1.はじめに
近年,アルカリシリカ反応(以下, ASR)や塩害,中性化によるコンクリート構造物の早期劣化が多数報告されている.中でもASRは，その劣化機構が極めて複雑であるため，他の劣化機構に比べて研究が十分に進んでいない．ASR劣化構造物の補修・補強を含めた維持管理に対して早急な対策が求められているが，ASRは構造条件，使用材料や供用年数等が同じであっても，温度，湿度，日射等の劣化外力が複合的な影響を及ぼすため，劣化の進行度合いが一棟ではない.また，部材寸法の違いによっても劣化程度に差が生じるといった報告もありり、 9 ,いまだ十分な維持管理対策が確立されていない．一方，ASR劣化した構造物に対する補修・補強工法として，断面修復工法とシート接着工法がある．シート接着工法によるASR劣化構造物の曲げ補強では，ASRひび割れと載荷ひび割れに起因するプロック化によるシートはく離が報告されている¶. ¶.そこで，断面修復工法を併せて行うことで，ASRの劣化によって発生したひび割れの影響を低減でき，鉄筋との付着性状向上や平滑面の形成によりシートとの付着性状も良好になると考えられる．しかし，これらを併せてASR劣化構造物に適用し，曲げ補強効果を検討した報告は少なく，健全な部材に対して適用した場合における知見も十分ではなく検討の余地がある.本研究では，反応性骨材を用いて同条件で作製した供試体を屋外暴露により劣化を促進させ，ASR劣化がRC部材の曲げ耐荷機構に与える影響について検討を行った．また，断面修復工法とシート接着工法を併せて適用した場合の補修・補強効果は，断面修復材と母材コンクリートの弾性係数によって異なることが報告されている§．そこで，母材の力学的特性が補修・補強効果に及ぼす影響を考慮するため，ASR劣化を想定した低弾性保数RCはり部材と一般的なRC部材の2パターンに対して，同工法を適用した場合の補修・補強効果について検討を行った．その後，ASR劣化供試体に対して同工法を適用し，補修・補強効果を比較検討することによりASR劣化による影響も加味して考察する.
2.実験概要
2.   1   屋外暴露したRC部材のASR劣化状態と耐荷性能評価（ASR実験）
2.  1.  1. 実験要因表−2.1に劣化供試体の示方配合を示す.供試体は普通ポルトランドセメントおよび反応性骨材（北海道産安山岩）と非反応性骨材を用いて作製した．反応性・非反応性骨材の混合比率は，既往の同一骨材におけるペシマム試験結果を参考にして50%ずつとした．また，アルカリ添加剤としてNaClを等価Na,0総量で8kg/㎡となるように添加した．劣化供試体は打設後2週間湿布養生し，大学内の屋外敷地にて暴露した．このとき，より実環境に近い状態で劣化の促進を行
うため，引張鉄筋側が上面になるようにして暴露を実施した.

2. 1. 2供試体概要
表−2. 2にASR実験における供試体の一覧を示す.本実験では曲断面修復A-P ASR 2年げ破壊先行型の健全供試体1体, ASR劣化供試体4体を作製した. CFRP A-C断面修復+CFRP A-P-C ASR劣化供試体は，無補修・無補強のA供試体，ポリマーセメントモルタル（以下, PCM）による断面修復補修を施したA-P供試体,供試体下面にCFRPシートを接着し曲げ補強したA-C供試体，断面修復工法とCFRPシート接着工法を併用したA-P-C供試体である．各供試体における補修・補強は屋外暴露後に行った.図−2. ↑にRCはり供試体の概略図を示す. 供試体は，断面150mm，高さ200mmの矩形断面をもつ，スパン1600mmのRCはりである．配筋は圧縮鉄筋および引張鉄筋ともにD13を2本，スターラップにはD6を用い100mm間隔で配置した．補修供試体における補修厚は供試体下面から60mmであり，PCMを左官工法により塗布した．補強供試体では，CFRPシート(幅×長さ=75×1500mm)を供試体下面に接着した.
2.  1.  3  非破壊検査概要
本実験ではASRがコンクリートの性質変化に及ぼす影響を適切に評価するため，暴露１年時と２年時において非破滅検査を実施した．測定は，ひび割れ調査，膨張量，鉄筋ひずみ，超音波伝播速度について実施した．ひび割れ調査ではひび割れ長さ密度およびひび割れ面積密度の算出を行った。膨張量および組音波伝播速度は供試体軸方向,軸直角方向,鉛直方向について測定し，膨張量の測定はコンタクトゲージ法（基長100mm，精度1/1000mm）により行った.
