コンクリート工学年次論文集，Vol.37，No.2，2015

論文

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 柱のじん性補強効果
立石和也*1・篠田佳男*2・大嶋義隆*3・二羽淳一郎*4

要旨：既設の RC 柱の周囲に PC ストランドを巻き立て，さらにステンレス鉄筋を用いたパネルを外縁に設置し，内部をモルタルで充填する補強工法を開発した。本工法による RC 柱に対するじん性補強効果を明らかにするため，継手方法の検討のための小型 RC はり載荷試験と，RC 柱の正負交番載荷試験を行った。その結果，パネル間の接続は，ループ継手による方法が有効であることが分かった。また，ステンレス鉄筋を用いた厚さ 15mm のパネルを外縁に設置し，PC ストランドの巻立て量を 50mm 間隔にすることで，無補強時にせん断破壊する RC 柱のじん性率が大幅に向上し，極めて高いじん性補強効果が確認された。
キーワード：RC 柱，耐震補強，じん性，正負交番載荷，ステンレス鉄筋，PC ストランド
1. はじめに用パネル間の継手の性能について，図－1 に示すループ

RC 柱の耐震補強工法として，鋼板巻立て工法や RC 巻継手模擬部を有する RC はり試験体を用いて検討を行っ立て工法が一般的である。しかし，鋼板巻立て工法では，た。続いて，PC ストランド巻立て量とステンレス鉄筋使鋼板が腐食する可能性があるため，施工後も定期的なメ用パネルの有無を実験パラメータとして，補強 RC 柱のンテナンスが欠かせない。また，RC 巻立て工法は，コ

静的正負交番載荷試験を行い，補強効果を検討した。

ンクリートの増し厚により，断面の仕上がり厚さの増加が大きい。このため，建築限界の制限を満足できなくな

2. 実験概要

ることから適用不可となる場合もある。本工法は，図－2.1 RC はり試験概要

1 に示すように，母材 RC 柱に PC ストランドを巻き立て，RC はり試験では，3 体の試験体を作製した。実験パラ

その周囲に細径のステンレス鉄筋を用いた高強度の薄肉メータは，ループ内への差込み筋の有無と，ループ同士モルタルパネルを設置し，内部をモルタルで充填する工の施工誤差の有無である。ループ継手には差込み筋が用法である。本工法の利点は，汎用的で最細径であるいられるのが普通であるが，施工性を考慮すると，差込

SUS304 ステンレス D4 鉄筋を曲げ加工したものを，パネみ筋は無い方がよい。また，施工時に隣接するパネルがル間の接合のためのループ継手かつスペーサとして利用上下方向にずれる可能性を想定し，その影響についてもし，パネルをモルタル充填時の型枠として利用できるこ検討した。はり試験体の一覧を表－1 に示す。母材 RCとである。そのため，母材 RC 柱に対する穴あけ等は不

はりは図－2 のように，断面が 200mm×200mm，せん断要となり，表面処理だけで施工可能である。PC ストラン

スパンが 200mm である。ステンレス鉄筋使用パネルは，ドは巻立てのみで施工可能で，これにより，鉄筋工・型

図－3 のように，厚さ 15mm，幅 200mm，長さ 300mm で枠組立・脱型が不要となり省力化が可能である。さらに，あり，図－1 のループ継手部分を模擬するため，パネル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の D4 ステンレス軸方向鉄筋(降伏強度 561MPa)には曲げ用することで，巻立て厚が小さくても耐久性を確保し，PC ストランド
ステンレス鉄筋建築限界の制限にも対応できるなどのメリットがある。
著者らは，本工法を RC はり試験体のせん断補強に適パネル用し，無補強試験体と比較して，最大荷重が 3.0 倍程度

既設 RC 柱1)まで向上することをすでに確認している 。

差込み筋

本研究では，帯鉄筋なしのせん断破壊型 RC 柱にこの補強工法を適用し，ステンレス鉄筋使用パネルと PC ストランドがじん性補強効果に及ぼす影響を明らかにする

RC はり試験におけるループ継手模擬部ことを目的としている。そこでまず，ステンレス鉄筋使

図－1 補強概念図*1 東京工業大学大学院

理工学研究科土木工学専攻*2 日本コンクリート技術（株）

博(工) (正会員)*3 フジミコンサルタント（株）

工博*4 東京工業大学大学院(学生会員)

