広島工業大学紀要研究編
第 43 巻（2009）pp.249-257

論文

炭素繊維プレートによって接着補剛された合成梁の載荷実験
玉井宏章＊，高松隆夫＊，三好行則＊＊，服部明生＊＊＊，小澤吉幸＊＊＊（平成 20 年 10 月 31 日受理）

Loading Tests of Composite Beams Stiffened by Bonding CFRP Plates
Hiroyuki TAMAI, Takao TAKAMATSU, Yukinori MIYOSHI, Akeo HATTORI
and Yoshiyuki OZAWA（Received Oct. 31, 2008）

Abstract
We proposed the rehabilitation technique for secondary steel beam by means ofbonding CFRP plates. T shaped-composite beam specimens, which were bonded
CFRP plate at lower flange of beam, were made as an application of the rehabilitation.
Cyclic and monotonic loading tests were performed on these rehabilitatedspecimens to clarify the stiffness enhancement of the rehabilitation. From theseresults, following conclusion and remarks were made.
1) Composite beams stiffness increased by 10% with bonding CFRP plates.
2) Bonding CFRP plate cases no brittle fracture at lower flange of beam.

Keywords: carbon fiber reinforced plate, adhesive, composite beams, beam-to-column
connectionとを確認する必要もある。

1．はじめにそこで，本研究では，スラブの合成効果（耐力と剛性）

これまでに，炭素繊維プレートによって接着補強した鋼小梁の 3 点曲げ試験を行って補強効果を検討してきた。

することや，接着工法の施工手順における問題点の確認等

鋼梁耐力は，圧縮側フランジの局部座屈によって決定され，接着補強時による梁耐力の上昇はあまり期待できなかった。しかしながら，実際の建物では，スラブが上に取り付き，フランジ局部座屈耐力は上昇するため，接着補強効果は十分に期待できると考えられる。また，完全合成梁では，スラブによりある程度剛性が期待できると考えられるが，繰返し載荷時には低下すると考えられ，どの程度曲げ剛性を補剛すべきかの知見もあまりない。更に，旧式の建物では，梁と柱は旧スカラップをもつ溶接接合となっているが，炭素プレートで補剛したことで，靭性が落ちないこ******

によって，鋼梁の炭素プレートによる接着補剛効果が向上

広島工業大学工学部建築工学科
広島工業大学大学院工学系研究科建設工学専攻
東レ建設㈱―249―を行う。具体的な研究目的は，以下の 4 点にある。
1）炭素繊維プレート接着による合成梁の曲げ剛性の向上度を調べる。
2）炭素繊維プレート接着による合成梁のスラブの圧壊防止程度を調べる。
3）繰返し載荷時に，梁下端スカラップ近傍に炭素繊維プレートが悪影響しないことを調べる。
4）梁を下向きから接着施工する場合の問題点を抽出する。

玉井宏章，高松隆夫，三好行則，服部明生，小澤吉幸（a）平面図（b）立面図（ヨコ）（c）立面図（タテ）（d）スカラップ形状

図 1 試験体の概要（a）鋼梁下フランジ位置（b）コンクリートスラブ位置
図 2 炭素繊維貼付け図

図 4 変位計測治具の概要

図 3 加力装置の概要□-250x12）に，H 形鋼梁（SS400，H-250x125x69）を工場溶接し，ダイアフラムと梁フランジ溶接部には，旧スカラップ（半円形 R=35）を取っている。梁上フランジ上部

2．実験概要2.1には，スタッドコネクタ（ z 13，L=100，1 列配置ピッチ

試験体75mm）を一列溶植している。この溶接ピッチは，「各種本研究で用いた合成梁試験体を図 1 に，素材試験結果を合成構造設計指針・同解説 1）」より，完全合成梁となるよ

表 1 に，それぞれ示す。試験体は，床スラブのデッキプレうに算定している。床スラブは，スラブ厚 100mm（最小ートを捨て型枠としたト字形の完全合成梁と，下フランジ厚さ 100，最大厚さ 150），幅は，設計指針 1） の有効幅のに炭素繊維プレートを接着補剛したものである。通しダイ

1,125mm とし，コンクリートは普通コンクリートとした。

アフラム形式（板厚 12mm）の角形鋼管柱（STKR400，スラブ筋は，異型鋼鉄筋（D10，@150）を用いており，―250―炭素繊維プレートによって接着補剛された合成梁の載荷実験

