凍結防止剤の影響を受ける既設道路橋 の耐久性向上に関する研究 石川 裕一 2013 年 9 月 空 白 博士論文 凍結防止剤の影響を受ける既設道路橋 の耐久性向上に関する研究 A STUDY ON THE DURABILITY ENHANCEMENT OF THE JAPAN’S EXPRESSWAY EXISTED BRIDGES DAMAGED BY DE-ICING SALTS 石川 裕一 2013 年 9 月 空 白 凍結防止剤の影響を受ける既設道路橋の耐久性向上に関する研究 A STUDY ON THE DURABILITY ENHANCEMENT OF THE JAPAN’S EXPRESSWAY EXISTED BRIDGES DAMAGED BY DE-ICING SALTS 目 第1章 緒 次 論 1.1 本研究の意義 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 1 1.2 本研究の目的 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 2 (1) 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 ･･･････････････････････････ 2 (2) 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 ･･･････････････ 2 (3) 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の診断法と予防法 (4) 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 1.3 本論文の構成 第2章 2.1 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 緒言 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 13 2.1.2 高速道路の雪氷管理 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 18 凍結防止剤による雪氷対策 2.2.1 凍結防止剤の種類 ･････････････････････････････････････････････････････ 13 ･････････････････････････････････････････････････････････ 16 2.1.3 高速道路の雪氷対策費 ･･････････････････････････････････････････････････････ 20 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 20 2.2.2 塩化ナトリウムの使用量 ･････････････････････････････････････････････････････ 22 2.2.3 塩化ナトリウムの凍結防止の効果 2.3 ･････････････････････････････････････････････ 24 塩化ナトリウムが周辺環境に及ぼす影響 2.3.1 塩化ナトリウムの飛散や流出 ･･････････････････････････････････････････ 26 ･････････････････････････････････････････････････ 26 2.3.2 塩化ナトリウムの使用量の収支 ･･･････････････････････････････････････････････ 27 2.3.3 塩化ナトリウムが周辺環境に及ぼす影響 ･･･････････････････････････････････････ 28 2.3.4 塩化ナトリウムが周辺環境に及ぼす影響を低減する取組み 2.4 北陸地方における高速道路橋の劣化の実態 2.4.1 供用年数と橋梁種別 ･･･････････････････････ 29 ････････････････････････････････････････ 31 ･････････････････････････････････････････････････････････ 31 2.4.2 鉄筋コンクリート床版の劣化の実態 ･･･････････････････････････････････････････ 32 2.4.3 ジョイント周辺における鋼材と鉄筋コンクリートの劣化の実態 2.4.4 コンクリートの中性化の進行実態 2.5 ･･･････････････････ 3 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 5 2.1.1 北陸地方の冬の気象特徴 2.2 ･･･････････ 3 結言 ･･･････････････････ 34 ･････････････････････････････････････････････ 39 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 44 第3章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.1 緒言 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 49 3.2 本研究の位置づけ ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 55 3.2.1 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化実態 3.2.2 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の評価 3.3 ･･････････････････････ 55 ･･････････････････････････ 56 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化実態に関する研究 ････････････ 57 3.3.1 研究の目的 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 57 3.3.2 研究の対象 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 57 3.3.3 凍結防止剤で塩害した鉄筋コンクリート床版の変状の実態 ･･･････････････････････ 62 3.3.4 凍結防止剤で塩害した鉄筋コンクリート床版の鉄筋腐食の実態 ･･･････････････････ 72 3.3.5 凍結防止剤で塩害した鉄筋コンクリート床版の塩分浸透の実態 ････････････････････ 77 3.3.6 鉄筋コンクリート床版のコンクリートの細孔空隙の観察 3.3.7 研究のまとめ 3.4 ････････････････････････････････････････････････････････････････ 89 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の評価に関する研究 3.4.1 研究の目的 3.4.3 中性化したコンクリートの塩分浸透に関する実験 3.4.4 鉄筋腐食による力学特性に関する実験 3.4.4 研究のまとめ ･･････････････････････････ 90 ････････････････････････････････ 93 ･･････････････････････････････････････････ 97 3.4.3 塩害した撤去床版の耐荷特性に関する実験 結言 ････････････････ 90 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 90 3.4.2 貫通ひび割れしたコンクリートの塩分浸透に関する実験 3.5 ･･････････････････････････ 84 ･･････････････････････････････････････ 98 ････････････････････････････････････････････････････････････････ 106 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 107 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.1 緒言 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 115 4.2 本研究の位置づけ ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 118 4.2.1 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法 ･･････････････ 118 4.2.2 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の予防法 ･･････････････ 121 4.3 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法に関する研究 4.3.1 研究の目的 ････ 125 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 125 4.3.2 舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法 ･･･････････････････････････････ 126 4.3.3 舗装上面からの非破壊検査による診断法 ･･･････････････････････････････････････ 129 4.3.4 床版下面からの非破壊検査による診断法 ･･･････････････････････････････････････ 133 4.3.5 試験車の載荷による床版たわみの診断法 ････････････････････････････････････････ 138 4.3.6 重錘落下の衝撃による床版たわみの診断法 4.3.8 研究のまとめ 4.4 ･････････････････････････････････････ 146 ････････････････････････････････････････････････････････････････ 150 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の予防法に関する研究 4.4.1 研究の目的 ････ 152 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 152 4.4.2 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化現象と各種診断法の適用範囲 4.4.3 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の重篤さの分類 4.4.4 凍結防止剤の影響を予防する床版防水に関する基礎実験 152 ･･････････････････ 160 ･･････････････････････････ 163 4.4.5 凍結防止剤の影響を予防する鉄筋コンクリート床版の維持管理計画 4.4.6 4.5 第5章 研究のまとめ 結言 ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 170 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････････ 緒言 5.2 本研究の位置づけ ････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 177 ････････････････････････････････････････････････････････････ 178 5.2.1 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態 5.2.2 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の予防法 ････････････････････････ 178 ･･･････････････････････ 179 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態に関する研究 ･･････････････ 182 5.3.1 北陸地方の高速道路におけるジョイント漏水状況 5.3.2 ジョイントからの漏水を想定したコンクリートの塩分浸透に関する基礎実験 5.3.3 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態 5.4 172 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.1 5.3 ･･･････････････ 167 ･･･････････････････････････････ 182 ･･･････ 184 ･････････････････････････ 184 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の予防法に関する研究 ･････････････ 188 5.4.1 RC 連結ジョイント工法の概要 5.4.2 活荷重による有限要素解析と現地計測 5.4.3 温度変化による挙動計測 5.4.4 RC 連結ジョイントの設計法の提案 5.4.5 重ね継ぎ手の基礎実験 5.4.6 レベル 1 地震時の構造安全性の確認 ･･･････････････････････････････････････････ 208 5.4.7 レベル 2 地震時の構造安全性の確認 ･･･････････････････････････････････････････ 212 5.4.8 RC 連結ジョイントの施工性の確認および実用検証 5.4.9 研究のまとめ 5.5 第6章 結言 結論 ････････････････････････････････････････････････ 188 ･････････････････････････････････････････ 189 ･････････････････････････････････････････････････････ 197 ････････････････････････････････････････････ 198 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 202 ･････････････････････････････ 218 ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 221 ････････････････････････････････････････････････････････････････････････ 224 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 229 謝辞 本研究に関連する著者の発表論文・口頭発表一覧 図・表リスト(No.1) 1 章の図・表 図 1.3.1 本論文の章構成と概要 ･･････････････････････････････････････････････････････ 6 2 章の図・表 図 2.1.1 北陸地方の位置 ･････････････････････････････････････････････････････････････ 図 2.1.2 北陸地方の冬（世界遺産ひだ白川郷の雪景色） 図 2.1.3 北陸地域に積雪をもたらす気象メカニズム 図 2.1.4 13 ･････････････････････････････････ 14 ･････････････････････････････････････ 14 地球の海洋循環と日本列島の海流 ･････････････････････････････････････････････ 15 図 2.1.5 すべり摩擦係数とスリップ事故率 ･････････････････････････････････････････････ 16 図 2.1.6 機械による除雪作業 ･････････････････････････････････････････････････････････ 16 図 2.1.7 大雪による交通障害 ･････････････････････････････････････････････････････････ 16 図 2.1.8 雪氷管理の系統 ･････････････････････････････････････････････････････････････ 17 図 2.1.9 雪氷管理の費用対効果の位置づけ 図 2.1.10 雪氷対策費の推移 図 2.1.11 積雪深別の供用延長 図 2.1.12 全国高速道路線網 ･････････････････････････････････････････････ 17 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 18 ･････････････････････････････････････････････････････････ 19 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 19 図 2.2.1 凍結防止剤の使用量と種類の内訳 ･････････････････････････････････････････････ 図 2.2.2 北陸道（木之本から朝日）の塩化ナトリウムの使用量と単価の推移 図 2.2.3 雪路用タイヤ 図 2.2.4 雪氷路面の縦すべり摩擦係数の測定結果 ･･･････････････････････････････････････ 23 図 2.2.5 雪氷路面の横すべり摩擦係数の測定結果 ･･･････････････････････････････････････ 23 図 2.2.6 温度低下による塩化ナトリウム水溶液（濃度 10%）の状態変化 図 2.2.7 凍結防止剤でシャーベット状態となる状況 図 2.2.8 凍結路面とタイヤの接触面 図 2.2.9 路面温度とすべり抵抗値の関係 ･･･････････････ 22 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････ 23 ･･･････････････････ 24 ･････････････････････････････････････ 24 ･･･････････････････････････････････････････････････ 25 ･･･････････････････････････････････････････････ 図 2.2.10 塩分濃度 3%，5%の路面温度とすべり抵抗値の関係 