連続繊維シートとコンクリートの付着特性に関する研究
コンクリート研究室 横田稔

指導教官 下村匠

丸山久一
要旨：連続繊維シートとコンクリートの付着特性の変化が，部材の補強効果に及ぼす影響について検討した．コンクリートの表面処理を行わないことと不陸修正材を用いることによりシートとコンクリートの界面の付着特性が異なる状態を実験的に作り出した．シート補強鉄筋コン
クリートはり供試体の曲げ試験により，界面の付着特性が部材の曲げ性状に及ぼす影響について検討した．
1.

はじめに炭素繊維，アラミド繊維の連続繊維シートに鋼ボルト（D16）15020250250

アルミテープ50

より補修補強したコンクリート部材の力学性能には，シートの引張強度や弾性係数などシートの物性だけでなく，シートとコンクリート間の上面図

連続繊維シート100

付着・剥離に関する性質が影響する 1)．土木学会により編纂された「連続繊維シートを用いたコンクリート構 造物の 補修補強指針 」（ 2000

定着用シート年）では，界面剥離破壊エネルギーや付着構成側面図

断面図
単位：mm則の概念が導入され，シートとコンクリート界面の特性を積極的に評価し，部材の耐力を算定

100

図－１

試験体の形状・寸法2)する方法が採り入れられた ．
シートとコンクリート界面の付着特性が部材の力学性能に及ぼす影響は，理論的検討がいく

2. 一軸引張付着試験による付着特性の定量化つか行われているが，実験的に検証した例は少2.1 実験概要

ない．理論の検証という点だけでなく，接着樹

連続繊維シートとコンクリートの付着特性

脂の材料開発の観点からも，実験により確認しは一軸引張付着試験により定量化した．図－１ておくことが望ましい．本研究は，その端緒とに試験体の形状・寸法を示す．表－１に試験体して行ったものである．まず，不陸修正材（パの種類を示す．付着特性を変化させるために，テ）を利用して，連続繊維シートとコンクリー

シート接着前のコンクリート表面の処理を行わトの付着特性が大きく変化した状態を実験的にない試験体（SB-1），標準的な処理を行う試験作り出すことを試みる．そして，付着特性がシ体（SB-2）およびシートとコンクリートの間にート補強部材の力学性能に及ぼす影響を，はりパテを塗布した試験体（SB-3）の計 3 種類の試供試体の曲げ性状により検討する．

験を行った．コンクリートの表面処理を行わないと付着能力が低下することは，著者らの既往の研究 3)において確認している．パテを用いた

表－１
試験体名
SB-1
SB-2
SB-3

試験体の種類

表面処理の有無
無有有

周方向に巻き立て剥離を防止した．

パテの有無
無無有

試験体への載荷は，変位制御（0.05mm/min）で行った．荷重および両側連続繊維シートのひずみ分布を測定した．シートのひずみは検長5mm のひずみゲージを用いて測定し，測定間隔は 20mm とした．

表－２
繊維種類
アラミド

連続繊維シートの物性値
厚さ
引張強度（mm） （MPa）
0.504
2350

弾性係数（GPa）
782.2

付着応力と相対変位関係の算出

連続繊維シートとコンクリートとの付着特性を評価するために，一軸引張付着試験の結果得のは，シートとコンクリートの間の樹脂層の厚られるシートのひずみ分布から，シートとコンみを増すことで，変形能力を増大させ，剥離まクリート間の相対変位と付着応力の関係を算出

での吸収エネルギーが増加した状態を試験的にする．相対変位は連続繊維シートの端部から該作り出すことを意図したためである．連続繊維当点までのひずみ分布を積分することにより求シートはアラミド繊維シートを用いた．表－２める 3)．にシートの物性値を示す．

δ( x n ) =試験体は以下の手順で作製した．

x∫ ε (x )dx0fn −1∆x≅(ε f ( x 0 ) + 2 ε f ( x i ) + ε f ( x n ))2i =1(1)∑・ 鋼製型枠を用いてコンクリートブロックを作製する．ブロックの中心には引張力を試験

ここに，Δx はひずみゲージの貼付間隔，εf(xn)体に伝達するための鋼ボルト（直径 16mm）

はシートひずみの測定位置 xn でのシートひずみを埋設する．鋼ボルトは試験体中央で切断さである．付着応力はシートの応力の勾配より求れている．

める 3)．
dε fdx1
 ε ( x ) − εf ( x n −1 ) ≅ ⋅ t f ⋅ E f  f n +1
2∆x・ コンクリート硬化後にカッターによりコン