理工学研究科土木工学専攻教授

工博 (正会員)-1381-

加工がなされている。また，RC はりの下部にも同様にトランドを巻き立てるために面取りを行っており，せん曲げ加工されたステンレス鉄筋を配置した。補強は，RC断スパンは 700mm，せん断スパン比は 4.24 である。試はりの下面にステンレス鉄筋使用パネルを 40mm の間隔

験体に用いた軸方向鉄筋，PC ストランド，ステンレス鉄を空けて設置し，隙間に無収縮モルタルを充填した。こ筋の材料特性を表－3 に，コンクリート，モルタルの力の RC はりの 4 点曲げ載荷試験を行い，図－2，図－3 に学特性を表－4 に示す。実験パラメータは，PC ストラン

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。

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。

2.2 RC 柱試験概要

RC 柱の降伏時耐力，曲げ耐力は，側方鉄筋の圧縮力，(1) RC 柱試験体概要

引張力を考慮し算定した。また，コンクリートの圧縮合本研究では，3 体の試験体を作製した。その一覧を表力の算定には，等価応力ブロックを用いた。
RC 柱のせん断耐力 V y 算定には，式(1)~(3)を用いた 2)。

－2 に示す。母材 RC 柱試験体は，図－4，図－5 に示す

V y  Vc  Vs

ように，柱部断面が 200mm×200mm で，隅角部は PC ス

(1)

表－1 RC はり試験体一覧
試験体名

差込み筋有無

施工誤差
(mm)

I-E0
NI-E0
I-E25

有無有0025

D10, SD295A
200200200

コンクリート
圧縮強度
弾性係数(MPa)
(GPa)
37.8
26.030.9
24.9
36.6
31.1

充填モルタル
圧縮強度(MPa)70.8
62.757.3

ひずみゲージ貼付位置
310

200165

D10, SD345160170

パネルモルタル
圧縮強度(MPa)88.9
86.881.7280 310

280 310

200310401000300

A 100 B(a) I-E0

D19, SD345

280
SWPD3L280
SUS-D4SD390

ひずみゲージ貼付位置

700

700

700

200
15500
9@50

4@100500
3@150500

4@100200(b) NI-E0

3@150

充填モルタル(a) S150-NP(c) S50-P(b) S150-P
図－4 RC 柱試験体補強詳細(単位:mm)

パネル

25(c) I-E25
図－2 はり試験体寸法図(単位:mm)

ひずみゲージ貼付位置
200

補強区間

ひずみゲージ貼付位置
300
2@100
3@170

500

700

200 100
4@1004055

図－3 ステンレス鉄筋使用パネル(RC はり試験)寸法図

1000(単位:mm)

図－5 RC 柱試験体と載荷試験概要(単位:mm)

表－2 RC 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15015050500

補強帯鉄筋比(%)(母材 RC断面換算)0.260.380.91

表－3 鉄筋と PC ストランドの材料特性
種類

呼び名

柱軸方向鉄筋ステンレス鉄筋PC ストランド

D19D4SWPD3L-1382-

公称断面積
(mm2)
286.5
11.99
19.82

降伏強度(MPa)
3835611887

引張強度(MPa)
575
720
1973

弾性係数(GPa)
200200202

表－4 RC 柱試験体のコンクリート，モルタルの力学特性
供試体名

S150-NPS150-P
S50-P

柱部
コンクリート
圧縮強度
弾性係数
(MPa)
(GPa)
29.7
29.8
34.3
39.5
27.8
22.3

60

荷重(kN)

荷重(kN)

パネル
モルタル
圧縮強度(MPa)
90.8
77.2

A
B
降伏ひずみ

80

I-E0NI-E0
I-E258040604020200246変位(mm)800123ひずみ(×10-3)(a) I-E0

図－6 荷重－変位関係

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

4 0123-3ひずみ(×10 )40

123-3ひずみ(×10 )4(b) NI-E0(c) I-E25
図－7 荷重－ステンレス鉄筋ひずみ関係

Vc  0.2 f c '1 / 3 pw1 / 3 (103 / d )1 / 4 (0.75  1.4d / a)bwd (2)Vs 充填
モルタル
圧縮強度
(MPa)
62.2
61.8
52.9

1001000

フーチング部
コンクリート
圧縮強度
弾性係数(MPa)
(GPa)
36.7
32.4
37.9
31.4
39.2
31.7(3)えず，水平方向のみの載荷を行った。軸方向鉄筋の降伏を確認するため，図－5 に示すように，試験体基部に設置した引張側軸方向鉄筋の平均ひずみが降伏ひずみに達するまで載荷を行い，その変位を降伏変位 δy として，1