図 2.2.11 すべり測定器 20 25 ･････････････････････････････ 25 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････ 25 図 2.3.1 経過時間による路面の塩分濃度の変化例 ･･･････････････････････････････････････ 図 2.3.2 道路橋における凍結防止剤の流出および飛散の流路イメージ 図 2.3.3 高速道路における凍結防止剤の流出量および飛散量の調査結果 図 2.3.4 新潟西バイパスにおける凍結防止剤の流出量および飛散量の調査結果 図 2.3.5 凍結防止剤の散布による流出や飛散の系統 図 2.3.6 湿塩散布の作業状況 図 2.4.1 北陸道の橋梁延長および平均供用期間の推移 図 2.4.2 北陸道の橋梁種別の内訳 図 2.4.3 米国の高速道路の建設年次と床版の劣化率の推移 図 2.4.4 北陸道における RC 床版上面の劣化の特徴 図 2.4.5 RC 床版上面の劣化に伴う床版内部のひび割れ 26 ･････････････････････ 26 ･･･････････････････ 27 ･････････････ 27 ･････････････････････････････････････ 28 ･････････････････････････････････････････････････････････ 29 ･･･････････････････････････････････ 31 ･････････････････････････････････････････････････････ 31 ･･･････････････････････････････ 32 ･････････････････････････････････････ 32 ･････････････････････････････････ 33 図・表リスト(No.2) 図 2.4.6 バックアップ材の脱落 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 34 図 2.4.7 樋の破損 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 34 図 2.4.8 樋と排水管の逸脱 図 2.4.9 ジョイントからの水漏れ ･･･････････････････････････････････････････････････････････ ･････････････････････････････････････････････････････ 図 2.4.10 橋台とけた端部の漏水範囲と凍結防止剤による劣化範囲 34 ･････････････････････････ 35 ･･･････････････････････ 35 ･･･････････････････････････････････････････････････ 35 ･････････････････････････････････････････････････････････････････ 36 図 2.4.11 橋梁ジョイント部の漏水範囲と凍結防止剤による劣化範囲 図 2.4.12 縦断勾配と漏水範囲の関係 図 2.4.13 腐食の分類 34 図 2.4.14 けた端部の局部腐食の例 図 2.4.15 局部腐食の反応 ･････････････････････････････････････････････････････ 36 ･････････････････････････････････････････････････････････････ 36 図 2.4.16 添接部のすき間腐食の例 ･････････････････････････････････････････････････････ 36 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 36 ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 37 ････････････････････････････････････････････････････････････ 37 図 2.4.17 すき間腐食の反応 図 2.4.18 RC 部材の塩害 図 2.4.19 RC 部材の中性化 図 2.4.20 鋼橋 RC 床版下面で見られたコンクリートはく落の概要 ･････････････････････････ 38 図 2.4.21 コンクリート片のはく落状況 ･････････････････････････････････････････････････ 38 図 2.4.22 コアによる中性化深さの調査 ･････････････････････････････････････････････････ 38 図 2.4.23 経過年数と上部構造の中性化深さ ･････････････････････････････････････････････ 図 2.4.24 経過年数と下部構造と C-Box の中性化深さ ･････････････････････････････････････ 40 ･････････････････････････････････････････ 40 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 41 図 2.4.25 代表部材による中性化深さの度数分布 図 2.4.26 中性化深さの分布状況 40 図 2.4.27 C-Box の部位ごとの中性化深さの分布状況 図 2.4.28 中性化速度係数の分布状況 ･･････････････････････････････････････ 41 ･･･････････････････････････････････････････････････ 42 図 2.4.29 経過年数と鉄筋位置の中性化深さ到達確立の推移 ･･･････････････････････････････ 図 2.4.30 経過年数と中性化残り 8mm 位置の中性化深さ到達確率の推移 43 ････････････････････ 43 ･････････････････････････････ 21 ･･･････････････････････････････････････････ 29 ･････････････････････････････････････････････････････ 30 表 2.2.1 北陸地方とヨーロッパ各国の凍結防止剤の使用比較 表 2.3.1 凍結防止剤の散布方法と効果の特徴 表 2.3.2 凍結防止剤の種類と価格 表 2.4.1 橋梁のけた端部における劣化の発生数 表 2.4.2 主要部位のコンクリートの設計基準強度，示方配合の主要値ならびに設計かぶり ･････････････････････････････････････････ ･･･ 34 39 3 章の図・表 図 3.1.1 ジョージ・ワシントン橋 ････････････････････････････････････････････････････ 図 3.1.2 RC 床版のコンクリート初期ひび割れ 図 3.1.3 新しいプレキャスト床版への取替え 図 3.1.4 撤去した RC 床版の切断面 図 3.1.5 3 章の構成 図 3.2.1 RC 床版の陥没 51 ･････････････････････････････････････････ 51 ･･････････････････････････････････････････ 52 ･･･････････････････････････････････････････････････ 53 ･････････････････････････････････････････････････････････････････ 54 ･････････････････････････････････････････････････････････････ 55 図・表リスト(No.3) 図 3.2.2 RC 床版下面の遊離石灰を伴う二方向ひび割れ ･････････････････････････････････ 55 図 3.2.3 RC 床版下面のかぶりコンクリートのはく離 ･･･････････････････････････････････ 55 図 3.2.4 RC 床版上面のコンクリートぜい弱部と鉄筋の露出 図 3.2.5 撤去床版の曲げ試験 図 3.2.6 撤去床版の押抜きせん断実験 図 3.3.1 AA 橋の橋梁一般図 図 3.3.2 AA 橋の RC 床版の劣化箇所 図 3.3.3 AA 橋の RC 床版上面の劣化例 図 3.3.4 AA 橋の RC 床版下面の遊離石灰 図 3.3.5 RC 床版のはく離，鉄筋露出 図 3.3.6 所どころに腐食鉄筋が露出 図 3.3.7 BB 橋の橋梁一般図 図 3.3.8 BB 橋の床版内の塩分量分布 図 3.3.9 BB 橋の床版内部の鉄筋腐食状況 ･････････････････････････････ 55 ････････････････････････････････････････････････････････ 56 ････････････････････････････････････････････････ 56 ･････････････････････････････････････････････････････････ 57 ･････････････････････････････････････････････････ 58 ･･･････････････････････････････････････････････ 