1 組立治具の設置 2 補強帯鉄筋の配置 3 固定アングルの設置 4 連結ピンの挿入 5 結束金具の設置と締め付け 6 吹付けモルタルの施工コテ仕上げ図 2 CB フープ工法の施工手順表 1 試験体諸元補強前補強後試験体断面寸法軸方向断面寸法吹付厚固定 a/d 帯鉄筋帯鉄筋 No. (mm

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さみままだ
5 years ago
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1 東急建設技術研究所報 No.37 U.D.C U.D.C 組立て式補強鋼材と吹付けモルタルによる RC 柱のRC 柱の耐震補強に関する実験的研究耐震補強に関する実験的研究 * ** * 北沢 * 宏和黒岩 ** 俊之前田欣昌 * 北沢宏和黒岩俊之前田欣昌 *** *** ** 前原 *** 聡早川 *** 健司伊藤正憲 ** 前原聡早川健司伊藤正憲要約 : 筆者らは, 既設鉄筋コンクリート柱の新しい耐震補強工法として, 分割帯鉄筋と吹付けモルタルを用いて既設柱を補強する CB フープ工法 (Combination Hoop) を開発した本工法は, 鉄筋コンクリート柱に分割した帯鉄筋を配置し, これらを固定用鋼材を用いて一体化させ, 吹付けモルタルを施工する RC 巻立て工法である本研究は,CB フープ工法の耐震補強効果を検証するために, 本工法を適用した柱試験体を作製し正負交番載荷を実施したその結果, 縮小試験体を用いた載荷実験により, 既往のせん断耐力式を用いて補強後のせん断耐力を安全側に評価できることを明らかにしたさらに, 本工法で補強することにより, 破壊性状をせん断破壊型から曲げ破壊型へ移行できることを実大試験体により示し, 変形性能についても既往の評価式を用いて妥当に評価できることを確認したキーワート : CB フープ工法 RC 柱耐震補強分割帯鉄筋目次 : 1. はじめに 3. 実験内容 5. まとめ 2.CB フープ工法の概要 4. 実験結果 1. はじめに将来, 発生が予想される巨大地震に対して, 古い設計基準に従って設計された高架橋の耐震補強工事が, 現在も進められており, 代表的な耐震補強工法に鋼板巻立て工法があるこの工法は, 補強効果が高く, 広く一般的に用いられているが, 施工に重機を用いるため広い作業スペースが必要であるしかしながら, 道路や他の構造物などと近接する, 特に都市部の高架橋では, 重機を設置する広い作業スペースを確保するどころか, 十分な作業スペースを確保することさえ非常に困難な状況があるそこで, このような施工条件に対応できる新しい耐震補強工法 ( 以後,CB フープ工法 ) を開発した本論文は, 工法の概要に加え, 開発の過程で実施した構造性能確認実験について報告する 2. CB フープ工法の概要 2.1 工法の特長図 1に CB フープ工法の補強の概略を示す CB フープ工法は分割した帯鉄筋を柱周りに配置し, これを躯体隅角部にて固定アングルと連結ピン ( 丸鋼 ), 結束金具を用いて一体化させ, 閉合フープ筋と同等の性能を有するようにしたものであるなお,CB フープ工法は下記のような特長を有している (i) 低コスト CB フープ工法は, 入手性が良い一般的な材料を用いることで材料コストを抑えた RC 巻立て工法であるなお, 分割帯鉄筋を固定用鋼材により組立てるので, 結束金具 ( 連続タイプ ) 固定アングル ( 分割タイプ ) 固定アングル分割帯鉄筋吹付けモルタル連結ピン図 1 CB フープ工法の補強の概略特別な技能を有する作業員を必要としない (ii) 施工性本工法は, 鋼板巻立て補強のように重機を必要とせず人力で組立てられ, 狭隘部でも施工できるように, 分割帯鉄筋を使用しているすなわち, 材料の軽量化により施工性が向上している (iii) 短期施工型枠を省略し, 吹付けモルタルを使用することで工程の短縮を図っているまた, 鉄筋の組立てにラック状の組立治具を使用することにより, 組立速度が向上している * 土木総本部土木設計部 ** 土木総本部土木技術部 *** 技術研究所土木研究室 * 土木総本部土木設計部 ** 土木総本部土木技術部 *** 技術研究所土木研究室 15 15

1 組立治具の設置 2 補強帯鉄筋の配置 3 固定アングルの設置 4 連結ピンの挿入 5 結束金具の設置と締め付け 6 吹付けモルタルの施工コテ仕上げ図 2 CB フープ工法の施工手順表 1 試験体諸元補強前補強後試験体断面寸法軸方向断面寸法吹付厚固定 a/d 帯鉄筋帯鉄筋 No. (mm) 鉄筋 (mm) (mm) アングル連結ピン 1 2 3 5 5 5 5 8 8 2.74 2.