τ( x n ) = t f ⋅ E f

クリートブロックを 2 つに分割する．
・ 打設後 4 週間経過した後に，コンクリートブ(2)

ロック表面のレイタンス層をディスクサン

ここに，tf は連続繊維シートの厚さ，Ef は連続繊ダーにより除去し，さらに偶角部の面取りを維シートの弾性係数である．

行って，プライマーを塗布して下地処理を施す．ただし，表面処理無の試験体（SB-1）2.3

付着応力と相対変位関係のモデル化にはこの工程を行わない．

前節の方法により，1 つの荷重ステップにお・ プライマーの触手乾燥後，接着樹脂を用いてけるひずみ分布より，1 本の付着応力と相対変連続繊維シートをコンクリートブロック表位関係を表す曲線が得られる．剥離が進展中の面に接着する．パテを塗布する試験体

複数の荷重ステップのデータより得られた曲線（SB-3）にはシート接着前に，パテを所定を平均することにより，平均的な付着特性を得の厚さ（0.2mm）に塗布した．この厚さは，ることができる．既往の著者らの研究 3)に基づ

アルミテープ（1 層厚さ 0.05mm）をシートき，付着応力－相対変位関係の平均化の方法と接着面の縁に貼り，アルミテープの厚さに合して，この曲線の特徴をよく表す 2 直線の弾性わせてパテを盛ることで調節した．

－軟化－剥離型モデル（図－2）を採用した．モ

試験区間は，試験体の中央から片側半スパン

デル化の手順は既往の研究 3)に従った．とし，定着側には幅 150mm の連続繊維シートを

35

界面剥離破壊エネルギーは，シートとコンク302520

リートの界面の接着状況を一元的に表す物性値である．剥離破壊エネルギーは付着応力－相対荷重（kN）

2.4 界面剥離破壊エネルギーの算出：剥離開始点

15SB-1

究で用いた弾性－軟化－剥離型モデルでは，以105SB-2下の式で求められる（図－2）．

0変位曲線で囲まれた面積に相当するので，本研Gf =1δu ⋅ τy2SB-30(3)図－3

ここに，Gf は界面剥離破壊エネルギー，δu は相対変位の最大値，τy は付着応力の最大値であ2

付着応力 ττy
剥離破壊エネルギー Gf

荷重－中央変位関係

SB-14SB-23SB-32
1000.1図－4

付着応力－相対変位関係

Gf
剥離開始
00.20.30.4
相対変位（mm）

0.5

δu 相対変位 δ付着応力と相対変位の関係

2.5 実験結果
図－3 に荷重―中央変位関係の実験結果を示す．中央変位はシートのひずみの積分値である．
図－4 に 2 直線モデルを用いて平均化した付着応力－相対変位関係を，図－5 に付着応力－相対変位関係の結果より算出した界面剥離破壊エネルギーの結果をそれぞれ示す．

剥離破壊エネルギー（N/mm）

図－21.55
付着応力（N/mm ）

る．

0.51
中央変位（mm）

0.80.70.6
0.50.40.3
0.20.10SB-1

図－5SB-2SB-3

界面剥離破壊エネルギー

剥離開始荷重（図－3 の荷重－中央変位関係が折れ曲がる点）は，パテを塗布した SB-3 が大相対変位の比がほぼ界面剥離破壊エネルギー

最も大きくなり，最大荷重は標準試験体の SB-2の比となっている（図－5）．

が最も大きくなった．図－4 の付着応力－相対以上より，シート接着前のコンクリートの表変位関係によると，最大付着応力は試験体間の面処理を行わないことと，シートとコンクリー

差は小さく，最大相対変位に違いが現れた．最トの間にパテを塗布することにより，界面の付大相対変位は予想どおりにパテを用いた SB-3着特性（すなわち付着応力－相対変位関係およが最も大きくなり，次いで SB-2，SB-1 の順とび界面剥離破壊エネルギー）の異なる状態を実なった．最大付着応力の違いが小さいため，最験的に作り出すことに成功したと判断できる．