図 5 計測諸量の概要

図 6 ひずみゲージ貼付位置

表 1 素材試験結果（a）鋼材（b）中弾性型炭素繊維プレート（c）コンクリート（d）接着剤端部には定着処理はしていない。尚，合成梁が正曲げ終局験体）の 2 体を用意した。表 1 には，各柱・梁鋼材，炭素曲げモーメントに達した場合に，柱や接合部パネルに塑性繊維プレート，床スラブコンクリート及び接着剤の素材試化が生じないよう，柱板厚は十分に大きく（t=12mm）設験結果を示す。

定している。

2.2

図 2 に炭素繊維プレートの貼付け位置を示す。（a）に示

載荷方法と計測方法○加力装置

すように，鋼梁下フランジに幅 50mm の中弾性型炭素繊加力装置の概要を図 3 に示す。

維プレート（NML，厚さ 2mm）を 2 列 2 層に接着し，合試験体の柱上下にピンを設置し，更に柱下端ピンにはテ成梁の補剛を行った。更に，（b）に示すように，角形鋼管フロンシートで挟んで水平移動を拘束したスタブが取付け周辺のコンクリートスラブに，通常型炭素繊維プレートてある。これにより，柱上下端はそれぞれピン支持とロー（RL，厚さ 2mm）を 1 層接着し，正曲げ時の床コンクリラー支持となっている。合成梁先端に鉛直下方よりピンをートの圧壊防止処理を行った。それぞれの接着には，炭素介して複胴式の油圧ジャッキが取付けてある。

繊維プレートと鋼，およびコンクリートとの接着に適した○計測方法

常温 2 液硬化エポキシ樹脂の E258，および WS を用いた。
接着面相互をサンドペーパー #180 で目粗しし，接着層厚変位計測治具の概要を図 4 に，計測諸量の概要を図 5 に，ひずみゲージの貼付位置を図 6 に示す。
変位の計測は，合成梁先端の鉛直変位， d v ，接合部上1mm で，常温 20 ℃以上で 7 日間以上養生した。
試験体は，炭素繊維プレートで補剛した合成梁試験体

下ダイアフラム位置の水平変位，（ d T ， d B ），について行（NML2 試験体）と，補剛していない合成梁試験体（N 試い，次式により，層間変位， R ，と合成梁変形角， i ，を―251―

玉井宏章，高松隆夫，三好行則，服部明生，小澤吉幸

図 7 載荷プログラム

図 8 曲げ剛性評価のモデル

表 2 各試験体の合成梁の計算値

2.3求めた。

R = d v …………………………………………………（1.a）
Li = R - d T - d B ………………………………………（1.b）
h
ここに，L ：合成梁の長さ（2,500mm）

載荷プログラムと試験シリーズ

加力制御は，合成梁先端変位制御とし，載荷反転は，（1.b）式の合成梁変形角， i で判定した。載荷プログラムを図 7 に示す。
NML2 試験体および N 試験体について，合成梁変形角， i の片振幅を 1/500rad を 2 サイクル載荷するケース

h ：上下ダイアフラムに設置した変位計（実験Ⅰ）， i の正負の片振幅を +1/150rad，-1/200rad との間隔（238mm）
荷重の計測は，油圧ジャッキ先端のロードセルから鉛直して 3 回繰返し載荷するケース（実験Ⅱ），及び，その後，荷重， P を計測し，次式により層せん断力，Q ，を求めた。

単調で 1/30rad まで載荷するケース（実験Ⅲ）を連続しQ = L : P ………………………………………………（2）Hて行う。
2.4

剛性評価

図 6 に示す試験体上柱 2 ヵ所のひずみゲージ値からの曲率

文献 1 および文献 2 にしたがって，合成梁と炭素繊維プ変化からも，せん断力， Q を求めたが，両者はほぼ同一でレートによって補剛した合成梁について正曲げ負曲げ時のあった。本報告では，（2）式の値を層せん断力として採用