2． 2　砂岩骨材を用いた低弾性係数RC部材の耐荷性能評価(砂岩実験)
2. 2. 1.実験要因
示方配合を表=2.3に，使用骨材の物理的特性を表=2.4に示す。Ｎ配合はï/C=55%，粗骨材として普通骨材を用いているが，Ｓ配合では〒/C=95%，粗骨材には砂岩骨材を用いている．Ｓ配合に関しては既往研究を参考に，配合試験を実施して決定した. 供試体は，早強ポルトランドセメント，普通骨材と砂岩骨材を用いて作製した．砂岩骨材の品質はJIS規格を満足するものであるが，天然骨材に比べて低密度かつ高吸水率という特徴を有している.
2. 2. 2.供試体概要
表−2.5に砂岩実験における供試体の一覧を示す. 本実験ではN配合，S配合ともに3体の曲げ破壊先行型のRCはり供試体を作製した．供試体の内訳としては，無補修・無補強のN，S供試体，PCMによる断面修復補修を施したN-P，S-P 12供試体,断面修復工法とCFRPシート接着工法を併せたN-P-C, S-P-C供試体である.各供試体における補修・補強は暴露後に実施した。寸法・配筋状況などはASR実験におけるRCはり供試体のものと同一とした.

2. 3断面修復施工
補修供試体における断面修復工法では，断面修復材として28日圧縮強度が58. 2N/mm²と高強度・高弾性係数のPCMを採用した．また，主鉄筋の葉側まで確実に断面修復材が充填されるよう，補修厚は60mmに設定した． ASR実験における施工方法は次のとおりである.断面修復施工箇所のコンクリートを電動ハンマーによりはつり取り,界面清浄後，露出した主鉄筋に対してワイヤープラシによる除籍を行った、PCM打設時にはプライマーエとして吸水防止剤を界面に途布し，左官工法によりPCMを施工した．供試体は2日後に脱型し，載荷試験まで湿布義生に供した．一方，砂岩実験では補修厚が60mmになるようにRCはり供試体を上下逆さに打設し，補修厚を確保した．打設後，礙結始発前に疑結運延剤を補修界面に散布し，翌日界面の目荒らしを兼ねた洗い出しを実施しPCMと母材との一体性を向上させた.洗い出し後,水浸し状態の界面に対して断面修復材を左官工法により施工し,ドライアウト現象を抑制した.
2. - 4    CFRPシート施工
CFRPシートの施工方法は全国上下水道エポキシ工事事業協会9や阪神高速道路株式会社9などが示している方法に準拠し、次のとおりとした．まずシートの接着界面をディスクサンダーにより研磨し，プライマーおよびパテ（塗布厚さlmm）を途布した．パテ硬化後，接着樹脂によりCFRPシートを含浸・接着し，上塗りを施した．表−2.6に接着樹脂およびパテの性質を，表−2.7にCFRPシートの素材試験結果を示す。なお，CFRPシート接着は載荷試験の2週間前に行い， CFRPシートには高強度型のものを用いた.表−2.5  供試体一覧（砂岩実験）

3．ASRが生じたRC部材の劣化状態評価
３．１　非破壊検査によるRC部材の劣化状態評価
3.5.1.  13ひび割れ状況
ひび割れ調査結果の一例として，A供試体のひび割れ状況を１年暴露時の結果と併せて図−3.１に示す．図より，ASRひび割れは軸方向の鉄筋沿いにおいて顕著に進展していることが確認できる．また，１年暴露時においてひび割れの進展が少ない下面では，2年暴露時においても同様の傾向を示し，この傾向は全ての劣化供試体において確認できた.図−3. 2に各面のひび割れ面積密度を示すが，暴露面である下面のひび割れ面積密度が他面と比較して低く，供試体面により劣化状態が異なっている．これは，供試体下面が日射や降雨などの影響を受けやすく劣化が進行しやすい反面,打設時に下面のコンクリートが比較的密になりやすく，コンクリート強度に差が生じやすいことが原因と思われる.
3.4.1.2  膨張量
図−3.3に膨張量の測定結果を示す。なおRCはりの拘束鋼材比は、それぞれ軸方向1.69%、軸底角方向0.28%、鉛直方向0.38%である．図より，全ての供試体において鉛直方向の膨張量が大きいことが確認できる．これは，拘束鋼材比の違いによって鉛直膨張量が比較的大きくなったためと考えられる．また軸方向と鉛直方向のバラつきについて比較すると，鉛直方向のバラつきが比較的大きいことが確認できる．鉛直方向ではデータ値が他より大きいことに加えて，引張鉄筋をまたいでコンタクトチップを張り付けていることから，そのひび割れの影響を受けていると考えられる．
3. 1. 3超音波伝播速度
図−3, 4に超音波伝播速度の測定結果の平均値を示す。なお，図中の「劣化平均」はASR劣化供試体の測定結果の平均値を示している．図より，劣化供試体の伝播速度は軸方向が最も速く，軸直角方向，鉛直方向は同程度であった．これは，軸方向の拘束鋼材比が比較的高く劣化しにくいためと考えられる．また健全供試体NAと比較すると，軸方向と軸直角方向では伝播速度が遅く劣化の進展がうかがえた．軸方向に関しては，全ての供試体において下側が上側よりも速い値を示し，暴露面に近い下側より上側で劣化が進行していることがわかる．これは，ひび割れ調査結果で得られた結果と同じ傾向であり，打設時に下側のコンクリートが密になりやすいことや，暴露両の下側は比較的乾燥しにくいことによる影響が考えられる.