2 1 組立治具の設置 2 補強帯鉄筋の配置 3 固定アングルの設置 4 連結ピンの挿入 5 結束金具の設置と締め付け 6 吹付けモルタルの施工コテ仕上げ図 2 CB フープ工法の施工手順表 1 試験体諸元補強前補強後試験体断面寸法軸方向断面寸法吹付厚固定 a/d 帯鉄筋帯鉄筋 No. (mm) 鉄筋 (mm) (mm) アングル連結ピン SD345 SR235 SD345 分割タイプ SR D22-28 本 φ6ctc22 D1ctc5 L35 6mm φ9 SD39 SR235 SD345 連続タイプ SR D22-28 本 φ6ctc22 D1ctc2 L35 6mm φ9 SD345 SR235 SD345 連続タイプ SR D35-24 本 φ9ctc15 D19ctc9 L6 9mm φ 施工手順 CB フープ工法の施工手順を図 2に示す 1 補強する既設柱に 4 分割した鉄筋を配筋するためのラック状の組立治具を設置 2 分割した帯鉄筋をラック状の組立治具に配置 3 固定アングルを設置 4 連結ピンを帯鉄筋と固定アングルとの隙間に挿入 5 帯鉄筋のフック部分への結束金具の設置と締め付け 6 吹付けモルタルの施工およびコテ仕上げ 3. 実験内容 3.1 試験体諸元表 1 に本実験に用いた試験体の諸元および補強内容を示す補強前の試験体はせん断破壊先行型とし,2 層式ラーメン高架橋によく見られるせん断スパンが短く, 補強前のせん断耐力が極端に少ないものを想定したそのため, せん断スパン比は No.1 および No.2 試験体では a/d = 2.74,No.3 試験体では a/d = 2.67 である図 3~ 図 5に試験体配筋図を示す No.1 および No.2 試験体は実大寸法の 5/8 縮小試験体とし,No.1 試験体では変形性能および分割タイプ固定アングルの影響の確認を,No.2 試験体は補強後のせん断耐力の確認を行ったなお,No.3 試験体は実大規模での変形性能の確認を主な目的とした表 2にコンクリートおよびモルタルの材料試験結果を示す既設部コンクリートの圧縮強度は実際の高架橋の圧縮強度を考慮して 3N/mm 2 程度を目標とし, モルタルの圧縮強度は既設部のコンクリートの圧縮強度を上回るように 5N/mm 2 以上とした No.1 試験体および No.2 試験体の軸方向鉄筋は, 表 3 に示すように D22 を使用したただし, せん断耐力の確認が目的である No.2 試験体では, 確実にせん断破壊を生じさせるために鉄筋の種類を SD39-D22 とした両試験体とも既設の帯鉄筋には SR235-6mm を 22mm ピッチで配置した実大規模の No.3 試験体の軸方向鉄筋には SD345-D35 を用い, 既設帯鉄筋には SR235-9mm を 15mm ピッチで配置した分割タイプ固定アングルの影響を確認する No.1 試験体では補強帯鉄筋を SD345-D1mm とし, 配置間隔を 16

図 3 No.1 試験体配筋図図 4 No.2 試験体配筋図表 2 コンクリートの物性値コンクリートモルタル試験体圧縮強度静弾性係数圧縮強度静弾性係数 No. (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) 1 33.2 23.9 67.7 27.8 2 36.5 24.7 52. 27.3 3 28. 26.6 65.5 29.1 図 5 No.

降伏強度静弾性係数降伏ひずみ降伏強度静弾性係数降伏ひずみ降伏強度静弾性係数降伏ひずみ種別種別種別 (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) (μ) (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) (μ) (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) (μ) 1 D22 378 188 26 φ6 356 26 373 D1 383 175 228 2 D22 442 19 251 φ6 356 26