ここで，Vc :コンクリートのせん断抵抗(N)，Vs :せん断サイクルの正負交番載荷を行った。以降は 2δy，3δy，と補強鋼材のせん断抵抗(N)， f c ' :コンクリートの圧縮強度

δy ずつ変位を増加させながら，各サイクル内での最大荷(MPa)， d :有効高さ(mm)， pw :引張鉄筋比(%)， a :せん

重が降伏荷重を十分に下回るか，アクチュエータの作動断スパン(mm)， bw :部材断面幅(mm)， Astr および Asus :ストロークの限界まで載荷を行った。なお，各載荷サイ

それぞれ sstr および ssus 区間における PC ストランドとクルの繰り返し回数は 1 回とした。載荷点変位を測定す

2ステンレス鉄筋の断面積(mm )， f str および f sus :それぞる変位計は，アクチュエータと試験体を固定する鋼板のれ PC ストランドとステンレス鉄筋の降伏強度(MPa)，中央に取り付けた。また，フーチングの水平移動と浮きz  7 d / 8 ，  :PC ストランドの部材軸に対する傾斜角度

上がりによる変位を補正するため，フーチング上面の載(度)，sstr および ssus :それぞれ PC ストランドとステンレ

荷正負両側にそれぞれ 1 か所，フーチング側面に 1 か所

ス鉄筋の配置間隔(mm)である。の変位計を取り付けた。載荷中のひずみ性状を把握する

モルタルを充填する RC 柱とパネルの表面は，打込み時に表面処理用の遅延剤を用いて目粗しを行った。補強ため，図－4 に示すように，PC ストランド，パネル内ステンレス鉄筋のひずみを測定した。

手順としては，まず，PC ストランドを巻き立て，上下の端部はワイヤークリップを用いて定着する。次に厚さ3. 試験結果と考察

15mm のステンレス鉄筋使用パネルを RC 柱の周囲に設3.1 RC はり試験置する。パネル中のステンレス鉄筋は，図－4 に示すよ

図－6 に各試験体の荷重－変位関係(破線部は除荷時)，うに，曲げ加工がされており，RC 柱との隙間のスペー

図－7 に各試験体の荷重－ステンレス鉄筋ひずみ関係，サを兼ねるようになっている。また，隣接パネル間はス

図－8 に載荷試験終了後のひび割れ性状を示す。図－6，

テンレス鉄筋同士のループを組み，ループ内には D4 ス

図－8 に示すように，どの試験体も，まず等モーメントテンレス鉄筋を 1 本，軸方向に差込んだ。最後にパネル区間に曲げひび割れが入り，荷重低下を生じた。I-E0 で内側の空間に無収縮モルタルを充填し，補強完了となる。

は図－7(a)のように軸方向鉄筋の 1 本がすぐに降伏に至S150-NP については，PC ストランドを巻き立て，モルタったため，そこで載荷を終了した。NI-E0 では，図－7(b)ルを打込んで補強した。のように，2 本の軸方向鉄筋がひずみ始めたが，ループ(2) RC 柱載荷試験概要

筋同士の隙間をひび割れが進展し，降伏に至る前に荷重載荷試験には，油圧式 200kN 水平サーボアクチュエー低下となり，鉄筋のひずみも小さくなった。I-E25 では，タを使用し，変位制御による静的正負交番載荷試験を行

ループ部から載荷点直下に向けてひび割れが進展した。

った。本試験では挙動が複雑化しないように，軸力を加これにより，差込み筋周囲のモルタルが損傷し，ループ-1383-

載荷方向
斜めひび割れ(a) I-E0(b) NI-E0(c) I-E25
パネルモルタルの剥離(a) S150-NP200

150

150

150

100

100

100505050-50荷重(kN)

20000-500-50-100-100-100-150-150-150-200-15-200-15-10-505部材角(%)

1015(a) S150-NP荷重(kN)-10-505部材角(%)

1015-200-15(b) S150-P
図－10 荷重－部材角関係

200(c) S50-P

図－9 終局変位直前載荷サイクル終了時のひび割れ性状

200荷重(kN)

荷重(kN)

図－8 試験後のひび割れ性状(太線は顕著なもの)(b) S150-P-10-505部材角(%)