3. 22鉄筋腐食の影響
アルカリ添加剤として使用したNaC1により，ASRと塩害の複合劣化が生じる可能性が懸念される．そこで，断面修復施工を行うA-P, A-P-C供試体において,引張鉄筋の腐食状況を観察した.写真-3.1にはつり出した鉄筋の腐食状況および除錯後の様子を示す。これより，ASR劣化供試体において鉄筋腐食の発生が確認できる．一方，健全供試体NAにおいても載荷試験後に鉄筋を観察したが，腐食は生じておらず，鉄筋腐食はNaC1によるものと考えられる．しかし，鉄筋の断面欠損が生じる程の顕著な腐食は生じておらず,腐食が鉄筋の付着性状等へ及ぼす影響は小さいものと考えられる。
3. 3 ASRが生じたコンクリートの性能評価
3. 3. 1.円柱供試体
健全供試体および２年間暴露させたASR劣化円柱供試体に対し，圧縮試験と引張試験を行った．円柱供試体の寸法はφ100×200(mm)である．円柱供試体の強度試験結果を表−3.1に，圧縮試験結果を図−3.5に示す．なお，図にはコンクリート標準示方書に示されている普通コンクリートの圧縮強度と弾性係数の関係 ®も併記している．健全に関しては割裂引張試験を実施していないため，同一の配合で同程度の強度特性を示した既往研究の結果¶を参考値として示した.強度試験結果より，健全供試体と比較して劣化供試体では圧縮強度，弾性保数ともに低下している．特に弾性保数の低下が著しく，圧縮強度－弾性係数関係では，示方書の関係式近辺に位置する健全供試体に対して，劣化供試体では大きな乖離がみられる、最大圧縮応力時のひずみに着目すると，健全供試体では約3000 μであるのに対し，劣化供試体では約4500 μという大きな値を示しており，ASR劣化により変形抵抗性の低下とともに変形量自体も大きくなることが考えられる.引張強度については，既往研究の値と比較して僅かであるが低下している.
3. 3. 2.コア試験結果
劣化したRCはり内部の力学的性質の評価を行うため，載荷試験後に各供試体からコア（♂=45㎜）を採取し，超音波伝播速度の計測および圧縮試験を行った．コアは軸方向と軸直角方向で２本ずつ，載荷ひび割れの影響の少ない領域を選定し採取した．表−3. 2に採取コアの試験結果を示す.超音波伝播速度について比較すると，A-C供試体の軸方向を除き，劣化供試体で伝播速度が低下しておりASR劣化の影響が見受けられる。方向別に比較すると，劣化供試体では軸直角方向が軸方向より遅く，拘束鋼材比の違いのため軸直角方向においてASR劣化の影響を大きく受けたと考えられる。圧縮強度強度試験結果（円柱供試体）表-3.1 .に着目すると，健全供試体と比較して劣化供試体で強度が低下する傾向が圧縮強度弾性係数引張強度みられる．弾性係数については劣化供試体で顕著に低下しており，その傾種類(N/mm²) (kN/mm²) (N/mm²)向は軸方向よりも軸直角方向において強い。なお，健全供試体NAは屋外暴使全35.5 26. 1 2.9 ** ASR 30.8 8. 3露しておらず，異方性などの性質も現れにくいと考えられるが，全項目に2.6 ※既往研究の値おいて軸直角方向が軸方向より大きく両者間に差が生じている。この原因として，軸方向のコアは載荷による曲げひび割40れの影響を受けやすいことが考えられる.
4．低弾性係数RC部材の曲げ耐荷機構と補修・補強に
関する検討
4.  1.無補強RCはり部材の曲げ耐荷性の評価
載荷試験結果4.   1.7.1.岐荷試験結果を表−4.1に，荷重－中央点変位関係を図−4.1に示す.コンクリートおよびPCMの強度特性は表−4. 2に，鉄筋の材料特性は表−4. 3に示すとおりである.
