炭素繊維格子板の端部を炭素繊維束で定着するせん断補強方法
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(2) りせん断補強された RC 棒部材のせん断耐力の計算式に. D13(SD345)を 75 mm 間隔で配置した。試験体 C8CA は，. ついて検討したものである。. 左右両側のせん断スパンともに CFG 板を用いた補強が なされている。各試験体の詳細に関しては，文献 6）～8). 2. 実験概要. を参照されたい。. 2.1 実験計画. CFG 板によるせん断補強は左側せん断スパンのみとし. 試験体一覧を表－１に，試験体の概要を図－１に示す。. た。土木学会コンクリート標準示方書９）（以下，標準示. 試験体の左側せん断スパンのみを評価対象区間とし，. 図－１中における□内のひずみゲージは，後述の４章お. 方書）に準じ，後述の式(6), (7)により，材料の実強度を. よび６章で検討の対象としたひずみゲージの範囲である。. 用いて求めたせん断曲げ耐力比（設計せん断耐力／設計. また，使用材料の力学的特性を表－２～４に示す。引張. 曲げ耐力）は，CR8 の CFG 板を用いた試験体で 0.85，. 鉄筋には D25(PC B 種 1 号)，圧縮鉄筋には D19(SD345)，. CR6 の CFG 板を用いた試験体で 0.66 である。. 帯鉄筋には，評価対象の左側せん断スパンに. 実験要因は CFG 板端部の定着に使用する炭素繊維束. D10(SD295A)を 200 mm 間隔で，右側せん断スパンには. の繊維量，PCM の圧縮強度および CFG 板格子筋の断面. 70. 表－１ 試験体一覧 炭素繊維束. の筋種. C8CA. 1.3. C8C1. 1.15. C8C2. 1.0. C8C3. 0.82. C8C4. 1.15. C6C1. 1.24. 70. CR8. 50 CR6. 200×5=1000. 400. 70. 1200. 300. D25 PC鋼材. 100 200 200 60. 1700 変位計. ひずみゲージ. 割裂強度 (N/mm2). 弾性係数 (kN/mm2). 圧縮強度 (N/mm2). 割裂強度 (N/mm2). 弾性係数 (kN/mm2). C8CA. 34.6. 2.94. 31.5. 57.1. 6.62. －. C8C1. 35.7. 3.29. 31.1. 77.8. 4.89. 31.6. C8C2. 35.7. 3.29. 31.1. 77.8. 4.89. 31.6. C8C3. 37.6. 2.98. 32.0. 73.3. 4.20. 30.3. C8C4. 37.6. 2.97. 29.8. 55.0. 4.44. 23.6. C6C1. 37.6. 2.98. 32.0. 73.3. 4.20. 30.3. 筋種. D25 PC (B 種 1 号) 引張鉄筋. D19 (SD345) 圧縮鉄筋. ＊呼び強度 24 のレディーミクストコンクリートを使用 表－３ CFG の力学的特性. CR6. 2. 保証値. 実測値. 保証値. 1,811. 1,400. 101.4. 100.0. 1,690. 1,400. 102.0. 100.0. 1,700. 1,400. 102.0. 100.0. 定着孔の位置. φ6アンカー. 表－４ 鋼材の機械的特性. PCM. コンクリート*. 実測値. 60. 図－１ 試験体の概要（単位：mm）. 圧縮強度 (N/mm2). 弾性係数 (kN/mm2). 90. □４章および６章で検討の対象としたひずみゲージの範囲. 試験体. 引張強度 (N/mm2). 90. 300. 表－２ コンクリート系材料の RC はり実験時材齢における力学的特性. CR8. D10. PCM t=35mm CFG板. ＊引張耐力比：定着用炭素繊維束の引張耐力を CFG 板縦筋１本当りの引張耐力で除した値 ・引張耐力比 1.0 の場合の計算例：CR8 を使用 炭素繊維束の設計用値 引張強度：3,400 N/mm2，断面積：10.67 mm2 CFG 板縦筋の設計用値（表－３の保証値） 引張強度：1,400 N/mm2，断面積：26.4 mm2 3,400×10.67／( 1,400×26.4)=0.98≒1.0. CFG 板の 筋種. D19. エポキシ樹脂. 700. 耐力比*. PCM の目 標圧縮強度 (N/mm2). 560. CFG 板. 70. 試験体. 引張. 筋 1 本の 断面積 (mm2) 26.4 17.5. 格子 間隔 (mm). 適用 試験体 C8CA. 100. C8C1, C8C2 C8C3, C8C4 C6C1. D10 (SD295A) 帯鉄筋. 降伏強度 （耐力） (N/mm2). 弾性係数 (kN/mm2). 適用 試験体. 994. 200. C8CA. 1,008. 200. 992. 200. 975. 200. C8C4. 374. 198. C8CA. 370. 209. 384. 200. 392. 200. C8C4. 372. 188. C8CA. 351. 197. 359. 200. 345. 200. C8C1 C8C2 C8C3 C6C1. C8C1 C8C2 C8C3 C6C1. C8C1 C8C2 C8C3 C6C1 C8C4.