1015(c) S50-P

150

変位から基部の水平変位と，フーチングの回転変位を差100し引いたものである。いずれの試験体も，軸方向鉄筋の50降伏後に曲げ破壊に至った。S150-NP では，6δy 載荷時に0巻き立てたモルタルが剥離し，図－10 に示すような急激-50な荷重低下に至った。S150-P では，2δy 時に最大荷重を-100-150-200-15-10-505部材角(%)

S150-NPS150-P
S50-P近くのパネルの隅角部のモルタルが剥離し始めた。これ

10は，パネルが柱の変形によって圧縮力を受け，圧壊した迎えた。その後，図－9 に示すように，5δy 載荷時に基部15ためと考えられる。7δy 載荷時には，柱基部のパネルが膨図－11 荷重－部材角包絡線れ始め，差込み筋の変形が進行した。最終的には S150-NP継手が破壊してしまったため，差込み筋によるダウエルと同様なひび割れ性状であったが，ひび割れ幅は小さく作用が失われ，図－7(c)のように軸方向ステンレス鉄筋なった。S50-P では，図－9 に示すように，基部に近いのひずみは増加しなかったものと思われる。

部分のひび割れが卓越した。7δy 載荷時に基部近くのパネ以上より，I-E0 のみステンレス鉄筋の降伏を確認した。

ルの隅角部のモルタルが圧壊により剥離し始め，その後これは帯鉄筋が降伏するまでループ継手が機能することは基部のパネルが膨れるような挙動が見られ，差込み筋を示すもので，この継手方法を RC 柱に適用した。ただの変形が進行した。

し，D4 ステンレス鉄筋の付着性能を明らかにすることが，(2) 荷重－変位関係今後の課題である。

図－11 に荷重－部材角包絡線を示す。表－5 には，降3.2 RC 柱試験

伏荷重，最大荷重の実験値と計算値，降伏変位 δy，終局(1) 破壊性状

変位 δu と式(4)から求まるじん性率の実験値 μexp，また，

図－9 に各試験体の終局変位に達する直前の載荷サイ式(5)(6)から求まる，鉄道 RC 標準に基づく，コンクリー

クル終了時の損傷状況，図－10 に各試験体の荷重－部材ト系材料による部材増厚法に適用可能な RC 柱のじん性角関係を示す。部材角を算出するための変位は，載荷点率の計算値 μcal13)4)と，式(3)における fstr を 345MPa とした-1384-

表－5 RC 柱試験結果一覧
降伏変位

降伏降伏荷重最大曲げ最大荷重

終局変位δy荷重計算値

荷重計算値

δu(mm)

(kN)

(kN)

(kN)

(kN)

(mm)

正6.50

102.1

負-8.22-94.9

正6.49

102.9

負-6.89-105.0

正4.26

84.6

負-4.95-108.8

試験体名S150-NPS150-P

S50-P

99.6

116.5

108.0

119.9-107.6
133.4-125.1
128.5-157.1

109.7

130.2

122.4

累積履歴吸収エネルギー(J)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(4)cal1 0 y 0   u1
 y 0   y1

0  1.6  5.6(Vc  Vs ) / Vmu  (11.4rw  1.4)rw

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力(N)，rw :帯鉄筋比(%)である。ただし，せん断耐力，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，

6.7-49.54

6.0

56.75

8.7-49.31

7.2

109.8225.8-74.33

15.0

cal2

5.5

2.5

6.0

2.9

18.5

11.3

S150-NPS150-PS50-P
終局直前

100000
80000
60000
40000
20000
002468 10 12
塑性率(×y)1416

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，大幅に変形能を向上できることが明らかになった。また，cal1/cal2 はいずれも 1.5以上となり，PC ストランドの高強度性が活かされていることが分かる。図－10，図－11 からは，帯鉄筋比を増やすにつれ，終局付近での部材の剛性低下が緩やかになることが分かる。これは，後述する累積履歴吸収エネルギーの増大に貢献している。

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。

43.66

cal1

図－12 累積履歴吸収エネルギーの推移

(5)
(6)

exp

図－12 を見ると，終局直前までの累積履歴吸収エネル
ギーは帯鉄筋比を増すごとに増加しているが，S150-P と図－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

S150-NP の差が 1.8 倍であるのに対し，S50-P は S150-Pの 3.2 倍になっている。このため，PC ストランドの巻立て間隔を小さくすることが，耐震補強に非常に有効であるといえる。