(1) 部材降伏以前における比較
図−4.1より，無補修の基準供試体N，Sを比較すると，部材降伏時の荷重は同程度であるが，剛性はS供試体が比較的低くなっている.荷重初期段階時に着目すると，曲げひび割れの発生前から剛性に差が生じており，強度特性に劣るＳ配合では変形が過大に生じている.補修供試体N-P, S-Pを比較すると，部材降伏時の荷重は同程度であり，S配合であるS-P供試体の剛性が小さいという基準供試体と同様の傾向がみられたが，曲げひび割れ発生までの初期剛性に差は確認できなかった.補修供試体を基準供試体と比較すると，部材降伏時の荷重が低下しており，耐力比については同程度の値を示した．また，補修供試体では剛性も低くなったが，S-P供試体の初期剛性についてはS供試体より大きくなった．これは,曲げひび割れ発生までは供試体下面に施工したPCMの強度特性が母材よりも優れておりS-P供試体の剛性が大きくなったが、超音波伝播速度(m/s)ひび割れ発生以降はPCMが担骨材を含まないためにひび割れが拡幅しやすく，変形が生じやすいために剛性が低下したと考えられる.

(2)、部材降伏以降における比較
無補修供試体N，Sを比較すると，S供試体において最大荷重および剛性が小さく,図−4. 1 (a)より供試体上線の圧縮ひずみが3500 μに早期に達していることから，コンクリートの強度特性の差によって生じた耐荷性能の差が確認できる．補修供試体N-P，S-Pにおいても，S-P供試体の最大荷重および剛性が小さく，基準供試体と同様の関係がみられた.補修供試体と基準供試体を比較すると，補修供試体において最大荷重が低下していることが確認できる．耐力比ではN-P，S-P供試体で同程度となっているが，部材降伏時の耐力比よりも値が小さいことから，所面修復が耐荷性能に及ぼす影響は最大荷重時で大きいと考えられる.
4.  1.  2   載荷ひび割れ性状
図−4. 2に供試体の載荷後におけるひび割れ性状を示す.図中の赤線は,終局時において支配的なひび割れを示しており,全ての供試体で曲げスパン内のひび割れが支配的であった. N供試体とS供試体を比較すると，S供試体ではひび割れ発生領域が支点から200mm位置までと比較的広く，既往の研究結果9と合致している結果が得られた．また，載荷試験時においてS供試体には早期にひび割れが確認されたことから、 S供試体にはひび割れが発生しやすいと考えられる.これは,ひび割れ発生領域が広いことや，荷重一変位関係において早期に剛性が低下している結果と整合性があると考えられる.補修供試体については，引張鉄筋に沿った軸方向のひび割れが確認できるが，PCMのひび割れが進展・拡幅しやすい性質によるものと思われる.
4. 1. 3鉄筋ひずみ分布
図−4.3に鉄筋ひずみ分布を示す。なお,「最大」は最大荷重時を,「降伏」は部材降伏時を示す.全供試体において部材降伏に至るまで鉄筋ひずみ分布に明確な勾配が確認でき，部材降伏以前において付着すべりは生じていないと考えられる.基準供試体であるN供試体とS供試体を比較すると，分布
※2（部材降伏時の剛性）＝ (部材降伏荷重) / (部材降伏時の変位) (最大荷重時の剛性) = (最大荷重一部材降伏荷重) / (最大荷重時の変位一部材降伏時の変位) ※3（耐力比）＝（補修供試体）（基準供試体）形状に大きな差はみられないが，荷重の増加に伴う鉄筋ひずみの増分に着目すると，S供試体ではN供試体よりも増分が大きく，10kN時において既に差が生じている．また部材降伏時を比較すると，N供試体では中央部の鉄筋ひずみのみが降伏ひずみに達しているのに対して, S供試体では中央部から±150mm位置まで降伏しており,鉄筋降伏範囲が広い.これらの差は，Ｓ供試体のひび割れ発生荷重が小さいことに加えて，弾性保数が低く変形抵抗性が小さいため，鉄筋の応力負担分が増加した影響であると考えられる.斯面修復を施したN-P供試体とS-P供試体を比較すると，S-P供試体において荷重の増加に伴う鉄筋ひずみの増分が比較的大きく，基準供試体と同様の傾向が確認できる．しかし，10kN時点では両供試体間に大きな差異はみられず，基準供試体における比較とは異なる結果を示している．これは，図−4.1においてN−P供試体とS−P供試体が10kN時点で同様な举動を示している結果からも妥当であると考えられる.また,補修供試体ではひずみ分布の左右対称性が小さく,左右で分布形状が異なっている。これは，鉄筋ひずみ分布に対してひび割れによる局所的な影響が及んでいる可能性があり，PCMのひび割れが進展・拡幅しやすい特性によるものと推察される.