(3) 3. 破壊状況. 積である。CFG 板の定着に使用する炭素繊維束の繊維量 は，CR8 の CFG 板を用いた試験体 C8C＊においては， CFG 板縦筋 1 本当りの引張耐力の 1.3, 1.15, 1.0, 0.82 倍の. 3.1 CR8 で補強された試験体：C8C＊. 引張耐力となる量とした。CR6 の CFG 板を用いた試験. 実験により得られた試験体の荷重～スパン中央のたわ. 体 C6C1 においては，CFG 板縦筋 1 本当りの引張耐力の. み量関係を図－２に示す。なお，実験中に試験体の損傷. 1.24 倍の引張耐力となる量とした。PCM の圧縮強度は約. と思われる大きな音が確認された時点を図－２中に×印. 70. N/mm2 と約. 50. N/mm2 とした。また，CFG. 板格子筋の. で示す。. 断面積は 26.4 mm2（試験体 C8C＊）と 17.5 mm2（試験体. また，図－３(a)～(e)に各試験体の最大荷重時前（試 験体 C8C2 は荷重 1,400 kN 時，それ以外の試験体は荷重. C6C1）とした。 2.2 試験体の作製および試験方法. 1,300 kN 時）におけるひび割れ発生状況を，写真－３(a). 補強部分の既設コンクリート面をウォータージェッ. ～(e)に実験終了時の破壊状況を示す。. トで目荒らしした後，せん断補強用の CFG 板を板 1 枚. いずれの試験体においても荷重が 400 kN から 500 kN. につきφ6 アンカー6 本で仮留めし，CFG 板の上下端部. にかけて，曲げひび割れの一部がせん断ひび割れへと発. を以下の方法で既設コンクリートに定着した。エポキシ. 展した。その後，荷重が約 900 kN にかけてせん断ひび割. 樹脂を含浸させた定着用炭素繊維束の一端を CFG 板の. れが進展した。試験体 C8C2 以外の試験体においては，. 最上下端の格点に結束し，他端を定着用の孔に挿入した. 荷重が 1,000 kN から 1,300 kN にかけてひび割れがさら. 後，エポキシ樹脂で定着した。定着用の炭素繊維束は，. に進展するとともに，せん断ひび割れの幅も拡大してい. 定着孔位置とその両隣の 3 格点分をひとまとめにして 1. った。荷重が 1,300 kN を超えると，せん断ひび割れの幅. ケ所の定着孔に挿入した（写真－１，２参照）。定着孔の. がさらに拡大し，左載荷点近傍のコンクリートに破壊が. 直径は 22 mm とし，定着孔は試験体の断面を貫通して開. 確認されるようになった。. けているものの，炭素繊維束の定着は各側面から行い，. 一方，CFG 板が引張耐力比 1.0 の炭素繊維束で定着さ. 定着長はいずれも 150 mm とした。なお，定着孔の開口. れた試験体 C8C2 においては，荷重が約 900 kN になると. 端は応力集中等による炭素繊維束の耐力低下を防ぐため. 左支点から発生したせん断ひび割れがアーチ状に進展し. に，半径 20 mm 程度の丸みをつけた。PCM の吹付けは. た。これに伴い，アーチ機構が形成されたことによる荷. 乾式で行い，吹付け厚さは 35 mm とした。. 重の上昇がみられた（図－３(c)参照）。 いずれの試験体も，最終的には最大荷重を示した後，. 載荷は単純支持状態での二点対称載荷とした。試験中 は，支点，載荷点およびスパン中央のたわみ量を変位計. 左側載荷点近傍のコンクリートの破壊が進み，荷重が低. により測定した。また，軸方向鉄筋，帯鉄筋および CFG. 下した。破壊形式はせん断圧縮破壊と考えられる。 また，ひび割れ発生過程および破壊過程において，圧. 板縦筋のひずみを電気抵抗線式ひずみゲージにより測定. 縮強度が約 50N/mm2 の PCM を用いて補強された試験体. した。. C8C4 の挙動が，圧縮強度が約 70N/mm2 の PCM を用い. 1800 C8CA C8C1 C8C2 C8C3 C8C4 C6C1. 1600. 写真－１ CFG 板格点結束部. 荷重（kN）. 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 定着孔位置. 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. スパン中央のたわみ量（mm） 写真－２ 炭素繊維束定着部 （定着孔位置とその両隣の 3 格点分を ひとまとめにして定着）. 図－２ 荷重～スパン中央のたわみ量関係. 3.
(4) て補強された他の試験体の挙動と大きく異なることはな. 一体性が損なわれる等の理由による，CFG 板横筋の繊維. かった。. 方向の割れ裂けが確認できた（写真－５） 。また，CFG 板. 実験終了後，主破壊面となったせん断ひび割れ近傍の. 横筋の一部破断も確認された（写真－６） 。この横筋の一. PCM を取り除き，CFG 板の状況を確認したところ，各試. 部破断は，実験中に確認された破壊音と思われる音がし. 験体においては，以下に示すような CFG 板の筋の損傷等. た時点のことを考えると，最大荷重点を過ぎて変形が相. が確認された。. 当に大きくなった時点で発生したものと推察される。一. 主破壊面となったせん断ひび割れと交差する CFG 板 の横筋（部材軸方向の筋）が，せん断変形に伴う上下方 向のずれにより大きくせん断変形した部分（写真－４）. 方，定着用炭素繊維束は定着部および格点結束部を含め， 特に損傷は確認されなかった。 3.2 CR6 で補強された試験体：C6C1. や，はりのせん断変形に伴う上下方向のずれにより，格. 試験体 C6C1 の荷重～スパン中央のたわみ量関係を図. 点中あるいは格点近傍でも CFG 板縦筋と CFG 板横筋の. －２に示す。また，荷重 1,300 kN 時におけるひび割れ発. アーチ状に進展したせん断ひび割れ. (a) C8CA（荷重 1,300 kN 時）. (b) C8C1（荷重 1,300 kN 時）. (c) C8C2（荷重 1,400 kN 時）. (d) C8C3（荷重 1,300 kN 時）. (e) C8C4（荷重 1,300 kN 時）. (f) C6C1（荷重 1,300 kN 時）. 図－３ ひび割れ発生状況（最大荷重時前）. C8CA. C8C1. (a) C8CA. C8C2. (b) C8C1. C8C3. (c) C8C2. C8C4. (d) C8C3. C6C1. (f) C6C1. (e) C8C4 写真－３ 実験終了時の破壊状況. 4.