曲げ剛性と，合成梁について正曲げ負曲げ時の全塑性モーする。

メントを算定した。曲げ剛性の評価モデルを図 8 に示す。

ひずみの計測位置を図 6 に示す。合成梁端から 120mm，合成梁については，文献 1 を参考に，完全合成梁とし，546mm の位置の断面各所にひずみゲージを貼付し，炭素鋼材とコンクリートスラブのヤング係数比， n を 15 と仮繊維プレート，鋼梁の材軸方向ひずみを計測して，中立軸定し，正曲げ曲げ剛性については，コンクリートスラブを位置の変化を観察した。

鋼材の等価断面に置換し，負曲げの剛性は，スラブの鉄筋―252―炭素繊維プレートによって接着補剛された合成梁の載荷実験++（a）層せん断力， Q/Q p -層間変形角，R 関係（b）梁端曲げモーメント， M/M p -合成梁変形角，i関係
図 9 実験Ⅰの結果++（a）層せん断力， Q/Q p -層間変形角，R 関係（b）梁端曲げモーメント， M/M p -合成梁変形角，i関係

図 10 実験Ⅱの結果

表 3 各試験体の実験値

Q +p =（かぶり 40mm）のみが抵抗するとして算定した。
炭素繊維プレートは，断面剛・平面保持の仮定が成立するとして，その剛性を加算した。

M +p…………………………………………………（3）H

3．実験結果とその考察

表 2 には，N 試験体合成梁の正・負曲げ時における全実験Ⅰの結果を図 9 に，実験Ⅱの結果を図 10，11 に，塑性モーメント（ M ， M ），曲げ剛性（ EI ， EI ），実験Ⅲの結果を図 12，13 および写真 1 に，各試験体の実NML2 試験体合成梁の正・負曲げ時における曲げ剛性験値を表 3 に，それぞれ示す。

+p（ EI+S + C， EIS + Cp+-），およびコンクリートスラブを無視し

図 9，10，12 には，各試験体について，N 試験体の合た曲げ剛性（ EI S + C ）と，参考のため，鉄骨のみの曲げ剛成梁の正曲げ時における崩壊層せん断力で無次元化した層性， EI S を示す。

せん断力， Q/Q +p と層間変形角， R との関係と，N 試験体以降の実験データには，この剛性を併せ示しており，荷の合成梁の正曲げ時における全塑性モーメントで無次元化重の基準量として，N 試験体の正曲げ時の崩壊層せん断した梁端曲げモーメント， M/M +p と合成梁変形角， i との力， Q +p を用いて整理する。

関係を示す。
―253―

玉井宏章，高松隆夫，三好行則，服部明生，小澤吉幸（a）負曲げ（ i = - 1/200 ）（NML2 試験体）

（b）正曲げ（ i = - 1/150 ）（NML2 試験体）

（c）負曲げ（ i = - 1/200 ）（N 試験体）（d）正曲げ（ i = - 1/150 ）（N 試験体）図 11

断面のひずみ分布（実験Ⅱ）+（a）層せん断力， Q/Q p -層間変形角，R 関係+（b）梁端曲げモーメント， M/M p -合成梁変形角，i関係（c）梁下端のひずみ， f -合成梁変形角，i関係
図 12

実験Ⅲの結果―254―

炭素繊維プレートによって接着補剛された合成梁の載荷実験（a）NML2 試験体
図 13（b）N 試験体
単調載荷試験後のコンクリートスラブ圧壊状況（a）NML2 試験体（b）N 試験体

写真 1 単調載荷試験後の下フランジ梁端の損傷状況

図 11 には，実験Ⅱにおける負曲げ時（ i = -1/300）および正曲げ時（ i =1/200）における A 断面のひずみ分布と中立軸位置を各試験体について示す。

する。
○最大耐力について
図 12 より，NML2 試験体および N 試験体は，層間変形

図 13，写真 1 には，実験Ⅲ終了後の各試験体のコンクリートスラブの亀裂状況とスカラップ近傍の下フランジの損傷状況を示す。

角 1/30rad 付近で，コンクリートの破壊によって最大耐力に達した。
最大耐力は，NML2 試験体は，N 試験体に較べて，5 ％これらの図より，以下のことがわかる。