4 ,   2 , 補強RCはり部材の曲げ耐荷性の評価
4. 2. 1 e載荷試験結果
実験結果を表−4.4に,荷重一中央点変位関係を図−4.4に示す.また,図−4. 4には蒸準供試体N, Sの結果も併せて示している.基準供試体と比較して，最大荷重および剛性が増加しており補強効果が確認できるが，N-P-C，S-P-C供試体の補強効果に大きな差異はみられなかった.部材降伏時の剛性をみると，補修供試体では基準供試体と比較して低下していたが，シート補強により基準供試体と同程度まで向上していることがわかる．初期剛性に関しては，補修供試体と同様の挙動を示しており，シート補強が及ぼす影響は小さいものと考えられる.
4. 2. 2 載荷ひび割れ性状
図−4. 5に補強供試体の載荷後のひび割れ性状を示す。シート補強供試体は，支配的なひび割れによるピーリングによりシート剥離が生じ終局に至った．基準供試体と補強供試体を比較すると，補強供試体においてひび割れ本数が増加しており，シート補強によるひび割れ分散性の向上が確認できる。 S-P-C 供試体では最大荷重に達した後，曲げスパン内において軸方向のひび割れが発生したが，ひび割れ幅が小さく拡幅していないことから，耐荷性状に及ぼす影響は小さいと考えられる。
4. 2. 3鉄筋ひずみ分布
図−4. 6 に鉄筋ひずみ分布を示す. なお, 「最大」は最大荷重時を,「降伏」は部材降伏時を示す。S-P-C供試体は，鉄筋中央部が最も高いひずみ値を示す一般的なひずみ分布形状を示しているが，N-P-C供試体は30kN以降において鉄筋中央部ではなく150mm位置の鉄筋ひずみが最大値を示している。これは，支配的なひび割れの影響を受けたことによる局所的な影響と考えられる．また，補修供試体で確認された左右非対称性は，補強供試体でも同様な傾向がみられた．補修供試体では，N-P，S-P間において鉄筋ひずみの増分の差が顕著であったが，補強供試体においては大きな差が確認できない。これは，補修供試体で鉄筋ひずみの増分が大きいS-P供試体にシート
※2（部材降伏時の剛性)＝(部材降伏荷重)/(部材降伏時の変位) (最大荷重時の剛性) = (最大荷重一部材降伏荷重) / (最大荷重時の変位一部材降伏時の変位) ※3補強効果①：基準供試体を基準とした耐力比，補強効果②：補修供試体を基準とした耐力比補強することで，鉄筋の応力負担分が低減されたためと考えられる．N-P-C 供試体においても鉄筋の応力低減効果が確認できるが，S-P-C供試体よりもその効果が小さく，供試体によって効果の表れ方が異なると考えられる.
4. 2. 4シートひずみ分布
図−4. 7にCFRPシートのひずみ分布を示す.  N-P-C供試体では最大荷重以前に荷重低下を2回生じたため，59. 4kN時における荷重低下を荷重低下①として，変位約15㎜時における荷重低下を荷重低下②として示した．S-P-C供試体では最大荷重以後に荷重低下を生じており，この荷重低下を荷重低下①と荷重低下②の二段階に細分化した．また，N-P-C, S-P-C供試体ともにシート剥離はシートひずみ分布の右側に進展した.師材降伏後，N-P-C 供試体では供試体中央部近傍におけるシートひずみが比較的変動しておらず凸型分布形状となっているが，S-P-C供試体では中央部近傍におけるシートひずみに凹凸がみられる．これは，剛性が最も小さいS-P供試体にシート補強を施したためにひび割れが進展・拡幅しやすく，ひび割れの影響を受けやすいためと考えられる.
5．ASRが生じたRC部材の曲げ耐荷機構と補修・補強に関する検討
5． 1．断面修復時に生じた先行たわみに関する考察
植修供試体A-P,  A-P-Cにおいて，最荷試験前に供試体中央部において下面方向へ5～6㎜程度の変位が生じた．この先行たわみは，はつり作業時に引張鉄筋によるコンクリートの膨張拘束効果が消失し，哉材コンクリートの断面修復界面側が膨張したことで生じたと考えられる．はつり作業の翌日に打設したPCMにおいてもひび割れが発生しており，はつりを実施した瞬間の変形に加えて，時間経過とともに変形が進行したと考えられる。先行して発生したPCMのひび割れ状況を図−5. 1に示す．PCM先行ひび割れは軸鉛直方向と軸方向に発生した．軸鉛直方向のひび割れは一定の間隔ごとに発生しており，最大ひび割れ幅は0.2㎜であった．一方，軸方向のひび割れは斯面修復材であるPOIと母材コンクリートの界面に沿って発生し，最大ひび割れ幅は0.05mm – : ASR先行ひび割れ,  – - : PCM先行ひび割れであった．軸方向のひび割れは0.05mm以下であるため，曲げ耐荷性能の評価において影響は小さいと考えられる.しかし，軸鉛直方向のひび割れは，最大ひび割れ幅が(a)  A-P供試体0.2mmでありひび割れ本数も多く存在していることから,その影響を無視することはできないと考えられる.