シート補強部材の曲げ試験

3.1

P/2450

界面剥離破壊エネルギーと曲げ耐力の300

P/2450

スターラップＤ6＠80200

関係の算定結果
土木学会指針では，シート補強部材の曲げ耐力算定法として，界面剥離破壊エネルギーを用

150

連続繊維シートげ耐力を算定した例を示すと，図－6 のように
図－7なり，シート補強鉄筋コンクリートはりの部材の破壊モードがシート剥離破壊の場合には，界することがわかる．前章に述べた実験では，3種類の接着界面の界面剥離破壊エネルギーは，0.36，0.62，0.75N/mm であった．図－6 によると，この範囲では破壊モードがシート剥離破壊モードとなり，剥離破壊エネルギーに応じて，100150

12001500いた方法を採用している 2)．この方法により曲面剥離破壊エネルギーの増大により耐力が増大

160

3.

主鉄筋
Ｄ10供試体の形状・寸法

表－3供試体の諸元

項目
鉄筋比
主鉄筋降伏強度
コンクリートの圧縮強度
シートの厚さシートの引張強度
シートの弾性係数

単位%
MPa
MPamm
MPa
GPa

0.46367
32.00.5042350
78

曲げ耐力が有意な変化をすることが予想される．
そこで，前章の界面処理を施したシート補強
鉄筋コンクリートはり供試体の曲げ試験を行い，実際にそのような補強効果の向上が見られるか曲げ耐力（kN・m）検証した．
1614121086420

図－7 の供試体の諸元を用いて算定

実験水準および実験結果

表面曲げ耐力(kN)
Gf
供試体
パテの処理の名
有無 (N/mm) 実験値 計算値有無SF-10.3640.036.0
無無SF-20.6248.840.9
有無SF-30.7542.842.9
有有着試験と同様である．

シート剥離 コンクリート
破壊
圧縮破壊（シート剥離有）コンクリート
圧縮破壊（シート未剥離）

載荷方法は静的単調載荷とし，2kN 間隔で荷重，変位（はり中央のたわみ）およびシートのひずみ分布を測定した．
各供試体の実験パラメータを，曲げ耐力（最0246

界面剥離破壊エネルギー（N/mm）

図－63.2表－4

曲げ耐力の算定 2)の 1 例

実験概要大荷重）の実験結果とともに表－4 に示す．
3.3

実験結果

(1)

曲げ耐力

曲げ耐力（最大荷重）の実験結果および計算はり供試体は全 3 体であり，シート接着面の結果を表－4 に示す．計算は土木学会の補修補処理方法以外は共通である．供試体は，破壊モ

強指針 2)に示された方法に従い，ひび割れ幅をードがシートの剥離破壊となるように，シート150mm として算出した．計算値では，界面剥離の補強量を大きくし，鉄筋比を小さくした．供

破壊エネルギーの最も大きい SF-3 が最も大き

試体の共通諸元を表－3 に，形状・寸法を図－7くなった．にそれぞれ示す．シートの物性値，シート接着曲げ耐力の実験値は，標準的な表面処理を行面の処理方法，シートの接着方法は一軸引張付った SF-2 が最も大きくなり，次にパテを用いた

SF-3，最も小さかったのが表面処理を行わないSF-1 であった．界面剥離破壊エネルギーの大きSF-1な SF-3 において，曲げ耐力の増大効果が得られなかった．SF-3 はシートの端部に近い場所から斜めひび割れが発生し（図－8），このひび割れに誘発されて，シートの剥離が端部まで進展しSF-2た．このように，破壊モードがシートの剥離破壊の場合はひび割れの発生と同時にシートの剥離が一気に進展して破壊に至ることがある．こ割SF-3の場合，安定して剥離が進行した場合よりも，最大荷重は小さくなると考えられる．

図－8

一方，SF-1 は SF-2 に比べ約 18%最大荷重が小さくなった．SF-1 はシート中央から徐々に剥50離していった．界面剥離破壊エネルギーが小さされることなく，剥離が進展したと考えられる．
曲げ耐力の計算値と実験値を比較すると，SF-3 はほぼ同程度であるが，SF-1 および SF-2は実験値が計算値を上回っている．
(2)