3 図 3 No.1 試験体配筋図図 4 No.2 試験体配筋図表 2 コンクリートの物性値コンクリートモルタル試験体圧縮強度静弾性係数圧縮強度静弾性係数 No. (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) 図 5 No.3 試験体配筋図表 3 鉄筋の材料試験結果既設部補強部試験体軸方向鉄筋帯鉄筋帯鉄筋 No. 降伏強度静弾性係数降伏ひずみ降伏強度静弾性係数降伏ひずみ降伏強度静弾性係数降伏ひずみ種別種別種別 (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) (μ) (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) (μ) (N/mm 2 ) (kn/mm 2 ) (μ) 1 D φ D D φ D D φ D mm ピッチとした一方, せん断耐力の確認を行う No.2 試験体は補強後もせん断破壊を生じさせるため, SD345-D1mm を 2mm ピッチで配置した実大試験体とした No.3 試験体の補強は SD345-D19mm を 9mm ピッチで行ったなお, 固定アングルと連結ピンの組み合わせは表 1に示す通りであり, 固定アングルの大きさは補強材の鉄筋径により D1 鉄筋では t=6mm のアングルと連結ピン 9mm の組み合せ,D19 鉄筋では t=9mm のアングルと連結ピン 13mm の組み合せとした表 3に使用した鋼材の材料試験結果を示す 3.2 載荷方法 No.1,No.3 試験体の載荷試験は, 一定の軸方向圧縮力を作用させた状態で, 水平方向に正負交番載荷を行った軸力 (N) は, 地震時に高架橋柱に作用する軸圧縮応力 (3N/mm 2 ) を参考に,No.1 試験体は N=75kN, No.3 試験体は N=192kN とした載荷パターンは, 軸方向鉄筋が降伏した変位を降伏変位 ( y) とし, この降伏変位を基準とした 3 サイクル載荷としたなお, No.2 試験体は, 軸力を導入せずに単調増加による水平載荷を行った 4. 実験結果 4.1 No.2 試験体 No.2 試験体の破壊状況を写真 1に示すひび割れ発生状況は, 柱基部から載荷点に向かって斜めひび割れが発生しており, ひび割れ発生状況からは試験体がせん断破壊したと考えられた表 4には材料試験結果を基に計算したせん断耐力と曲げ耐力を示し, 図 6に No.2 試験体の荷重 ~ 変位関係を示す図 6には, 鉄道 17

表 4 実験結果 (No.2 試験体 ) RC 標準二羽式試験体断面寸法曲げ耐力せん断耐力せん断耐力 a/d Vy1/Pu Vy2/Pu No. (mm) Pud Vy1 Vy2 Pu (kn) (kn) (kn) (kn) 2 59 59 2.74 745 392 538 642.61.

4 表 4 実験結果 (No.2 試験体 ) RC 標準二羽式試験体断面寸法曲げ耐力せん断耐力せん断耐力 a/d Vy1/Pu Vy2/Pu No. (mm) Pud Vy1 Vy2 Pu (kn) (kn) (kn) (kn) 水平荷重 (kn) Pu=745kN Pmax = 642kN P=541kN Vy2=538kN ( 二羽式 ) Vy1=392kN Vc=237kN 水平変位 (mm) 図 6 荷重 ~ 変位関係 (No.2 試験体 ) 写真 1 破壊状況 (No.2 試験体 ) 構造物等設計標準同解説 1) ( 以後,RC 標準 ) により求めた曲げ耐力 (Pud) およびせん断耐力 (Vy1) の算定値と, 二羽らの研究 2) によるせん断スパン比の影響を考慮した Vy2 を示す No.2 試験体は, 曲げひび割れが徐々に斜めひび割れに移行し,5kN 付近で柱の引張側上部から圧縮側下部に向けて斜めひび割れが発生した最大荷重は 642kN であり, せん断耐力算定値と最大荷重の比は,RC 標準式の場合で.61, 二羽式の場合で.84 あり,RC 標準式, 二羽式どちらを用いても CB フープ工法のせん断耐力を安全側に評価できる結果となった既設の帯鉄筋のひずみ分布を図 7に, 補強帯鉄筋のひずみ分布を図 8に示す既設帯鉄筋は 572kN, 補強帯鉄筋は 545kN で降伏ひずみに到達していたしたがって, 帯鉄筋のひずみ分布からも試験体がせん断破壊したことが確認できた以上のことから, 吹付けモルタルおよび補強帯鉄筋が既設柱部分と一体となって挙動しており,RC 標準を適用できる破壊形態と考えられる 3.2 No.1 試験体および No.3 試験体写真 2に,No.1 試験体の破壊状況を示す No.1 試験体は, 無補強ではせん断破壊する試験体であるが, 補強することでせん断破壊を防止できた No.1 試験体は, 軸方向鉄筋の降伏後,4 y でモルタルの剥離が観察され, 6 y の正側で柱基部の圧壊が進み, 負側で荷重低下した写真 3に示す No.3 試験体の破壊状況でも,No.1 試高さ (mm) 高さ (mm) εy=-373μ 3kN 35kN 4kN 45kN 5kN 572kN 642kN 54kN εy=373μ ひずみ (μ) 図 7 既設帯鉄筋のひずみ分布 εy=-228μ 3kN 35kN 4kN 45kN 5kN 545kN 642kN 54kN εy=228μ ひずみ (μ) 図 8 補強帯鉄筋のひずみ分布 18 18