5. 2.実験結果
5. 2. 21
ASR実験における被荷試験結果を表-5.1に，荷重－中央点変位関係を図=5. 2に示す.母材およびPCMの強度特性は表−5. 2に示すとおりである．また，シート補強供試体の耐力比を砂岩実験の結果と併せて表−5.3に示す.
(1)部材降伏以前における比較
健全供試体NAと比較して，ASR劣化供試体Aでは降伏荷重が低下しているが，剛性は増大している．また荷重初期段階時では，ASR劣化供試体において初期剛性ではNA供試体に劣るが，曲げひび割れ発生以降の剛性低下が緩やかな傾向がみられる。これは既往研究￼と同様の傾向であり，劣化供試体には先行ひび割れが発生しており荷重初期段階において変形が生じやすいが，ASR膨張に伴うケミカルプレストレスが導入されており，曲げひび割れが開口し離いことにより剛性が大きくなったと考
※1部材降伏時：部材剛性が大きく変化した点※2（部材降伏時の剛性) ＝ (部材降伏荷重) / (部材降伏時の変位) (最大荷重時の剛性) = (最大荷重一部材降伏荷重) / (最大荷重時の変位一部材降伏時の変位) ※3  A供試体を基準とした耐力比えられる.また，補修供試体A-PではA供試体と比較して降伏荷重，剛性ともに低下がみられる．砂岩実験の結果とも比較すると，耐力比は同等であるが，ASRの補修供試体では剛性の低下が顕著であることが確認できる．これは，断面修復時に生じた先行たわみの影響や邱材のケミカルプレストレスの解消により剛性が低下したが，鉄筋のケミカルプレストレインや鉄筋付着性状が改善されたために耐力に顕著な低下がみられなかったためと考えられる.シート補強供試体を比較すると，降伏荷重が増加しており，シート補強効果がうかがえる．またλ-C供試体と比較して, A-P-C供試体では降伏荷重が低く剛性も小さいことからシート補強効果が小さくみえるが,表-5.3の補修供試体A-Pとの比較である耐力比②に着目すると1. 20という高い慎を示しており,補強効果は十分に発揮されていると考えられる.
(2)　部材降伏以降における比較
表−5.1より，A供試体では最大荷重，剛性において健全供試体NAと同程度の値を示し，大きな差異は確認できなかった．補修供試体A-PをA供試体と比較すると，最大荷重が著しく低下し，耐力比は0.85となった．砂岩実験における補修供試体の耐力比も同程度であり，最大荷重の低下程度は母材の性能に関わらず同程度であると考えられる.補強供試体においては，基準供試体と比較して荷重，剛性ともに増大しており，シート補強効果がうかがえた．特にA-C供試体では耐力比が1. 28と著しい補強効果を確認できた.一方, λ-P-C供試体では耐力比は1. 06と補強効果に差が生じており，また他の供試体よりも早期に終局に至っている．これは，砂岩実験において強度特性に劣るＳ配合を用いたS-P-C供試体と同様の傾向を示している.しかし,表-5.4の補修供試体A-Pとの比較である耐力比②は1.25であり,他のシート補強供試体と比較しても遜色ないシート補強効果を示した.以上から，断面修復による耐荷性能の低下は部材降伏時までの剛性において顕著であり，荷重低下に関しては砂岩実験の供試体と同程度であると考えられる．また，断面修復とシート補強を併せた補修・補強供試体では，CFRPシート補強のみの供試体と比較して，耐荷性能が劣ることが判明した．しかし，補修供試体と比較するとシート補強効果が現れており，断面修復したASR劣化供試体に対するCFRPシート補強の適用性が確認できた.
5．2．2　載荷ひび割れ性状
図−5. 3に載荷後のひび割れ性状を示す.無補修劣化供試体A,  A-Cでは健全供試体NAと比較して顕著にひび割れの分散性が低下しており，供試体中央位置にひび割れが局所化している．一方，補修供試体A-P, A-P-Cにおいてはひび割れ本数が増加しており,ひび割れ分散性の改善が確認できた．また，A,  A-C供試体では引張鉄筋沿いにひび割れが進展しており、付着すべりが生じた可能性がある.補修供試体では,コンクリート母材一PCM界面に沿ったひび割れや引
※2 耐力比②：補修供試体との耐力比載荷ひび割れ、
－：支配的なひび割れPCM先行ひび割れ図−5.3  載荷ひび割れ図22張鉄筋に沿った軸方向のひび割れが確認されたが，ひび割れの進展・拡幅が顕著ではなかった．シート補強供試体A-C,  A-P-Cについては，CFRPシート補強によりひび割れ分散性の向上が見受けられる.次に，補強供試体のCFRPシート剥離状況を比較する.写真-5.1に補強供試体における支配的なひび割れを示す. A-P-C供試体では供試体中央部の曲げひび割れによるピーリングによりシート刺離が生じたが，A-C供試体では載荷点直下位置におけるプロック化によりシート剥雕に至った。載荷点近傍の曲げひび割れがASR先行ひび割れに沿うように発達して複雑化し，プロックを形成したものと考えられる。一方，A-C供試体の表面では載荷点へ伸びる斜め方向のひび割れの拡幅が顕著であり，シ一ト剥離箇所におけるプロック化は確認されなかった.