58 ･････････････････････････････････････････････ 58 ･････････････････････････････････････････････････ 58 ･･････････････････････････････････････････････････ 58 ･････････････････････････････････････････････････････････ 59 ･････････････････････････････････････････････････ ･････････････････････････････････････････････ 59 59 図 3.3.10 AA 橋の RC 床版の増厚による断面寸法の変化 ･･････････････････････････････････ 60 図 3.3.11 BB 橋の RC 床版の増厚による断面寸法の変化 ･･････････････････････････････････ 60 ････････････････････････････････････････････････ 61 ･･････････････････････････････････････････････････ 62 ････････････････････････････････････････････････ 62 ･･････････････････････････････････････････････････ 62 図 3.3.12 AA 橋ならびに BB 橋の位置図 図 3.3.13 AA 橋のポットホール補修跡 図 3.3.14 BB 橋の線状ひび割れの補修跡 図 3.3.15 BB 橋のポットホール補修跡 図 3.316 AA 橋のポットホール箇所の状況 ･･････････････････････････････････････････････ 62 図 3.3.17 舗装のポットホール補修の推移 ･･････････････････････････････････････････････ 63 図 3.3.18 走行車線右タイヤ位置のポットホール補修跡 ･･････････････････････････････････ 63 図 3.3.19 走行車線右タイヤ位置の床版上面の変状 ･･････････････････････････････････････ 63 図 3.3.20 AA 橋の RC 床版下面のパネル判定の推移 ･･････････････････････････････････････ 64 図 3.3.21 BB 橋の RC 床版下面のパネル判定の推移 ･･････････････････････････････････････ 64 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 65 図 3.3.22 AA 橋の床版下面状況 図 3.3.23 BB 橋の RC 床版下面の状況 ･･････････････････････････････････････････････････ 図 3.3.24 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化の特徴 図 3.3.25 任意抽出された撤去床版 ･･･････････････････････････････ 65 ･････････････････････････････････････････････････････ 66 図 3.3.26 床版上面の打音点検とひび割れ調査 ･･･････････････････････････････････････････ 66 ･････････････････････････････････････････････ 66 ･････････････････････････････････････････････････････ 66 図 3.3.27 重機を用いた撤去床版の反転作業 図 3.3.28 床版下面のひび割れ調査 65 図 3.3.29 BB 橋の撤去床版の上面の浮きの例 ････････････････････････････････････････････ 図 3.3.30 BB 橋の撤去床版の下面のひび割れの例 図 3.3.31 AA 橋の撤去床版の上下面の状況 66 ････････････････････････････････････････ 66 ･･････････････････････････････････････････････ 67 図 3.3.32 AA 橋の撤去床版の上面浮きとひび割れ密度の相関 図 3.3.33 AA 橋の撤去床版の上面浮きとパネル判定の相関 ･･････････････････････････････ 69 ････････････････････････････････ 69 図・表リスト(No.4) 図 3.3.34 AA 橋の撤去床版 ････････････････････････････････････････････････････････････ 70 図 3.3.35 BB 橋の撤去床版 ････････････････････････････････････････････････････････････ 70 図 3.3.36 床版上面のコンクリートぜい弱化の例 図 3.3.37 床版内部の水平方向のひび割れ ･････････････････････････････････････････ 70 ･･･････････････････････････････････････････････ 70 図 3.3.38 撤去床版による床版内部の観察結果 図 3.3.39 上下配置の関係にある鉄筋腐食 ･･･････････････････････････････････････････ 70 ･･･････････････････････････････････････････････ 72 図 3.3.40 凍結防止剤による RC 床版の上側鉄筋の腐食グレード ････････････････････････････ 73 図 3.3.41 凍結防止剤による RC 床版の下側鉄筋の腐食グレード ････････････････････････････ 73 図 3.3.42 凍結防止剤の影響を受けて腐食した鉄筋状況 ･･･････････････････････････････････ 74 ･････････････････････････････････ 75 図 3.3.43 凍結防止剤による鉄筋腐食の体積減少率の変動 図 3.3.44 3D スキャンの腐食鉄筋の表面形状 図 3.3.45 腐食した鉄筋の断面形状 ･････････････････････････････････････････････ 75 ･････････････････････････････････････････････････････ 75 図 3.3.46 ノギスと質量測定による質量減少率の関係 ･････････････････････････････････････ 76 図 3.3.47 上下配置の関係にある鉄筋の腐食率の関係 ･････････････････････････････････････ 76 図 3.3.48 健全な床版の硝酸銀噴霧法とコンクリートコアの塩分量測定 ･････････････････････ 78 ････････････････････････ 78 図 3.3.49 凍結防止剤の影響を受けて劣化した RC 床版の硝酸銀噴霧法とコンクリートコアの塩分量測定 図 3.3.50 蛍光 X 線照射法によるモルタルの塩分量測定 ･･･････････････････････････････････ 79 図 3.3.51 貫通ひび割れ付近の蛍光 X 線照射法のモルタル塩分量 図 3.3.52 SEM によるコンクリートの貫通ひび割れの観察結果 ･･･････････････････････････ 79 ･････････････････････････････ 図 3.3.53 EPMA によるコンクリートの貫通ひび割れ周辺の面的な元素分析 図 3.3.54 貫通ひび割れの硝酸銀噴霧状況 ･･････････････････ 80 ･･･････････････････････････････････････････････ 図 3.3.55 凍結防止剤による塩害と中性化で複合劣化した RC 床版の塩分の浸透特性 図 3.3.56 凍結防止剤の飛散により塩分供給を受けやすい部位 80 81 ･･････････ 81 ･････････････････････････････ 82 ･････････････････････････････････････････････････ 82 ･･･････････････････････････････････････････････････ 82 図 3.3.59 壁高欄の塩分浸透 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 82 図 3.3.60 地覆部の塩分浸透 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 82 図 3.3.57 切断面に硝酸銀噴霧する状況 図 3.3.58 ドリルで試料採取する状況 図 3.3.61 コンクリート中性化のマルチスケール分析 図 3.3.62 コンクリート断面の実寸画像と BEI 画像 ･････････････････････････････････････ 84 ･･･････････････････････････････････････ 84 図 3.3.63 