(5) 写真－４ CFG 板横筋のせん断変形. 写真－５ CFG 板横筋の繊維方向の割れ裂け. (a) 前面 C54 の位置. (b) 前面 C43 の位置. 写真－６ CFG 板横筋の一部破断. (c) 後面 C44 の位置. 写真－７ せん断変形に伴う縦筋の破断（試験体 C6C1）. 生状況を図－３(f)に，実験終了時の破壊状況を写真－３. 前面の CFG 板に関して示したものである。各ひずみゲー. (f)に示す。. ジの位置に関しては，図－３を参照されたい。. 断面積が 17.5 mm2 の縦筋を有す CFG 板が引張耐力比. いずれの試験体においても，せん断ひび割れの発生が. 1.24 の炭素繊維束で定着された試験体 C6C1 は，荷重が. 確認された荷重 400 kN あたりから，せん断ひび割れ発. 400 kN 近くになると，曲げひび割れの一部がせん断ひび. 生位置に近い CFG 板縦筋のひずみが増大し始めた。. 割れへと発展した。荷重が 600～700 kN あたりで，さら. CR8 の CFG 板を用い，圧縮強度が約 70 N/mm2 の PCM. にせん断ひび割れが発生した。その後，荷重が 1,300 kN. で補強された試験体 C8C1（引張耐力比 1.15）, C8C2（引. にかけて，せん断ひび割れが進展するとともに，せん断. 張耐力比 1.0）においては，最大荷重時の CFG 板縦筋の. ひび割れの幅も拡大していった。さらに，荷重が 1,300 kN. ひずみは約 10,000×10－6 であった。この値は CFG 板縦. を過ぎたあたりから，せん断ひび割れの幅が徐々に拡大. 筋の終局ひずみ 11,000×10－6 （1,690/102,000×2/3，2/3：. するとともに，左載荷点近傍のコンクリートに破壊が確. CFG の終局時における材料強度の安全率１０））に相当す. 認されるようになった。最終的には，1,413 kN の最大荷. る値である。また，測定された最大ひずみの値は試験体. 重を示した後，左側載荷点近傍のコンクリートの破壊が. C8C1 で約 19,200×10－6（後面で観測），試験体 C8C2 で. 進み，荷重が低下した。. 約 17,500×10－6（前面で観測）であった。この値は CFG. 最大荷重近くになると，CFG 板の筋の破断を思わせる 音が数回聞こえた。実験終了後に主破壊面近傍の PCM を. の破断ひずみ 16,500×10－6（1,690/102,000）を上回る値 であった。. 除去して CFG 板の状況を確認したところ，CFG 板縦筋. 一方，引張耐力比が 0.82 の炭素繊維束で定着された試. の破断が前面で２ケ所（写真－７(a)，(b)），後面で１ケ. 験体 C8C3 においては，最大荷重時のひずみは他の試験. 所確認された（写真－７(c)）。これらのことから，大き. 体より全体的に多少小さい値であった。. な音が確認された時点は，CFG 板縦筋の破断に伴うもの. また，CR8 の CFG 板を用い，圧縮強度が約 50 N/mm2. と推察される。したがって，試験体 C6C1 の破壊形式は. の PCM で引張耐力比が 1.15 となる量の炭素繊維束で補. 斜め引張破壊と考えてよさそうである。. 強された試験体 C8C4 においては，最大荷重時の CFG 板. なお，定着用炭素繊維束の損傷あるいは破断は確認さ れなかった。. 縦筋のひずみは約 10,000×10－6 であった。また，測定さ れた最大ひずみの値は約 15,000×10－6 であった。 CR8 の CFG 板を用いて補強された試験体 C8C＊の破. 4. CFG 板縦筋のせん断力負担機構. 壊形式は，いずれもせん断圧縮破壊であるが，測定され たひずみの最大値で見る限り，CFG 板縦筋に作用してい. 4.1 CFG 板縦筋のひずみ. る引張応力は CFG 板縦筋の引張強度と同程度のレベル. 図－４は，せん断スパン中央の（図－１中における□. である。したがって，せん断圧縮破壊を生じた試験体 C8C. 内の範囲）CFG 板縦筋のひずみの推移を試験体ごとに，. ＊の実験結果においても炭素繊維束による定着性能をあ. 5.
(6) 斜め引張破壊を示した試験体 C6C1 における最大荷重. る程度評価することは可能と考えられる。. 時の CFG 板縦筋のひずみは約 10,000×10－6 であった。. 束で定着され，圧縮強度が約 70 N/mm2 の PCM で補強さ. また，測定された最大ひずみの値は約 18,000×10－6 であ. れた試験体においては，定着が確実に機能しており，せ. った。これは，CFG の破断ひずみ 16,500×10－6 を上回る. ん断補強用の CFG 板の性能が十分に発揮できているも. 値であり，CFG 板縦筋がせん断補強筋として十分に機能. のと考えられる。また，圧縮強度が約 50 N/mm2 の PCM. していることがわかる。図－４(f)において，CFG 板縦. で引張耐力比が 1.15 となる量の炭素繊維束で補強され. 筋 C54 の位置のひずみゲージの値は最大荷重に達する前. た試験体 C8C4 においても，圧縮強度が約 70 N/mm2 の. に約 14,000×10－6（○印）で測定不能となっている。こ. PCM で補強された試験体と変わらず，定着が確実に機能. の時点は大きな音が確認された時点であり，CFG 板縦筋. しており，CFG 板縦筋がせん断補強筋として十分に機能. の破断によるものと考えられる。このことからも，試験. していることがわかる。. 体 C6C1 は斜め引張破壊したものと考えられる。 1600. 1800. 1400. 1400. 1600. 1200. 1200. 1400. 1000 800. C32. 600. C33. C42. 400 200. C43. C44. C53. C54. C55. 1000. 1200 1000. 800. C32. C33. 600. C34. C42. C43. C44. C45. C53. 400. C54. C55. 200. 400 200. 800. 0. 5000. 10000. 15000. 0. 20000. 5000. ひずみ（×10-6）. 10000. 15000. 0. 20000. ひずみ（×10-6）. 0. 1400. 1200. 1200. 1200. 400 200 0 0. 5000. 10000. C33 C42 C44 C53 C55. 15000. ひずみ（×10-6）. 1000 800. C32. C33. 600. C34. C42. C43. C44. C45. C53. C54. C55. 400 200. 荷重（kN）. 1400. 荷重（kN）. 1600. 1400. C32 C34 C43 C45 C54. 0. 5000. (d) C8C3. 20000. 1000. 10000. 15000. 800. C32. C33. 600. C34. C42. C43. C44. C45. C53. C54. C55. 400 200. 0. 20000. 15000. (c) C8C2. 1600. 1000. 10000. C33 C42 C44 C53 C55. ひずみ（×10-6）. 1600. 600. 5000. (b) C8C1. (a) C8CA. 800. C32 C34 C43 C45 C54. 600. 0. 0. 荷重（kN）. 荷重（kN）. 1600. 荷重（kN）. 荷重（kN）. これらのことより，引張耐力比が 1.0 以上の炭素繊維. 0. 20000. 0. 5000. 10000. 15000. ひずみ（×10-6）. ひずみ（×10-6）. (e) C8C4. (f) C6C1. 20000. 図－４ CFG 板縦筋のひずみの推移（試験体前面） ひずみ（×10-6）. ひずみ（×10-6） 2000. 4000. 6000. 0. 8000. 圧縮縁からの距離（mm）. 300 400. C3*. 500. C4*. 600. C5*. 700. 8000. 10000. ひずみ（×10-6）. 12000 C3*. 100. C4* 200. C5*. 300 400 500 600. 0. 0. 2000. 4000. 6000. 8000. 10000. 0. 2000. 4000. 6000. C4*. 200. C5*. 300 400 500 600. 圧縮縁からの距離（mm）. 100. 100 200 300. 200. C4*. 300. C5*. 400 500 600 700. ひずみ（×10-6） 8000. 10000. 0. (d) C8C3（荷重 1,300 kN 時）. 2000. C4*. 6000. 8000. 10000. 12000. C5*. 400 500 600. C3*. 100. C4*. 200. C5*. 300 400 500 600 700. (e) C8C4（荷重 1,300 kN 時）. (f) C6C1（荷重 1,300 kN 時）. 図－５ CFG 板縦筋のひずみの部材高さ方向の分布（試験体前面）. 6. 4000. 0. C3*. 700. 700. 8000. (c) C8C2（荷重 1,400 kN 時）. 0. C3*. 6000. 100. ひずみ（×10-6）. 0. 4000. C3*. (b) C8C1（荷重 1,300 kN 時）. ひずみ（×10-6）. 2000. 0. 700. (a) C8CA（荷重 1,300 kN 時）. 圧縮縁からの距離（mm）. 6000. 圧縮縁からの距離（mm）. 圧縮縁からの距離（mm）. 200. 4000. 0. 0 100. 2000. 圧縮縁からの距離（mm）. 0.