5. 2. 3鉄筋ひずみ
図−5.4に鉄筋ひずみ分布を示す.なお,「最大」は最大荷重時を,「降伏」は部材降伏時を示す.暴露により損傷を受けた鉄筋ひずみゲージのデータは図から省略している．A供試体においては部材降伏以降，−150mm位置において勾配が確認できず，ASR先行ひび割れと載荷ひび割れが該当位置の引張鉄筋沿いに発生しており，鉄筋すべりが生じた可能性が高い．また，NA供試体と比較して各荷重段階における鉄筋ひずみ値が小さいが，これはASR膨張に伴うケミカルプレストレスにより，ひび割れが開口し離くなり鉄筋の負担分が減少したためと考えられる. A-P供試体に着目すると，10kN時において既に中央部が突出した分布形状を示している．これは，ASR供試体の断面修復時に発生したPCM先行ひび割れにより，ひび割れが低荷重時においても拡幅しやすく，鉄筋が早期に応力を負担したためと考えられる。また，A-P供試体ではA供試体と比較して分布形状の裾が広がっており，ひび割れ分散性が向上していると考えられる.補修・補強供試体A-P-Cにおいても, -70.7kN級大荷重- B7.4kN荷重低下の中央部が突出した分布形状が確認できた. 66.9kN荷重低下の後- 68.2kN荷重低下①前
5. 2. 4シートひずみ分布
図−5.5にCFRPシートのひずみ分布を示す. A−C供試体ではシートひずみ分布の右側に，A-P-C供試体では左側にシート剥離が進展した．A-C供試体において，荷重低下①までは大きな分布形状の変化はみられず，凸型の分布形状を示している．しかし，荷重低下①前後では支配的なひび割れによるピーリングが発生し，360mmのひずみが急激に増大した．また荷重低下②では，480mm位置のひずみが急激に増大するとともに，目視においてもシートの浮きが支点側に進展していることが確認された.一方, A-P-C供試体では部材降伏時において既にシートひずみ分布に凹凸が生じている.これは, PCMのひび割れが生じやすく拡幅しやすい特性により，シートひずみ分布に局所的な影響を及ぼしやすいためと考えられる．荷重低下後には−300mm付近のひずみが急増し，最大荷重時にはさらに支点側へシート剥離が進展した.プロック化を生じたA-C供試体とピーリングを生じたA−P−C供試体を比較すると，A−C供試体では60kN時周辺においてシートひずみ分布が供試体中央近傍で幅広い形状をしており，全面剥離時（最大荷重時）には裾の広がった台形状分布となっており，既往研究 9と同様の傾向がみられた．A-C供試体では剛性が大きいため，ひび割れ幅が小さく抑えられたためにピーリングによるシート剥離が生じなかったと考えられる。一方，A-P-C供試体のシートひずみ分布では供試体中央近傍において激しい凹凸が生じている．これは，A-P-C供試体において断面修復補修をシート補強と併せて施工しているため、PCMが粗骨材を含まないためひび割れが開口しやすく，局所的な応力が生じやすいためと推察される.
5.13 3シート補強効果の考察
砂岩実験のN-P-C, S-P-C供試体も併せたシート補強供試体において，シート補強効果を比較検討し考察する．図−5. 6に補強供試体の荷重一中央点変位関係を，表−5.3に実験結果を示す.部材降伏までの举動に着目すると，部材降伏荷重は3体の補修・補強供試体で同様であるが，N-P-C供試体と比較してS-P-C，A-P-C供試体において剛性の低下がみられる．また，最大荷重時においてはA-P-C供試体が比較的早期に終局しているが，これは断面修復時に発生した先行たわみによる影響であると考えられる．ASR劣化により損傷した構造物に断面修復工法を適用する場合には先行たわみに留意する必要があり，先行たわみによる影響が小さい場合にはより大きな補修・補強効果が得られる可能性がある.
