープ工法も通常の定アングルを使用しても CB フープ工法においては同

せん断補強と同様に Vy/Pud = 1.0 以上とすれば，せん断様の補強効果を得られることが確認できた。

破壊に対して安全側に補強することができる。

1919東急建設技術研究所報No.37

5.

(ii) せん断破壊する試験体を CB フープ工法により補強

まとめ
本論文は，CB フープ工法を適用した RC 柱試験体することで，破壊形態を曲げ破壊型へ移行できることを実大規模の試験体で確認できた。のせん断耐力および変形性能について検討を行ったも(iii) CB フープ工法により補強した柱部材の変形性能は，のである。

同種の既往の実験により提案された手法により，以下に本研究により得られた知見を示す。
(i) CB フープ工法で補強した柱部材のせん断耐力は，評価できることが確認できた。

RC 標準に示される棒部材のせん断耐力式により安全側に評価できることを確認した。
謝辞

本研究にあたり，公益財団法人鉄道総合技術研究所にご指導をいただきました。ここに記して感謝いたします。

参考文献
1） 鉄道総合技術研究所：鉄道構造物等設計標準・同解説（コンクリート構造），2004
2） 二羽淳一郎，山田一宇，横沢和夫，岡村甫：せん断補強鉄筋を用いない RC はりのせん断強度式の再評価，土木学会論文集，第 372 号/V-5，1986
3） 前田友章，岡本大，谷村幸裕，庄野昭，中村敏晴：補強鋼材と吹付けモルタルで補強した RC 柱の変形性能算定手法，土木学会第 64 回年次学術講演会概要集，2009.9

EXPERIMENTAL STADY ON SEISMIC BEHAVIORS OF RC COLUMNS STRENGTHENED WITHSPLITTED REBAR AND SPRAYED MORTAR
H.Kitazawa, T.Kuroiwa, Y.Maeda,
S.Maehara, K.Hayakawa, and M.Ito
We developed retrofitted method for reinforced concrete column with using the splitted rebar and sprayed mortar.In
this study, cyclic loading tests using two models, one is 5/8-scale model and the other is 1/1-scale model are carried out.
The results obtained from the experiments are summarized as follows; (1) It was possible to improve the shear
strength capacity by using CB hoop method. (2) The ductility behaviors of reinforced concrete column is estimated by theexisting equations.

2020