(7) 割合（%）. CFG格点負担分. 割合（%）. 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0. 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0. C8CA C8C1 C8C2 C8C3 C8C4 C6C1 C1* C2* 50 150. C8CA C8C1 C8C2 C8C3 C8C4 C6C1. C4* 350. C5* 450. C6* C7* 550 650. C8* 750. C9* 850. CFG板縦筋の位置：載荷点からの距離（mm）. 試験体 図－６ 主ひび割れ面から 1 格点隔てた縦筋における. C3* 250. 図－７ CFG 板縦筋の最大ひずみの終局ひずみに対する割合. ひずみの割合：最大荷重時前. （最大荷重時）. 4.2 CFG 板縦筋のせん断力負担機構. した CFG 板 CR6 の縦筋の断面積が試験体 C8C＊に使用. CFG 板は炭素繊維にビニルエステル樹脂を含浸成形. した CFG 板 CR8 の縦筋の断面積よりも小さいため，せ. したものであり，その表面を覆うビニルエステル樹脂と. ん断により CFG 板縦筋に作用する引張力に伴う CFG 板. 吹付けに用いた PCM との付着力は決して大きいとは言. 横筋の変形が生じやすいことによるものと考えられる。. えない。したがって，CFG 板縦筋に作用する引張力（あ. 以上のことより，CFG 板の定着長が十分な場合には，. るいは，CFG 板縦筋が負担するせん断力）は，CFG 板縦. CFG 板端部の定着に使用する炭素繊維束の量は，CFG 板. 筋と横筋との格点の結合力を介して CFG 板横筋と PCM. 縦筋が負担する引張耐力に相当する引張耐力を有する炭. との機械的な抵抗により負担されるものと考えられる。. 素繊維束の量で十分と考えられる。しかしながら，CFG. 図－５は，図－１中に□で示した範囲に関して，部材 高さ方向の CFG 板縦筋のひずみ分布を，最大荷重時前. 板の定着長が必ずしも十分確保できない場合においては， この考え方は必ずしも当てはまらない。. （試験体 C8C2 は荷重 1,400 kN 時，それ以外の試験体は 荷重 1,300 kN 時）に関して示したものである。ひずみの. 5. 補強効果. 値は前面の CFG 板縦筋に貼付されたひずみゲージの値 に関して示してある。. 最大荷重時のひずみの最大値の，CFG 板縦筋の終局ひ. 図－５において，ひび割れ面（あるいは，ひび割れ面. ずみに対する比率を，CFG 板の縦筋ごとに比較したもの. 近傍）における CFG 板縦筋に作用する引張力（あるいは，. を図－７に示す。最大荷重時のひずみの最大値は，試験. CFG 板縦筋が負担するせん断力）は，CFG 板縦筋の格点. 体前後面の CFG 板に貼付した 2 枚のひずみゲージの測. を境に不連続に減少するものと考えられる。そこで，ひ. 定値の平均値を用いた。CFG 板縦筋ごとに最大値を示し. び割れ面（あるいは，ひび割れ面近傍）における CFG 板. たひずみゲージの位置を図－３中に〇印で示す。. 縦筋のひずみを基準（100%）にして，ひび割れ面から上. 試験体の載荷点に最も近い C1 の縦筋は，C2 の縦筋と. 下側における CFG 板縦筋のひずみの割合を図－６に示. 同一の定着孔に定着されている。C2 の縦筋には相当のひ. す。. ずみが発生していることから，最大荷重時において定着. 各試験体により，あるいは同一の試験体においても位. は十分に機能しているものと考えられる。一方，C1 の縦. 置によりひび割れの発生状況が異なる。したがって，多. 筋においてひずみがほとんど発生していないのは，ひび. 少のばらつきはあるものの，CR8 で補強された C8CA 以. 割れ位置との関係で，C1 の縦筋に引張力がほとんど作用. 外の試験体においては，CFG 板縦筋に作用する引張力は，. していないことによるものと考えられる。. ひび割れ面から 1 格点遠ざかると約 40～50%に減少する. また，最終的に主破壊面となるせん断ひび割れと交差. ことが推察される。すなわち，ひび割れ面直近の CFG 板. する C2～C7 の縦筋においては，いずれの試験体におい. の格点で，その約 50～60%が負担されていることがわか. ても 40～60%程度のひずみの値が観測されており，CFG. る。試験体 C8CA においては，CFG 板縦筋に作用する引. 板縦筋がせん断補強筋として十分に機能していることが. 張力の CFG 板格点での負担割合は 20%程度であった。. 推察される。特に，CR6 の CFG 板を用いて補強し，斜め. CR6 で補強され，斜め引張破壊を生じたと思われる試. 引張破壊を生じたと推察される試験体 C6C1 においては，. 験体 C6C1 においては，CFG 板縦筋に作用する引張力は，. CR8 の CFG 板を用いて補強した試験体よりも大きく 60. ひび割れ面から 1 格点遠ざかると約 60%であった。これ. ～85%程度であり，CFG 板縦筋がせん断補強筋としての. は CR8 で補強された C8CA 以外の試験体よりも多少大. 役割を十分に発揮していることがわかる。. きめの割合である。理由としては，試験体 C6C1 に使用. 圧縮強度が約 50 N/mm2 の PCM を用いて補強された試. 7.