6.結論
本研究では、反応性骨材を用いて作製した供試体を屋外暴露環境で劣化を促進させ、劣化状態を評価したうえで、ASR劣化がRC部材の曲げ耐荷機構に及ぼす影響について評価を行った．また，補修・補強工法として断面修復工法およびCFRPシート接着工法に着目し，ASR劣化供試体に適用しその補強効果を評価した．加えて，ASR劣化を想定した低弾性係数RC供試体に対しても同様の検討を行い，比較検討することで，ASR劣化が補強効果に及ぼす影響を評価した．以下に，本研究で得られた知見をまとめる． (1)砂岩骨材を用いたS配合の無補強供試体において，N配合の供試体と比較して剛性や最大荷重が劣り，耐荷性能に差がみられた．また，補修供試体においては基準供試体と比較して初期剛性が向上し，PCMによる補修効果が確認されたが，耐荷性能は低下し，以材コンクリートの強度特性に関係なく低下率は同程度であった. (2)砂岩実験において,補修・補強供試体では剛性や耐荷力,ひび割れ分散性などの耐荷性能において向上が確認された.また，Ｎ配合とＳ配合のいずれの供試体においてもピーリングによるシート剥離が生じたが，シートひずみ分布形状よりＳ配合の供試体の方が供試体中央部近傍における凹凸が大きく，シート剥離に対する抵抗性が低かった．これらより，断面修復工法とCFRPシート接着工法を併せた本工法では，補修・補強効果は母材コンクリートの力学的特性が影響していると推察される. (3) ASR劣化供試体に断面修復工法を適用した際，鉄筋によるコンクリートの膨張拘束効果が消失し，供試体に先行たわみが生じた．また，はつりを実施した翌日にPCMを打設したところ，PCMにひび割れが発生した．ASR供試体に対して断面修復工法を適用する際には,膨張量や供試体の配筋状況に留意し,先行たわみについて検討する必要がある. (4) ASR劣化供試体の基準供試体において，健全供試体と比較して初期剛性が低下したが，曲げひび割れ発生以降の剛性低下が緩やかであり，部材降伏時の剛性は増大していた．また，本実験におけるASR劣化進行程度では，曲げ耐荷性能の低下はみられなかった. (5) ASR劣化補修供試体では，コンクリートのケミカルプレストレスの消失や先行たわみの影響により，剛性や耐力が低下し耐荷性能は低下する．矽岩骨材を用いた補修供試体と比較して，耐力比は同等であり荷重低下車に差は生じていないが，剛性において低下が顕著であり，ASR劣化が補修効果に及ぼす影響が見受けられた．また，ひび割れ分散性の向上や鉄筋付着性状の改善がみられた. (6) ASR劣化補修・補強供試体の補強効果は,未補修の補強供試体と同程度であり,優れたシート補強効果が確認できた.また，補修供試体によって低下した剛性が改善された．しかし，先行たわみの影響で早期にシートが剥離したため，先行たわみを抑制することで，より大きな補強効果が得られる可能性がある．本研究を遂行するにあたり，多大な御協力を頂きました国際建設技術研究所，コニシ株式会社，新日鉄住金マテリアルズ株式会社コンポジット社，太平洋セメント株式会社の方々に深く感謝の意を表します. 1）藤井洋介,山村智,葛目和宏,水田真紀,岡本亭久,児島孝之：部材寸法がASRによる膨張に及ぼす影響に関する実験的研究,土木学会年次学術講演概要集V, pp. 167-168, 2008. 2)   Leslie. A. Clark : Modeling the Structural Effects of Alkali-Aggregate Reactions on Reinforced Concrete, ACI Materials Journal, pp. 271-277, 1991. 3）松田豊樹：ASRが生じたコンクリート部材の耐荷性の評価および補強に関する検討，种戸大学大学院工学研究科修士論文, 2011. 4） 渕靖文, 森川英典, 岩田卓, 彭丰：ASR劣化が生じたRC節材におけるCFRPシート接着による補強効果の検討,コンクリート構造物の補修,補強,アップグレード論文報告集,第9巻, pp.389-396, 2009. 5） 彭丰，森川英典，小林秀恵:断面修復を考慮したRCはりの連続繊維シート補強効果，コンクリート工学年次論文報告集, Vol.29, No.3, pp.1489-1494, 2007. 6)全国上下水道エポキシ工事業協会：炭素繊維ライニング補強工法，1999. 7） 阪神高速道路株式会社：CFシートを用いたRC床版の補強要領(案)，pp. 8-11，1999. 8) 土木学会:コンクリート標準示方書[設計編], 2008. 9） 森川英典, 竹内翔:砂岩骨材がコンクリートの収縮特性および力学的特性に及ぼす影響, 建設工学研究所論文報告集, Vol.51, pp.31-41, 2009.森川英典川島洋平所員,博士(工学),コンクリート工学,材料工学神戸大学大学院，学士（工学）阪神高速道路株式会社,修士(工学)西原-知彦