5 試験体 No. 断面寸法 (mm) 軸力 N (N/mm 2 ) 表 5 実験結果 (No.1 試験体,No.3 試験体 ) a/d 補強前補強後曲げ耐力せん断耐力曲げ耐力せん断耐力 Pud Vy Pud Vy Pu (kn) (kn) (kn) (kn) (kn) Vy/Pu (a) 6δy (b) -6δy (a) 6δy (b) -6δy 写真 2 破壊状況 (No.1 試験体 ) 写真 3 破壊状況 (No.3 試験体 ) 水平荷重 (kn) δy = 8.mm Pmax = 798kN M Y N -Pmax = -749kN 前田岡本式水平変位 (mm) 水平荷重 (kn) 2 16 Pmax = 187kN M 12 Y N 8 δy = 12.6mm 前田岡本式 -16 -Pmax = -184kN 水平変位 (mm) 図 9 荷重 ~ 変位関係 (No.1 試験体 ) 図 1 荷重 ~ 変位関係 (No.3 試験体 ) 験体と同様のひび割れが発生し, 柱基部にひび割れが集中していた No.3 試験体は軸方向鉄筋の降伏後,2 y で柱基部が圧壊し,6 y の負側で荷重低下した両試験体とも, 破壊形態がせん断破壊型から曲げ破壊型へ移行したと考えられる表 5に No.1 試験体および No.3 試験体の実験結果と耐力の計算値を示すコンクリートの受け持つせん断耐力は前述の二羽式を用い, 補強量を Vy/Pud = 1. 以上となるように決定している通常, 設計では RC 標準式を用いてせん断耐力を評価し補強筋量を決定するため, 二羽式を用いた場合に比べて補強量が増加するしたがって,CB フープ工法も通常のせん断補強と同様に Vy/Pud = 1. 以上とすれば, せん断破壊に対して安全側に補強することができる No.1 試験体,No.3 試験体の荷重 ~ 変位関係を図 9, 図 1に示す図中には, 前田らの研究 3) において, 同種のモルタル吹付けによる巻立て補強に対して提案されている骨格曲線を示す図 9および図 1より, No.1,No.3 試験体の荷重 ~ 変形関係は, 既往の手法により算定した部材降伏点 (Y 点 ), 最大耐荷力点 (M 点 ) および終局点 (N 点 ) を包絡する結果となったなお, 分割型の固定アングルと連続型の固定アングルによる差異は, 破壊状況および荷重 ~ 変位関係からは認められなかったしたがって, どちらのタイプの固定アングルを使用しても CB フープ工法においては同様の補強効果を得られることが確認できた 19

6 5. まとめ本論文は,CB フープ工法を適用した RC 柱試験体のせん断耐力および変形性能について検討を行ったものである以下に本研究により得られた知見を示す (i) CB フープ工法で補強した柱部材のせん断耐力は, RC 標準に示される棒部材のせん断耐力式により安全側に評価できることを確認した (ii) せん断破壊する試験体を CB フープ工法により補強することで, 破壊形態を曲げ破壊型へ移行できることを実大規模の試験体で確認できた (iii) CB フープ工法により補強した柱部材の変形性能は, 同種の既往の実験により提案された手法により, 評価できることが確認できた謝辞本研究にあたり, 公益財団法人鉄道総合技術研究所にご指導をいただきましたここに記して感謝いたします参考文献 1) 鉄道総合技術研究所 : 鉄道構造物等設計標準同解説 ( コンクリート構造 ),24 2) 二羽淳一郎, 山田一宇, 横沢和夫, 岡村甫 : せん断補強鉄筋を用いない RC はりのせん断強度式の再評価, 土木学会論文集, 第 372 号 /V-5,1986 3) 前田友章, 岡本大, 谷村幸裕, 庄野昭, 中村敏晴 : 補強鋼材と吹付けモルタルで補強した RC 柱の変形性能算定手法, 土木学会第 64 回年次学術講演会概要集,29.9 EXPERIMENTAL STADY ON SEISMIC BEHAVIORS OF RC COLUMNS STRENGTHENED WITH SPLITTED REBAR AND SPRAYED MORTAR H.Kitazawa, T.Kuroiwa, Y.Maeda, S.Maehara, K.Hayakawa, and M.Ito We developed retrofitted method for reinforced concrete column with using the splitted rebar and sprayed mortar.in this study, cyclic loading tests using two models, one is 5/8-scale model and the other is 1/1-scale model are carried out. The results obtained from the experiments are summarized as follows; (1) It was possible to improve the shear strength capacity by using CB hoop method. (2) The ductility behaviors of reinforced concrete column is estimated by the existing equations. 2 2

国土技術政策総合研究所資料

国土技術政策総合研究所資料 5. 鉄筋コンクリート橋脚の耐震補強設計における考え方 5.1 平成 24 年の道路橋示方書における鉄筋コンクリート橋脚に関する規定の改定のねらい H24 道示 Ⅴの改定においては, 橋の耐震性能と部材に求められる限界状態の関係をより明確にすることによる耐震設計の説明性の向上を図るとともに, 次の2 点に対応するために, 耐震性能に応じた限界状態に相当する変位を直接的に算出する方法に見直した 1)