(8) 験体 C8C4 においても，圧縮強度が約 70 N/mm2 の PCM されており，圧縮強度が約 50 N/mm2 の PCM を用いて補 強を行っても補強用 CFG 板縦筋のせん断補強筋として の効果が十分に期待できるものと考えられる。 一方 C8 および C9 の縦筋に注目すると，CR8 の CFG 板を用い，引張耐力比が 0.82 の炭素繊維束で定着された 試験体 C8C3 においては，他の試験体と比べて値が極端. コンクリート系材料が 負担するせん断力（kN）. を用いて補強された試験体と同程度のひずみの値が観測. 550 500 450 400 350 300 250. C8CA C8C2 C8C4 Vcu Scu 二羽式. 200 150 100. に小さくなっており，定着が十分に機能していないこと. 50. を伺わせる結果となった。これは，C8 および C9 の縦筋. 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. C8C1 C8C3 C6C1 Vcd Scd 12. 14. 16. スパン中央のたわみ量（mm）. は定着長が短いため，縦筋に作用する引張力がほぼ直接 的に定着用炭素繊維束に伝達される。このため，繊維束. 図－８ コンクリート系材料が負担するせん断力. の量が少ない場合には繊維束の伸びが大きくなり，縦筋 100. を含めた伸びを負担する部分の長さが長くなったために，. 6. コンクリート系材料および CFG 板縦筋が負 担するせん断力 評価対象の左側スパンに関して式(1)～(3)により算定 した，既設帯鉄筋および CFG 板縦筋以外のコンクリート 系材料（既設コンクリートおよび吹付け PCM）が負担す るせん断力の推移を図－８に示す。計算にあたって，帯 鉄筋のひずみは載荷点から左 200 mm, 400 mm の位置の 帯鉄筋の計 4 枚のひずみゲージの値の平均値を使用した。 なお，一端降伏ひずみに達した場合には，その後のひず み値が得られていない場合でも，帯鉄筋は降伏している ものとして処理した。また，CFG の場合 PCM との付着 がそれほど大きくはないため，変形がひび割れ面から離 れた範囲にまで及ぶものと考えられる。また，CFG 板が 格子状をしていることも考慮し，CFG 板縦筋のひずみは ある程度の範囲で評価するのが妥当と判断した。そこで， CFG 板縦筋のひずみは，載荷点から 250, 350, 450 mm の 位置の表裏 20 枚（試験体 C8CA においては 16 枚）のひ ずみゲージの値の平均値を使用した。計算に使用した帯 鉄筋および CFG 板縦筋のひずみゲージの位置を図－１ 中に□で示す。. 𝑉𝑉� =. 𝑉𝑉� =. 𝜀𝜀�����𝑧 × 𝐸𝐸� × 2𝐴𝐴� × 𝑧𝑧 𝑠𝑠�. 𝜀𝜀�����𝑧 × 𝐸𝐸� × 2𝐴𝐴� × 𝑧𝑧 𝑠𝑠�. 𝑉𝑉� = 𝑉𝑉 𝑉 𝑉𝑉� − 𝑉𝑉�. 90. C8CA. 80. C8C1. 70. C8C2. 60. C8C3. 50. C8C4. 40. C6C1. 30. 帯鉄筋降伏. 20 10 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. スパン中央のたわみ量（mm） 図－９ CFG 板縦筋が負担するせん断力の割合. 断力 (N) 𝜀𝜀�����𝑧 ：既設帯鉄筋のひずみの測定値. 𝜀𝜀�����𝑧 ：補強用 CFG 板縦筋のひずみの測 定値. 𝐸𝐸� ：既設帯鉄筋の弾性係数 (N/mm2). 𝐸𝐸� ：補強用 CFG 板縦筋の弾性係数 (N/mm2). 𝐴𝐴� ：既設帯鉄筋の断面積 (mm2). 𝐴𝐴� ：補強用 CFG 板縦筋１本の断面積 (mm2). 𝑠𝑠� ：既設帯鉄筋の間隔 (mm). 𝑠𝑠� ：補強用 CFG 板縦筋の間隔 (mm). (1). 𝑧𝑧：偶力のアーム長で， 𝑧𝑧 𝑧 𝑧𝑧𝑧𝑧𝑧𝑧𝑧𝑧(mm). (2). 提案工法によってせん断補強された RC 部材のコンク. (3). ここに，𝑉𝑉：作用せん断力 (N) 𝑉𝑉� ：既設帯鉄筋が負担するせん断力 (N) 𝑉𝑉� ：補強用 CFG 板縦筋が負担するせん 断力 (N). 𝑉𝑉� ：コンクリート系材料が負担するせん. 8. CFG板縦筋が負担する せん断力の割合（%）. 最大ひずみが小さくなったものと考えられる。. 𝑑𝑑：既設断面の有効高さ (mm). リート系材料が負担するせん断力の実験結果と標準示方 書または道路橋示方書１１）に基づいて算定したコンクリ ート系材料が負担するせん断耐力との比較を図－８に示 す。図中の Vcu, Vcd は，標準示方書に基づいた終局時また は設計時のコンクリート系材料が負担するせん断耐力を， Scu, Scd は，道路橋示方書に基づいた終局時または設計時 のコンクリート系材料が負担するせん断耐力を，それぞ.
(9) れ表す。計算は７章に示す「①終局せん断耐力」または. 定着方法における，定着用炭素繊維束で補強用 CFG 板の. 「②設計せん断耐力」の求め方に従った。また図中には，. 格点を結束することによる，補強用 CFG 板縦筋の強度の. 参考のために実強度を用いて二羽式１２）により算定した. 減少あるいは結束による応力集中等による定着用炭素繊. 値も示してある。. 維束の強度低下等，補強効果を低下させる影響を取り入. 実験結果は両示方書に基づいた算定値を大きく上回っ. れるためのものである。現時点においては実験数も少な. ている。両示方書に従えば，コンクリート系材料が負担. く，補強用 CFG 板縦筋の強度の有効係数の評価ができて. するせん断耐力を，余裕をもって算定できるものと思わ. いないため Kg =1.0 を用いた。. れる。 図－９は，CFG 板縦筋が負担するせん断力の作用せん 断力に占める割合の変化を示したものである。作用せん. また，CFG 板縦筋の引張強度の安全率は，終局せん断 耐力の計算においては α=1.0 を，設計せん断耐力の計算 においては α=2/3１０）を用いた。. 断力が最大の時点を図中に○印で示す。CFG 板縦筋が負. 部材係数γb の値は，終局せん断耐力の計算においては. 担するせん断力の割合は，最大荷重時で約 30%，最終的. γb＝1.0 を，設計せん断耐力の計算においては，標準示. には 40～60%程度に達していることがわかる。. 方書のせん断補強鋼材で受け持たれる設計せん断耐力の 算定式を参考にγb＝1.1 を用いた。. 7. せん断耐力評価式の検討 表－５，６に標準示方書および道路橋示方書により算 定した各試験体のせん断耐力を示す。また，各せん断耐 力の計算値に対する実験値の比率を耐力比として表－５，. ここに，𝑉𝑉� ：終局せん断耐力 (N). 𝑉𝑉�� ：せん断補強鋼材を用いない棒部材 の終局せん断耐力 (N). ６および図－10，11 に示す。せん断耐力は終局せん断耐. 𝑉𝑉�� ：せん断補強鋼材により受け持たれ. 力および設計せん断耐力について算定した。なお，PCM. る終局せん断耐力 (N). に関しては，強度特性を既設コンクリートの強度特性に 置き換えた場合（記号：＊-C）および PCM の強度特性を 考慮した場合（記号：＊-P）について算定した。 ①終局せん断耐力：表－２～４に示すコンクリート， PCM，CFG および鋼材など使用材料の実強度を用い，材. ここに，𝑆𝑆�� ：引張破壊耐力 (N). 𝑆𝑆� ：コンクリートが負担できるせん断耐 力 (N). 𝑆𝑆� ：斜め引張鉄筋が負担できるせん断耐. ②設計せん断耐力：強度などの材料特性は特性値を使. 力 (N). 用し，標準示方書においては材料係数，部材係数の値は 方書を参照されたい。 7.1 斜め引張破壊耐力 標準示方書および道路橋示方書ともに，斜め引張破壊 に対する耐力は，式(4)または式(5)に示すように，いずれ もせん断補強鉄筋が受け持つせん断耐力（標準示方書で はせん断補強鋼材により受け持たれるせん断耐力，道路 橋示方書においては斜引張鉄筋が負担できるせん断力） とコンクリートが受け持つせん断耐力（標準示方書では せん断補強鋼材を用いない棒部材のせん断耐力，道路橋 示方書においてはコンクリートが負担できるせん断力） の和として表される。本論文では，せん断補強用 CFG 板 縦筋により受け持たれるせん断耐力は，一般的なトラス 理論によるせん断耐力の算定式を基にし，式(6)で表され るものとした。そこで，連続繊維シートにより補修補強 された棒部材のせん断耐力を求める式１３）を参考に，提 案工法によりせん断補強された RC 部材の斜め引張破壊 に対する耐力は，標準示方書に準ずる場合は式(7)で，道 路橋示方書に準ずる場合は式(8)で表されることとした。 補強用 CFG 板縦筋の強度の有効係数 Kg は，提案する. (5). 𝑆𝑆�� = 𝑆𝑆� + 𝑆𝑆�. 料係数および部材係数は全て 1.0 とした。. 標準示方書に定める値を用いた。詳細に関しては，各示. (4). 𝑉𝑉� = 𝑉𝑉�� + 𝑉𝑉��. 𝑉𝑉�� =. 2𝐴𝐴� × 𝑓𝑓� × 𝛼𝛼 𝛼 𝛼𝛼� × 𝑧𝑧 �𝛾𝛾� 𝑠𝑠�. (6). ここに，𝑉𝑉�� ：補強用 CFG 板縦筋が負担するせん 断耐力 (N). 𝑓𝑓� ： 補 強 用 CFG 板 縦 筋 の 引 張 強 度 (N/mm2). 𝐾𝐾� ：補強用 CFG 板縦筋の強度の有効係 数. α ：補強用 CFG 板縦筋の強度の安全率 𝛾𝛾� ：部材係数. 𝑉𝑉� = 𝑉𝑉�� + 𝑉𝑉�� + 𝑉𝑉��. 𝑆𝑆�� = 𝑆𝑆� + 𝑆𝑆� + 𝑉𝑉��. (7) (8). CFG 板縦筋の破断による斜め引張破壊と考えられる CR6 の CFG 板でせん断補強された試験体 C6C1 におい ては，標準示方書および道路橋示方書に基づいて算定し た場合において終局せん断耐力の耐力比（作用せん断力 の最大値：Vmax／終局せん断耐力の計算値：Vy または Susu）. 9.
(10) は約 1.2 となった。また，設計せん断耐力の耐力比（Vmax. 回った。. ／設計せん断耐力の計算値：Vyd または Susd）は 2.0 程度. 7.2 せん断圧縮破壊耐力. となった。したがって，斜め引張破壊に関しては，両示. せん断圧縮破壊耐力に関しては，せん断圧縮破壊を示. 方書に準ずる場合，式(6)を用いて CFG 板によるせん断. した試験体 C8C＊に関し，標準示方書の式（解 2.4.6）を. 耐力を算定すれば，安全側で評価できるものと考えられ. 参考に式(9)により算定した。式(9)の詳細に関しては標準. る。. 示方書を参照されたい。. 一方，CR8 の CFG 板でせん断補強された試験体 C8C. 標準示方書の式（解 2.4.6）は，式(10)に示す係数βw に. ＊の破壊形式はせん断圧縮破壊であるので，斜め引張破. よってせん断補強筋によるアーチリブのコンクリートの. 壊に関しては評価できないが，参考として，斜め引張破. 局部的な破壊を抑制する効果を考慮できる式となってい. 壊耐力に関しても算定した。トラス機構の形成により最. る。せん断圧縮破壊耐力の算定においては，既設の帯鉄. 大荷重が増大した C8C2 を除いて，両示方書に基づいて. 筋および補強用 CFG 板縦筋を考慮した。アーチリブのコ. 算定した場合において終局せん断耐力の耐力比は 0.9 程. ンクリートの局部的な破壊の抑制には，せん断補強筋の. 度となった。また，設計せん断耐力の耐力比は 1.5 を上. 剛性が影響すると考えられるため，せん断補強鉄筋比 pw. 表－５ 終局せん断耐力（kN）. 試験体. 作用せん 断力の 最大値 Vmax. C8CA. C8C1. C8C2. C8C3. C8C4. C6C1. 標準示方書 斜め引張破壊耐力 Vy-C. Vy-P. 道路橋示方書. せん断圧縮破壊耐力 Vd-C. Vd-P. 斜め圧縮破壊耐力 Vwc-C. Vwc-P. 引張破壊耐力 Susu-C. Susu-P. ウェブコンクリート の圧壊耐力 Sucu-C. Sucu-P. 692.3. 797.8. 803.3. 473.1. 474.6. 1389.7. 1482.0. 763.0. 771.3. 869.0. 930.9. 耐力比. 0.87. 0.86. 1.46. 1.46. 0.50. 0.47. 0.91. 0.90. 0.80. 0.74. 690.0. 756.0. 764.9. 478.6. 486.3. 1411.6. 1514.4. 721.9. 730.4. 896.0. 951.6. 耐力比. 0.91. 0.90. 1.44. 1.42. 0.49. 0.46. 0.96. 0.94. 0.77. 0.73. 836.3. 756.0. 764.9. 478.6. 486.3. 1411.6. 1514.4. 721.9. 730.4. 896.0. 951.6. 耐力比. 1.11. 1.09. 1.75. 1.72. 0.59. 0.55. 1.16. 1.14. 0.93. 0.88. 686.3. 761.3. 769.0. 487.8. 493.6. 1448.7. 1542.8. 728.6. 736.2. 942.7. 987.4. 耐力比. 0.90. 0.89. 1.41. 1.39. 0.47. 0.44. 0.94. 0.93. 0.73. 0.70. 700.5. 755.9. 760.0. 487.8. 488.6. 1448.7. 1519.5. 723.1. 729.7. 942.7. 987.4. 耐力比. 0.93. 0.92. 1.44. 1.43. 0.48. 0.46. 0.97. 0.96. 0.74. 0.71. 706.5. 598.5. 606.2. 483.8. 490.5. 1448.7. 1542.8. 565.7. 573.4. 942.7. 987.4. 耐力比. 1.18. 1.17. 1.46. 1.44. 0.49. 0.46. 1.25. 1.23. 0.75. 0.72. ＊太字：評価対象，その他は参考値 表－６ 設計せん断耐力（kN）. 試験体. 作用せん 断力の 最大値 Vmax. C8CA. C8C1. C8C2. C8C3. C8C4. C6C1. 標準示方書 斜め引張破壊耐力 Vyd-C. せん断圧縮破壊耐力 Vdd-C. Vdd-P. 斜め圧縮破壊耐力 Vwcd-C. Vwcd-P. 引張破壊耐力 Susd-C. Susd-P. ウェブコンクリート の圧壊耐力 Sucd-C. Sucd-P. 692.3. 430.4. 