る。

(3) 補強帯鉄筋のひずみ性状

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

図－13，図－14 には，各試験体の PC ストランド，パネル内ステンレス鉄筋のひずみ分布を示す。

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値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

図－13 を見ると，パネルありの S150-P と S50-P の終局部材角時の PC ストランドのひずみが S150-NP に比べて小さくなっている。パネルを設置することで，PC ストランドのひずみは小さくなる傾向にあると言える。また，
S150-P や S150-NP では，ひずみが上部で増加しているのに対し，S50-P では基部でもひずみが増加している。これは補強量を増やすことによって，破壊性状がせん断破壊寄りの破壊から曲げ破壊に変わったことを示しており，これにより S50-P はじん性に優れた変形をしたものと考えられる。なお，いずれの試験体においても，PC ストランドの降伏(降伏ひずみ 11400μ)は確認されなかった。

-1385-

500

400

400

400

300
200
10000

123ひずみ(×10-3)45

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)

500

300
200
10000123 -3ひずみ(×10 )

4降伏時

300

最大荷重時

200

終局時
100
050

1(b) S150-P(a) S150-NP

23-3ひずみ(×10 )45(c) S50-P

図－13 PC ストランドのひずみ分布
500

400

基部からの高さ(mm)

基部からの高さ(mm)500-1y-2y300-3y-4y200-5y100

降伏ひずみ-1y-3y400-5y300-7y-9y200-11y-13y100

降伏ひずみ00246ひずみ(×10-3)

080246ひずみ(×10-3)

8(b) S50-P(a) S150-P

図－14 ステンレス鉄筋のひずみ分布
図－14 より，S150-P，S50-P ともに，部材角の増加に

3)

補強 RC 柱の終局直前までの累積履歴吸収エネルギ

つれてステンレス鉄筋のひずみは増加している。しかし，

ーは，帯鉄筋比が大きくなるにつれて増加し，特にPC ストランド量の多い S50-P の方がひずみは小さい。つPC ストランドの巻立てを 50mm 間隔にしたものは，まり，母材 RC 柱に対する拘束力が，補強帯鉄筋比に対150mm 間隔のものに比べて 3.2 倍の値となり，PCして頭打ちになるという傾向を示している。また，ステストランドの巻立て間隔を小さくすることが，耐震ンレス鉄筋のひずみ推移を見ると，基部からの高さが補強に非常に有効であることが示された。

50mm，150mm の位置で，ある時点からひずみが小さく4)なる。これは，パネル隅角部のモルタルの剥離が観察される直前である。つまり，パネル隅角部のモルタルが剥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置する離することで，ループ継手における荷重伝達性能が失わと，パネルが柱の変形に伴う圧縮力を受け，ループれてしまったと考えられる。先述したように，モルタル継手近くのモルタルが部分的に圧壊することで，継の剥離は RC 柱の変形によりパネルが圧縮力を受けてし手の性能を十分に発揮できない可能性があるため，まったことが原因と考えられる。巻立て厚 55mm の場合，パネルを基部からある程度離すことにより，より変パネル設置位置を基部から 10mm 離すことで，変形角形能力を改善できる可能性がある。

15%においても圧縮力を受けずに済み，より変形能力を参考文献改善できる可能性がある。

1)
4. まとめ立石和也，篠田佳男，大嶋義隆，二羽淳一郎：細径
ステンレス鉄筋を用いたパネルと PC ストランド併ステンレス鉄筋使用パネルと PC ストランド併用によ用による RC はりに対するせん断補強効果，土木学

る補強 RC はり，補強 RC 柱の試験から，以下の知見を会年次学術講演会講演概要集，Vol.69，pp.247-248，得た。

2014

1)

補強 RC はりでの検討より，ステンレス鉄筋使用パ2)
3)

継手が最も有効である。
2)

補強 RC 柱の試験より，補強帯鉄筋比を増加させる
につれて，せん断破壊型 RC 柱のじん性率が顕著に

二羽淳一郎：コンクリート構造の基礎，数理工学社，
2010

ネル間の接続方法として，差込み筋を用いたループ

土木学会編：コンクリートライブラリー95 コンク
リート構造物の補強指針(案)，丸善，1999

4)

石橋忠良，吉野伸一：鉄筋コンクリート橋脚の地震増加する。このじん性率は，補強帯鉄筋比とせん断時変形能力に関する研究，土木学会論文集，Vol.390，

耐力を母材 RC 柱断面において計算することにより，

pp.57-66，1988

既存の計算式により概ね評価可能である。

-1386-