中性化していないコンクリートの細孔空隙の BEI 画像 図 3.3.64 中性化したコンクリートの細孔空隙の BEI 画像 ･･･････････････････････････ 85 ･････････････････････････････････ 85 図 3.3.65 コンクリートの中性化による粗大細孔径ごとの空隙率の分布 ･････････････････････ 86 図 3.3.66 中性化による空隙率の減少が塩分濃度に与える影響イメージ ･････････････････････ 86 ･･･････････････････････････････････････････････････ 87 図 3.3.67 SEM 観察用の試料採取位置 図 3.3.68 鉄筋近傍におけるコンクリート空隙率 ･････････････････････････････････････････ 87 図 3.3.69 RC 床版の上側鉄筋付近のコンクリート近傍の BEI 画像と空隙率 ･･････････････････ 88 図 3.3.70 RC 床版の下側鉄筋付近のコンクリート近傍の BEI 画像と空隙率 ･･････････････････ 88 図・表リスト(No.5) 図 3.4.1 貫通ひび割れ部の塩分浸透実験の供試体 ･･･････････････････････････････････････ 90 図 3.4.2 供試体に貫通ひび割れを発生させる手順 ･･･････････････････････････････････････ 91 図 3.4.3 塩水の供給方法 ･････････････････････････････････････････････････････････････ 91 図 3.4.4 3 カ月間の塩水の供給後の供試体下面の湿潤と白華 図 3.4.5 3 カ月間の塩水の供給後のコンクリートコアの採取位置 図 3.4.6 コア採取位置 A の塩分分布 ･･･････････････････････････････････････････････････ 92 図 3.4.7 コア採取位置 B の塩分分布 ･･･････････････････････････････････････････････････ 図 3.4.8 実験で用いたコアを採取した撤去床版の状況 図 3.4.9 貫通コアの概略寸法 図 3.4.10 試験体の種類 ･･････････････････････････････ 91 ･･････････････････････････ 92 92 ･･･････････････････････････････････ 93 ･････････････････････････････････････････････････････････ 94 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････ 94 図 3.4.11 中性化による塩分浸透の実験結果 ･････････････････････････････････････････････ 図 3.4.12 試験体 C による中性化と未中性化の塩分浸透特性の比較 図 3.4.13 万能引張試験機による腐食鉄筋の引張試験 95 ･････････････････････････ 96 ･････････････････････････････････････ 97 図 3.4.14 電気腐食させた鉄筋とコンクリートの片引き付着試験 ･･･････････････････････････ 図 3.4.15 鉄筋腐食による質量減少率と腐食なし鉄筋を基準とした最大引張力比 97 ･････････････ 97 ･･･････････ 97 図 3.4.17 供試体の外観評価 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 98 図 3.4.18 曲げ実験の供試体 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 99 図 3.4.16 鉄筋腐食による質量減少率と腐食なしの状態を基準とした付着応力の比 図 3.4.19 曲げ実験の載荷方法と計測位置 ･･･････････････････････････････････････････････ 図 3.4.20 曲げ実験における荷重-支間中央たわみ量の関係 ････････････････････････････････ 100 ･･････････････････････････････ 100 ････････････････････････････････････････････ 100 図 3.4.21 BM-1 ならびに BM-2 の曲げ実験の最終状態の概図 図 3.4.22 BM-3 の曲げ実験の最終状態の概図 99 図 3.4.23 鉄筋腐食がない場合のコンクリートと鉄筋の力の伝達機構の推定 ･････････････････ 101 図 3.4.24 鉄筋腐食がある場合のコンクリートと鉄筋の力の伝達機構の推定 ･････････････････ 101 ･･･････････････････････････････････････････････････ 102 図 3.4.25 押抜きせん断実験の供試体 図 3.4.26 押抜きせん断実験の載荷と計測位置 ･･･････････････････････････････････････････ 図 3.4.27 押抜きせん断実験の荷重－変位量の関係 ･･･････････････････････････････････････ 図 3.4.28 RC 床版上面のはく離面積率と押抜きせん断耐荷力の比の関係 図 3.4.29 押抜きせん断実験後のひび割れ観察 102 103 ･････････････････････ 104 ･･･････････････････････････････････････････ 105 表 3.1.1 鉄鋼材料，鉄鋼橋の建設および維持管理の略史 ･････････････････････････････････ 50 表 3.3.1 調査対象の橋梁の概要 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 61 表 3.3.2 床版上面の劣化過程とパネル判定 表 3.3.3 AA 橋の撤去床版の外観調査の結果 表 3.3.4 腐食のグレードと鋼材の状態 ･････････････････････････････････････････････････ 72 表 3.3.5 3D スキャンによる測定条件 ･･････････････････････････････････････････････････ 74 表 3.4.1 コンクリート配合 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 90 表 3.4.2 塩水噴霧による促進条件 ･････････････････････････････････････････････････････ 94 表 3.4.3 実験および供試体の概要 ･････････････････････････････････････････････････････ 99 ･････････････････････････････････････････････ 64 ････････････････････････････････････････････ 68 図・表リスト(No.6) 4 章の図・表 図 4.1.1 RC 床版上面の劣化に伴う床版内部のひび割れ ･････････････････････････････････ 115 図 4.1.2 RC 床版下面の点検状況 ･････････････････････････････････････････････････････ 116 図 4.1.3 RC 床版上面の浮きと下面のひび割れ状況 図 4.1.4 4 章の構成 図 4.2.1 標準的な道路橋の舗装構成 図 4.2.2 舗装の撤去による調査 図 4.2.3 北陸道（木之本－朝日間）の鋼橋 RC 床版の現状 図 4.2.4 舗装構成とアスファルトの微細構造 図 4.2.5 ･････････････････････････････････････ 116 ･････････････････････････････････････････････････････････････････ 117 ･･････････････････････････････････････････････････ 118 ･･････････････････････････････････････････････････････ 118 ･･････････････････････････････ 120 ･･････････････････････････････････････････ 121 舗装のひび割れ発生要因 ････････････････････････････････････････････････････ 122 図 4.2.6 舗装の線状ひび割れの例 ････････････････････････････････････････････････････ 122 図 4.2.7 舗装の亀甲状ひび割れの例 ･･････････････････････････････････････････････････ 122 図 4.2.8 舗装の浮き上がり ･･････････････････････････････････････････････････････････ 124 図 4.2.9 床版防水のブリスタリング現象 図 4.3.1 舗装の亀甲状ひび割れの例 図 4.3.2 鉄筋腐食による舗装の支持力の変化 ･･････････････････････････････････････････ 125 図 4.3.3 舗装の亀甲状ひび割れから数カ月後 ･･････････････････････････････････････････ 125 図 4.3.4 亀甲状ひび割れによる床版上面の劣化 ････････････････････････････････････････ 125 図 4.3.5 舗装と RC 床版の劣化の関係 ････････････････････････････････････････････････ 126 図 4.3.6 路面性状測定車 ････････････････････････････････････････････････････････････ 126 図 4.3.7 舗装撤去後の床版上面のたたき点検 ･･････････････････････････････････････････ 126 図 4.3.8 路面性状測定車による点検結果の例 ･･････････････････････････････････････････ 127 図 4.3.9 舗装の亀甲状ひび割れ面積率と床版上面の浮きの面積率 ･･････････････････････････････････････････････ 124 ･･････････････････････････････････････････････････ 125 ････････････････････････ 127 ･･････････････････････････ 128 ･･････････････････････････････････････････････････ 130 ････････････････････････････････････････････････････ 130 ･･････････････････････････････････････････････････ 130 図 4.3.14 地中レーダ法の画像例 ･･････････････････････････････････････････････････････ 130 図 4.3.15 赤外線法による診断例 ･･････････････････････････････････････････････････････ 130 ･･････････････････････････････････････････････････････････ 130 図 4.3.10 舗装の亀甲状ひび割れ面積率と床版下面のパネル判定 図 4.3.11 たたき点検法による診断例 図 4.3.12 衝撃弾性波による診断例 図 4.3.13 地中レーダ法による診断例 図 4.3.16 赤外線法の画像例 図 4.3.17 たたき点検法による診断結果 ････････････････････････････････････････････････ 131 ･･････････････････････････････････････････････････ 131 ････････････････････････････････････････････････ 131 ･･････････････････････････････････････････････････････ 131 図 4.3.18 衝撃弾性波による診断結果 図 4.3.19 地中波レーダによる診断結果 図 4.3.20 赤外線による診断結果 図 4.3.21 コンクリート中の鉄筋の腐食と自然電位測定 ･･････････････････････････････････ 134 ･･････････････････････････････････････ 134 ････････････････････････････････････････････････････････ 135 図 4.3.22 床版上面の浮きと上側鉄筋の質量減少率 図 4.3.23 撤去床版上面の浮き 図 4.3.24 撤去床版の下面からの自然電位測定 ･･････････････････････････････････････････ 135 図・表リスト(No.7) 図 4.3.25 撤去床版の上側鉄筋の腐食状況 ･･････････････････････････････････････････････ 図 4.3.26 撤去床版の上側鉄筋の腐食コンタ 図 4.3.27 撤去床版の下側鉄筋の腐食状況 ･･････････････････････････････････････････････ 135 ････････････････････････････････････････････････ 135 図 4.3.28 撤去床版の下側鉄筋の腐食コンタ ･･････････････････････････････････････････････ 135 図 4.3.29 鉄筋の腐食による質量減少率と撤去床版下面からの自然電位測定 図 4.3.30 実橋における自然電位の測定位置 図 4.3.33 試験車の諸元 ･･････････････････････････････････････････ 137 ･･････････････････････････････････････････････････ 138 ････････････････････････････････････････････････････････････････ 138 図 4.3.34 載荷位置のずれの影響 図 4.3.35 床版下面の状況 ･･････････････････ 136 ･･････････････････････････････････････････････ 137 図 4.3.31 実橋における自然電位の測定結果の例 図 4.3.32 たわみ計測と試験車載荷位置 135 ････････････････････････････････････････････････････････ 139 ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 139 図 4.3.36 実橋の床版たわみ計測の結果の例 図 4.3.37 RC 床版の輪荷重による変形 図 4.3.38 RC 床版の格子解析モデル ･･････････････････････････････････････････････ 140 ･･･････････････････････････････････････････････････ 140 ･････････････････････････････････････････････････････ 141 図 4.3.39 床版たわみ量の影響線解析（A-A 断面） ･･･････････････････････････････････････ 142 図 4.3.40 床版たわみ量の影響線解析（B-B 断面） ･･･････････････････････････････････････ 142 図 4.3.41 凍結防止剤の影響により変化する床版の曲げ剛性の変化イメージ 図 4.3.42 床版たわみ量の影響線解析（A-A 断面） 図 4.3.43 FWD 測定車の寸法 ･････････････････ 143 ･･･････････････････････････････････････ 144 ･･････････････････････････････････････････････････････････ 図 4.3.44 重錘落下とたわみ測定の位置 ･････････････････････････････････････････････････ 図 4.3.45 主げたのウエブ位置における FWD 測定 図 4.3.46 測定対象の橋梁概要 146 ･･･････････････････････････････････････ 147 ･････････････････････････････････････････････････････････ 148 図 4.3.47 走行載荷と FWD によるたわみの相関係数 ･････････････････････････････････････ 図 4.3.48 健全な床版と劣化した床版のたわみ形状の違い 図 4.3.49 走行載荷と FWD による測定の関係 ･････････････････････････････････ 148 149 ･･･････････････････････････････････････････ 149 ･･･････････････････････････････････････････････ 153 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 153 図 4.4.1 施工良否によるしょきひび割れ 図 4.4.2 潜伏期の RC 床版下面 図 4.4.3 潜伏期における鉄筋腐食の状況 図 4.4.4 塩分浸透による鉄筋腐食メカニズム 図 4.4.5 進展期（前期）の RC 床版下面 図 4.4.6 進展期（前期）における鉄筋腐食の状況 図 4.4.7 RC 床版上面の劣化に伴う床版内部のひび割れ 図 4.4.8 進展期（後期）の舗装ならびに RC 床版下面の状況 図 4.4.9 進展期（後期）における鉄筋腐食の状況 ･･･････････････････････････････････････････････ 153 ･･･････････････････････････････････････････ 154 ･･･････････････････････････････････････････････ 154 ･･･････････････････････････････････････ ･･････････････････････････････････ 