437.2. 316.5. 313.4. 780.8. 861.6. 458.9. 470.4. 604.8. 728.3. 耐力比. 1.61. 1.58. 2.19. 2.21. 0.89. 0.80. 1.51. 1.47. 1.14. 0.95. 690.0. 430.4. 437.2. 316.5. 313.4. 780.8. 861.6. 458.9. 470.4. 604.8. 728.3. 耐力比. 1.60. 1.58. 2.18. 2.20. 0.88. 0.80. 1.51. 1.47. 1.14. 0.95. 836.3. 430.4. 437.2. 316.5. 313.4. 780.8. 861.6. 458.9. 470.4. 604.8. 728.3. 耐力比. 1.94. 1.91. 2.64. 2.67. 1.07. 0.97. 1.82. 1.78. 1.38. 1.15. 686.3. 430.4. 437.2. 316.5. 313.4. 780.8. 861.6. 458.9. 470.4. 604.8. 728.3. 耐力比. 1.59. 1.57. 2.17. 2.19. 0.88. 0.80. 1.50. 1.46. 1.13. 0.94. 700.5. 430.4. 437.2. 316.5. 313.4. 780.8. 861.6. 458.9. 470.4. 604.8. 728.3. 耐力比. 1.63. 1.60. 2.21. 2.24. 0.90. 0.81. 1.53. 1.49. 1.16. 0.96. 706.5. 347.7. 354.5. 313.2. 310.9. 780.8. 861.6. 367.9. 379.4. 604.8. 728.3. 耐力比. 2.03. 1.99. 2.26. 2.27. 0.90. 0.82. 1.92. 1.86. 1.17. 0.97. ＊太字：評価対象，その他は参考値. 10. Vyd-P. 道路橋示方書.
(11) の算定における CFG 板縦筋の効果は，式(11)で示すよう なお，参考として斜め引張破壊した試験体 C6C1 に関 しても算定した。. � � 𝛽𝛽� = 4.2�100𝑝𝑝 � ∙ �𝑎𝑎 ⁄𝑎𝑎 − 0.75���𝑓𝑓��. 𝑝𝑝� = 2𝐴𝐴� ⁄�𝑏𝑏� 𝑠𝑠� � + 2𝐴𝐴� ⁄�𝑏𝑏� 𝑠𝑠� � × 𝐸𝐸� ⁄𝐸𝐸�. (9) (10). C8CA. C8C1. C8C2. 1.6. C8C3. C8C4. C6C1. 1.4 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 Vy-C. (11). Vy-P. Vd-C. Vd-P. Vwc-C. Vwc-P Susu-C Susu-P Sucu-C Sucu-P. 図－10 耐力比（終局せん断耐力） 3.0. ここに，𝑉𝑉�� ：せん断圧縮破壊耐力 (N). 𝛽𝛽�：せん断補強筋による効果を表す係数 𝛽𝛽� < 0の場合は𝛽𝛽� = 0とする。. 𝑝𝑝� ：せん断補強鉄筋比. 𝑎𝑎 ：支圧板の部材軸方向長さの影響を考 慮する係数. 𝑏𝑏� ：はりの断面幅 (mm). 2.5. C8CA. C8C1. C8C2. C8C3. C8C4. C6C1. 2.0 1.5 1.0 0.5 0.0 Vyd-C. 標準示方書に準じて算定した終局せん断圧縮破壊耐 力は全ての試験体において耐力比（Vmax／終局せん断圧 縮破壊耐力の計算値：Vd）が 1.4～1.7 程度であった。ま た，設計せん断圧縮破壊耐力は全ての試験体において耐 力比（Vmax／設計せん断圧縮破壊耐力の計算値：Vdd）が 2.0 を上回った。 したがって，せん断補強筋として CFG 板を用いた場 合，式(9)～(11)により算定されたせん断圧縮破壊耐力は， かなり余裕をもった算定結果を与えるものと考えられる。 このように耐力比が相当に大きくなったのは，せん断 補強筋として筋が格子状の CFG 板を用いているため，こ の格子状であることがアーチリブのコンクリートの局部 的な破壊の抑制に効果的に作用したのではないかと考え られる。また，影響は小さいものの，腹部に配置されて いる CFG 板横筋によるせん断補強効果もあるものと考 えられる。. Vyd-P. Vdd-C. Vdd-P Vwcd-C Vwcd-P Susd-C Susd-P Sucd-C Sucd-P. 図－11 耐力比（設計せん断耐力）. 𝑆𝑆�� = 𝜏𝜏��� ∙ 𝑏𝑏� ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑(13). 標準示方書に準じて算定した腹部コンクリートの終局 斜め圧縮破壊耐力は全ての試験体において耐力比（Vmax ／終局斜め圧縮耐力の計算値：Vwc）が 0.5 程度であった。 腹部コンクリートの設計斜め圧縮破壊耐力は全ての試験 体において耐力比（Vmax／設計斜め圧縮破壊耐力の計算 値：Vwcd）が 0.8～1.0 程度であった。 道路橋示方書に準じて算定したウェブコンクリートの 圧壊に対する終局耐力は全ての試験体において耐力比 （Vmax／ウェブコンクリートの圧壊に対する終局耐力の 計算値：Sucu）が 0.7～0.8 程度であった。また，設計耐力 は全ての試験体において耐力比（Vmax／ウェブコンクリ ートの圧壊に対する設計耐力の計算値：Sucd）が 0.95～ 1.15 程度であった。. 7.3 腹部コンクリートの圧縮破壊耐力 試験体の断面幅は断面の高さに対して比較的大きい こと，また，せん断補強筋の量が比較的大きくないこと を考えると，腹部コンクリートの圧縮によって破壊に至 ることは考えられない。一方，せん断補強筋に炭素繊維 等の連続繊維を用いた場合には，鉄筋を用いた場合に比 べ斜め圧縮破壊耐力が低下することが考えられる１４）。 実験においては，全ての試験体において破壊形式が腹部 コンクリートの圧縮破壊以外であるので，腹部コンクリ ートの圧縮破壊耐力については評価できないが，参考と して腹部コンクリートの圧縮破壊耐力に関しても算定し た。算定に当たっては，標準示方書に示す式(12)，道路橋 示方書に示す式(13)を適用した。式の詳細については各 示方書を参照されたい。 𝑉𝑉��� = 𝑓𝑓��� ∙ 𝑏𝑏� ∙ 𝑑𝑑 ⁄𝑑𝑑�. 1.8. 0.0. 耐力比（実験値／計算値）. 𝑉𝑉�� = �𝛽𝛽� + 𝛽𝛽� �𝛽𝛽� ∙ 𝛽𝛽� ∙ 𝛼𝛼 𝛼 𝛼𝛼�� ∙ 𝑏𝑏� ∙ 𝑑𝑑 ⁄𝑑𝑑�. 耐力比（実験値／計算値）. に，弾性係数比によって帯鉄筋に置換した。. 2.0. (12). 8. まとめ CFG 板の端部を炭素繊維束で固定し，PCM を乾式で 吹き付ける定着方法でせん断補強された RC 部材に関し て，提案工法の有効性に関して検討した。また，提案工 法によってせん断補強された RC 部材のせん断耐力の計 算式について検討した。本研究により明らかとなったこ とは，以下のとおりである。 (1) 提案工法によりせん断補強された試験体は，破壊に 至るまで，定着用炭素繊維束の損傷あるいは破断は 確認されておらず，提案する定着方法はせん断補強 用 CFG 板端部の定着方法として効果的であるものと 考えられる。. 11.