荷重－変位関係

40荷重（kN）

いために剥離しやすく，ひび割れの発生に左右ひび割れおよびシート剥離状況
割（終局時）

30
SF-120SF-210SF-300246
変位（mm）

図－9

荷重－変位関係

荷重－変位（はり中央のたわみ）関係を図－9に示す．最大荷重は，ひび割れの発生や急激な810

シートの剥離の進展など，偶発性の高い事象の影響を受けるため，界面剥離破壊エネルギーの（斜めひび割れ）は，発生した供試体（SF-2，大きさの順序どおりとならなかったが，終局にSF-3）と発生しなかった供試体（SF-1）があっ至る前の曲げ剛性の大きさは，界面剥離破壊エた．界面剥離破壊エネルギーが大きい供試体にネルギーの大きさと対応する結果が得られた．

おいてせん断ひび割れが発生したことを考える

すなわち，SF-3 の剛性が最も高い．と，シートとコンクリートの付着性状の違いに

(3)

破壊性状

各供試体の終局状態におけるひび割れ状況をより，コンクリートの応力状態が変化したためであるといえる．

図－8 に示す．いずれの供試体も最終的にはコ(4)ひずみ分布

ンクリートの表層部を薄く引き剥がすような連図－10 に各荷重段階におけるシートのひず続繊維シートの剥離により終局に至った．しかみ分布を示す．最大荷重の最も大きい SF-2 がひし剥離の進展状況は異なっており，SF-1 およびずみの最大値も大きくなっている．

SF-2 では中央付近のひび割れより剥離が開始

破壊形態がほぼ同じである SF-1 と SF-2 を比し徐々にシート端部まで至ったのに対し，SF-3

較すると，SF-1 の方が明らかに小さいひずみではシート端部近傍のせん断ひび割れの発生によシートの剥離破壊に至っている．このことより，り端部が剥がれ破壊に至った．

中央から端部に向かって安定してシートが剥離

曲げひび割れはいずれの供試体においてもしていく破壊形態の場合，シートとコンクリー

50～100mm 間隔で発生した．せん断ひび割れ

ト界面の剥離破壊エネルギーが大きいほど剥離シートのひずみ（μ）

11.1kN.
35.1kN

10000

21.2kN
39.0kN

29.6kN40.0kN

破壊エネルギーの増大により部材の曲げ6000耐力が向上する．しかし，本研究で行った

4000

実験では，界面剥離破壊エネルギーを増大2000させると，シートの剥離プロセスも変化し

0-600-400-200(a)シートのひずみ（μ）(2) 剥離破壊モードの場合，計算上，界面剥離

80000200400

600

支間中央からの距離（mm）

10.0kN
35.6kN

10000

たために，計算に応じた曲げ耐力の向上効果は確認できなかった．

SF－1(3) しかし，破壊以前の部材の曲げ剛性を指標

22.4kN40.3kN

29.7kN48.8kN

8000にして比較した場合，界面剥離破壊エネルギーの増大に応じて向上する効果が確認できた．

6000(4) シートが安定して剥離する破壊形態の場

4000
2000

合，界面剥離破壊エネルギーが大きいほど0剥離が起こりにくくなる効果が現れるこ

-600

-400

-200

0200

400

600

支間中央からの距離（mm）(b)
シートのひずみ（μ）

せた．

11.3kN
35.4kN

10000

SF－2
22.4kN40.2kNとがわかる．
参考文献

29.9kN
42.8kN

1) 新保学幸，下村匠，丸山久一，上原子晶

久：連続繊維シート補強部材のせん断耐力

8000
6000

に関する感度解析，コンクリート工学年次4000

論文集，Vol.22，No.3，pp.313-318，2000.7.

20002) 土木学会：連続繊維シートを用いたコンク

0-600-400-200

200 400
支間中央からの距離（mm）

(c)

0600

SF－3

図－10 シートのひずみ分布

リート構造物の補修補強指針，コンクリー
トライブラリー第 101 号，2000.7.
3) 上原子晶久，下村匠，丸山久一，西田浩

之：連続繊維シートとコンクリートの付着・剥離挙動の解析，土木学会論文集，が起こりにくくなる効果が現れることがわかる．
4.

まとめ

連続繊維シート接着表面の処理状態を変化させることにより，シートとコンクリートとの付着特性を実験的に変化させ，一軸引張付着試験とシート補強鉄筋コンクリート供試体の曲げ試験を行った結果，以下の知見を得た．
(1) シート接着前のコンクリートの表面処理を行わないことと，シートとコンクリートの間にパテを塗布することにより，界面の付着特性の異なる状態を実験的に作り出No.634／Ⅴ－45，pp.197-208，1999.11.