程度上昇している。

○初期剛性についてしたがって，炭素繊維プレートを接着しても，最大耐力

図 9，10，表 3 より，NML2 試験体の合成梁の初期剛性
は，N 試験体に較べて，10 ％程度上昇している。また，
NML2 試験体の層剛性は，N 試験体に較べて，15 ％程度の上昇はわずかである。
○塑性変形能力と破壊性状について
実験Ⅲにおいて、NML2 試験体は，鋼材の降伏後，炭素繊維プレートの直ひずみが 1000 n に達すると部分的に上昇している。
図 11 より，正曲げ時の NML2 試験体の中立軸位置は，剥離し、剥離後は，N 試験体と同様の荷重-変位関係を示

N 試験体の中立軸位置よりも下方向に移動している。ます。しかしながら，梁端の炭素繊維プレート剥離後も，剥た，負曲げ時においては，NML2 試験体の中立軸は，N離していない部分の炭素繊維プレートの接着補強効果によ試験体の中立軸とほぼ同一である。

り，N 試験体より，剛性・耐力が高くなっている。

したがって，炭素繊維プレートを接着することで，正曲また，写真 1 より，単調載荷試験終了後のスカラップのげ時の剛性が 10 ％〜 15 ％上昇する。また，炭素繊維の接形状は，両試験体を比較した場合，変化がなく，CFRP が着補強効果により，正曲げ時には、中立軸が下方向に移動

梁下端に悪影響を及していない。

―255―玉井宏章，高松隆夫，三好行則，服部明生，小澤吉幸

図 A-1

図 A-2

複合材の断面表 A-1

正・負曲げ時の有効な断面

NML2 試験体の曲げ剛性

幅，厚さ，図心位置とヤング係数を， bi ， d i ， y i と E i で表NML2 試験体および N 試験体ともに，コンクリートの破壊時に最大耐力に達する。図 13 より，コンクリートスされるものとする。
任意の剛性を持つ断面の中立軸位置， y 0 は次式で求まラブの破壊状況は，N 試験体は，コンクリート・柱接触る。

面に激しい圧壊が見られるほか，隅角部より斜め方向に大きい亀裂が生じている。しかしながら，NML2 試験体は，

y0 =コンクリート・柱接触面は圧壊しているものの N 試験体# E : y : ds………………………………………（A.1）# E : dsAA

ここに， A ：断面の領域， ds は面積素である。

ほど激しくない。また，隅角部からの亀裂も斜め方向ではなく，ほぼ垂直方向に小さい亀裂が生じている。

n個の矩形要素で断面が構成されているとすれば，

4．まとめ# E : y : ds =A

完全合成梁の下フランジに，炭素繊維プレートを 2 層接

# E : ds =着する補剛を行ったト字形試験体を作製し，正負交番繰返Ann

E i # bi # d i # y ii

E i # bi # d iiであるのでしおよび単調載荷試験を行い，合成梁の曲げ剛性の向上度nを調査した。得られた知見は，以下のように要約できる。

y0 =1）合成梁の下フランジに中弾性型炭素繊維プレートを 2列 2 層接着する補剛によって，合成梁の正曲げ時の曲E i # bi # d i # y iinE i # bi # d i………………………………（A.2）

i

中立軸位置と矩形要素の図心との距離が hi ，矩形要素のげ剛性は 2 割上昇する。
2）コンクリートスラブと柱との近傍に炭素繊維プレート

図心回りの断面 2 次モーメントと断面積が I' と Ai とするを接着しても正曲げ時の圧壊をそれほど抑制しない。と，公式より，中立軸位置回りの断面 2 次モーメント， Iは，次式で与えられる。

3）炭素繊維プレートを貼ることによって，梁下端の変形性能に悪影響を及ぼすことはない。

I = I' + Ai # hi2 ………………………………………（A.3）

付録

よって，複合部材断面の中立軸回りの曲げ剛性， EI y は，○複合材の断面性能次式で得られる。

矩形要素からなる複合部材断面を考える。矩形要素は，―256―

炭素繊維プレートによって接着補剛された合成梁の載荷実験

E:I=b # d i3E i) i+ bi : d i # (y i - y 0 ) 2 3……………（A.4）
12in

参考文献

上式を用いて合成梁の曲げ剛性を略算してみる。合成梁

1）日本建築学会：各種合成構造設計指針・胴解説，1985.2.

では剛性の寄与が正曲げ時と負曲げ時で図 A-2 の様に異

2）東レ建設㈱： S - ラミネート工法 - CFRP 帯板接着による鋼梁の補強工法 -なる。

第 2 版，2007.

―257―

設計・施工マニュアル（案）