(12) (2) 引張耐力比がそれぞれ 1.15 あるいは 1.0 の炭素繊維 束で定着された試験体 C8C1, C8C2 において測定さ れた CFG 板縦筋の最大ひずみは，CFG の破断ひずみ 16,500×10. －6. を上回る値であり，せん断補強用 CFG 板. の性能が確実に発揮できているものと考えられる。 (3) 引張耐力比が 0.82 の炭素繊維束で定着された試験体 C8C3 においては，最大荷重時での支点近傍における CFG 板縦筋のひずみが，他の試験体と比べて値が極 端に小さくなっており，定着が十分に機能していな いことを伺わせる結果となった。. 参. 考 文 献. 1) 岡野泰之ほか：炭素繊維シートによる鉄道高架橋柱のせん断補強，コ ンクリート工学年次論文報告集，Vol. 19，No.2，pp.249-254，1997.7 2) 上原子昌久，下村匠，丸山久一：連続繊維シート補強コンクリート部 材のせん断耐力の評価方法に関する研究，土木学会論文集，No.648， V-47，pp.217-226，2000.5 3) （社）土木学会：炭素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，コンクリートライブラリー101, 2001.7 4) （社）土木学会：連続繊維補強材を用いたコンクリート構造物の設計・ 施工指針（案），コンクリートライブラリー88 号，1996.9 5) 宮内克之，清水健蔵：乾式吹付けと炭素繊維グリッドを併用した補強. (4) 圧縮強度が 50 N/mm2 程度の PCM を用いた試験体 C8C4 において測定された CFG 板縦筋の最大ひずみ は，CFG の破断ひずみ 16,500×10－6 と同等以上の値 であり，圧縮強度が 70 N/mm2 程度の PCM を用いた 場合同様，せん断補強用 CFG 板の性能が確実に発揮 できているものと考えられる。 (5) せん断耐力の実験値は土木学会コンクリート標準示 方書あるいは道路橋示方書に準じて算定した設計せ ん断耐力を大きく上回る結果となった。したがって， 提案工法によってせん断補強された RC 棒部材の斜 め引張破壊耐力は，既存の計算式に CFG 板縦筋が負 担するせん断耐力を表す式(6)を加えた計算式で評価 が可能である。一方，標準示方書の式（解 2.4.6）を 参考とした式(9)～(11)により算定されたせん断圧縮 破壊耐力は，かなり余裕をもった算定結果となった。. 方法の耐震補強効果，コンクリート工学年次論文集，Vol.29，No.3， pp.1597-1602，2007.7 6) 宮内克之，下枝博之，小林朗：連続繊維束を用いた炭素繊維グリッド 板の端部定着特性に関する研究，コンクリート工学年次論文集，Vol.38， No.2，pp.1393-1398，2016.7 7) 宮内克之，下枝博之，小林朗：炭素繊維格子板の端部定着性能に及ぼ す定着用炭素繊維束量の影響，コンクリート工学年次論文集，Vol.40， No.2，pp.949-954，2018.7 8) 宮内克之，下枝博之，小林朗：圧縮強度が 50N/mm2 級の PCM と炭素 繊維格子板を用いたせん断補強効果について，コンクリート工学年次 論文集，Vol. 41，No.2，pp.901-906，2019.7 9) （社）土木学会：2017 年制定コンクリート標準示方書［設計編：標準］ ， 2017 10) FRP グリッド工法研究会：FRP グリッド増厚・巻立て工法によるコン クリート構造物の補修・補強 設計・施工マニュアル（案），2001 11) （社）日本道路協会：道路橋示方書・同解説 Ⅲ コンクリート橋編， 平成 24 年 3 月 12) 二羽淳一郎ほか：せん断補強筋を用いない RC はりのせん断強度式. なお，本研究の一部は平成 30 年度学術研究助成基金 助成金（課題番号 18K04335）により行ったものである。. の再評価，土木学会論文集，第 372 号/V-5，pp.167-176，1986.8 13) 前出 3)，p.23 14) 前出 4)，p.24，解説（３） （原稿受理年月日：2020 年 4 月 8 日）. Shear Strengthening with Carbon Fiber Grid Plate Fixed by Carbon Fiber Bundle and PCM By Katsuyuki Miyauchi, Hiroyuki Shimoeda and Akira Kobayashi Concrete Research and Technology, Vol.32, 2021. Synopsis: The shear characteristics of RC beam specimens strengthened with carbon fiber grid plates fixed at their edges by carbon fiber bundles were investigated in terms of the tensile strength of the carbon fiber bundles and the compressive strength of PCM. As a result, strengthening with the proposed method was found to be very effective for shear strengthening of existing RC members. Further, it was established that the carbon fiber bundles used for edge anchoring should have tensile strength at least 1.0 times the tensile strength of the tendons of the carbon fiber grid plate used for shear reinforcement. It was also established that PCM with compressive strength of 50 N/mm2 or more should be used. Finally, the formula proposed for the estimation of shear capacity of the strengthened beams was verified to be valid. Keywords: Retrofit, Carbon Fiber, Carbon Fiber Grid Plate, Shear Strengthening, Shear Capacity, Dry Spray, Anchoring, Polymer Cement Mortar. 12.
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