154 155 ･････････････････････････････ 155 ･･･････････････････････････････････････ 155 ･････････････････････････････････････････････････････ 156 ･････････････････････････････････････････････････････････ 156 図 4.4.10 舗装のひび割れの緻密化 図 4.4.11 加速期の舗装の状況 146 図 4.4.12 舗装と RC 床版の劣化の関係 図 4.4.13 加速期の床版下面の状況 ･････････････････････････････････････････････････ 156 ･････････････････････････････････････････････････････ 156 図・表リスト(No.8) 図 4.4.14 加速期における鉄筋腐食の状況 ･･･････････････････････････････････････････････ 図 4.4.15 貫通ひび割れを流下する凍結防止剤の塩分浸透 図 4.4.16 劣化期の舗装状況 ･････････････････････････････････ 157 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 157 図 4.4.17 劣化期の床版下面の状況 ･････････････････････････････････････････････････････ 図 4.4.18 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化状態と各種診断法の適用範囲 図 4.4.19 実橋床版の健全度評価の試行例 図 4.4.20 実験の手順 156 157 ････････････ 158 ･･･････････････････････････････････････････････ 161 ･････････････････････････････････････････････････････････････････ 163 図 4.4.21 コンクリート供試体 ･････････････････････････････････････････････････････････ 163 図 4.4.22 防水シート下の気泡 ･････････････････････････････････････････････････････････ 164 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 164 図 4.4.23 塗膜系防水の気泡 図 4.4.24 アスファルト転圧状況 図 4.4.25 試験体の仕様 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 166 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････ 166 図 4.4.26 塗膜系防水の損傷状況 図 4.4.27 防水シートの貫通孔 ･･･････････････････････････････････････････････････････ 166 ･････････････････････････････････････････････････････････ 166 図 4.4.28 床版の重篤さと対策の選定 ･･･････････････････････････････････････････････････ 図 4.4.29 補修コストと再劣化リスクの概念 ･････････････････････････････････････････････ 表 4.2.1 各種診断法の特徴 ･･････････････････････････････････････････････････････････ 表 4.2.2 米国，欧州ならびに日本の道路橋 RC 床版の維持管理の略歴 表 4.2.3 本研究で調査対象とする橋梁 表 4.2.4 アスファルト混合物ならびにコンクリート材料の透水係数の概略値 表 4.2.5 床版防水の技術に関するわが国とドイツ，イギリスの略歴 表 4.3.1 各種非破壊検査の概要 表 4.3.2 舗装上面からの非破壊検査の実用化の評価 表 4.3.3 格子解析の条件 表 4.3.4 解析パラメータと記号 表 4.3.5 床版の曲げ剛性の条件と記号 表 4.3.6 載荷試験の床版支間中央たわみ管理水準量 表 4.3.7 荷重項の補正に用いる基準 表 4.3.8 曲げに関する補正項 表 4.4.1 床版上面のパネル評価 表 4.4.2 床版下面の劣化過程とパネル判定 表 4.4.3 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の健全度評価 表 4.4.4 ブリスタリングの試験結果 表 4.4.5 床版防水システムに損傷を与える影響要因 表 4.4.6 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の維持管理の流れ 表 4.4.7 床版の補修工法 168 168 118 ････････････････････ 119 ････････････････････････････････････････････････ 120 ･･････････････ 121 ･･････････････････････ 123 ･･････････････････････････････････････････････････････ 129 ････････････････････････････････････ 132 ････････････････････････････････････････････････････････････ 141 ･･････････････････････････････････････････････････････ ････････････････････････････････････････････････ ････････････････････････････････････ ･･･････････････････････････････････････････････････ 142 143 144 145 ････････････････････････････････････････････････････････ 145 ･･････････････････････････････････････････････････････ 160 ････････････････････････････････････････････ ･･･････････････････････････････ ･･････････････････････････････････････････････････ ････････････････････････････････････ 161 162 164 165 ･･････････････････････････ 167 ････････････････････････････････････････････････････････････ 169 図・表リスト(No.8) 5 章の図・表 図 5.2.1 ジョイントごとの漏水箇所 ･･････････････････････････････････････････････････ 図 5.2.2 ジョイントからの漏水による塩害 図 5.2.3 コンクリート橋のけた端部の劣化例 図 5.2.4 178 ････････････････････････････････････････････ 178 ･･････････････････････････････････････････ 178 鋼橋のけた端部の劣化例 ････････････････････････････････････････････････････ 178 図 5.2.5 道路橋ジョイントの種類 ････････････････････････････････････････････････････ 179 図 5.2.6 延長床版工法 ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 180 図 5.2.7 インテグラルアバット工法 図 5.2.8 充腹アーチ工法 図 5.2.9 ポータルラーメン工法 ･･････････････････････････････････････････････････ 180 ････････････････････････････････････････････････････････････ 181 図 5.2.10 RC 連結ジョイント工法 ･･････････････････････････････････････････････････････ 181 ･････････････････････････････････････････････････････ 181 図 5.3.1 ジョイントからの漏水例（橋台） ････････････････････････････････････････････ 182 図 5.3.2 ジョイントからの漏水例（橋脚） ････････････････････････････････････････････ 182 図 5.3.3 コンクリート供試体の概要 ･･････････････････････････････････････････････････ 184 図 5.3.4 ジョイントからの漏水を想定する基礎実験 図 5.3.5 ････････････････････････････････････ 184 塩分供給 1 サイクル目の外観状況 ････････････････････････････････････････････ 185 図 5.3.6 塩分供給 4 サイクル目の外観状況 ････････････････････････････････････････････ 185 図 5.3.7 塩水流下によるコンクリートの塩分濃度分布 図 5.3.8 塩分供給境界における塩分拡散の概念図 図 5.4.1 RC 連結ジョイントの標準構造 図 5.4.2 温度変化による橋体の挙動 図 5.4.3 GG 橋の橋梁一般図 図 5.4.4 GG 橋の FEA に用いたモデル 図 5.4.5 RC 連結ジョイント部の FEA モデル 図 5.4.6 解析で考慮する活荷重の諸元と作用位置 ･･････････････････････････････････････ 191 図 5.4.7 影響線載荷による橋梁の変形モードの例 ･･････････････････････････････････････ 191 図 5.4.8 影響線載荷による橋台変位の評価点 ･･････････････････････････････････････････ 191 図 5.4.9 GG 橋の 3D-FEA による影響線載荷による橋台の変形量ならびに傾き量 ･･････････････････････････････････ 186 ･･････････････････････････････････････ 186 ･･･････････････････････････････････････････････ 188 ･･････････････････････････････････････････････････ 188 ･････････････････････････････････････････････････････････ 189 ････････････････････････････････････････････････ ･･････････････････････････････････････････ 192 ･･･････････････････････････ 192 ･･･････････････････････････････････････････････････ 193 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 193 図 5.4.11 T 荷重の載荷面と作用位置 図 5.4.13 両端固定・分布荷重によるモデル 図 5.4.14 棒要素の曲げ剛性 190 ･･･････････ 図 5.4.10 GG 橋の載荷試験による橋台の変形量ならびに傾き量 図 5.4.12 T 荷重の載荷面積 190 ････････････････････････････････････････････ 193 ･･････････････････････････････････････････････････････････ 193 図 5.1.45 路肩縁端部に T 荷重を作用した場合のコンクリートの最大主応力分布図 ･･････････ 195 図 5.4.16 中分縁端側に T 荷重を作用した場合のコンクリートの最大主応力分布図 ･･････････ 195 ･････････････････････ 195 図 5.4.17 載荷試験による RC 連結ジョイントの連結鉄筋のひずみ変動 図 5.4.18 1 年間の連結鉄筋のひずみ変動 ･･･････････････････････････････････････････････ 図 5.4.19 温度変化の影響による橋台の傾斜角 ･･････････････････････････････････････････ 197 197 図・表リスト(No.9) 図 5.4.20 RC 連結ジョイントの骨組解析モデル ･････････････････････････････････････････ 図 5.4.21 上部構造と下部構造の影響による RC 連結ジョイントの軸力（N 値=50） 図 5.4.22 橋台の曲げ剛性の変化による RC 連結ジョイントの軸力変化 198 ･････････ 199 ････････････････････ 200 図 5.4.23 フーチング底版長さの変化による RC 連結ジョイントの軸力変化 ････････････････ 200 図 5.4.24 両引き試験による重ね継手強度試験 ･･････････････････････････････････････････ 203 図 5.4.25 重ね長さによる重ね継手強度の変化 ･･････････････････････････････････････････ 203 図 5.4.26 重ね継手長さの違いによるひび割れ形状 図 5.4.27 ポリプロピレン繊維 ･･････････････････････････････････････ 204 ････････････････････････････････････････････････････････ 205 図 5.4.28 繊維混入による重ね継手の強度 ･･････････････････････････････････････････････ 206 図 5.4.29 重ね継手の引張強度-変位関係（W/C=40%，重ね継手長さ 50mm） ･･･････････････ 207 図 5.4.30 重ね継手の引張強度-変位関係（W/C=40%，重ね継手長さ 200mm） ･･････････････ 207 ････････････････････････････････････ 208 ････････････････････････････････････････ 209 ････････････････････････････････････････････ 209 図 5.4.31 レベル 1 地震動の固有周期と設計水平震度 図 5.4.32 レベル 1 地震動による骨組解析モデル 図 5.4.33 設計年次とパラペットの曲げ耐力 図 5.4.34 レベル 1 地震時におけるパラペット基部の曲げモーメント 図 5.4.35 FEA モデル（全体表示） ･･････････････････････ 209 ････････････････････････････････････････････････････ 210 図 5.4.36 FEA モデル（下部構造のみ表示） 図 5.4.37 上部構造の慣性力の作用位置 ････････････････････････････････････････････ 210 ････････････････････････････････････････････････ 210 図 5.4.38 レベル 1 地震時のパラペット天端の最大主応力 図 5.4.39 実験の概要図 ････････････････････････････････ 210 ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 212 図 5.4.40 実験供試体のパラメータ 図 5.4.41 荷重と遊間変位の関係 ････････････････････････････････････････････････････ 213 ･･････････････････････････････････････････････････････ 214 図 5.4.42 微小変位における荷重-変位曲線 ･･････････････････････････････････････････････ 214 図 5.4.43 供試体 1 の終局 ････････････････････････････････････････････････････････････ 215 図 5.4.44 供試体 2 の終局 ････････････････････････････････････････････････････････････ 215 図 5.4.45 供試体 3 の終局 ････････････････････････････････････････････････････････････ 215 ･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 215 図 5.4.46 鉄筋角度 図 5.4.47 実験結果から推測する RC 連結ジョイントの力の伝達イメージ ･･････････････････ 216 ････････････････････････････････････････ 216 ･･･････････････････････････････････････････ 218 図 5.4.48 FEA による鉄筋の引抜け力の解析結果 図 5.4.49 RC 連結ジョイントの施工実績推移 図 5.4.50 RC 連結ジョイントの導入による止水状況 ･････････････････････････････････････ 218 ････････････････････････････････････････････ 219 ････････････････････････････････････････････････････････ 219 ･･････････････････････････････････････････････････････････ 220 ････････････････････････････････････････････････････････････ 220 図 5.4.55 接着剤の刷毛塗り ･･････････････････････････････････････････････････････････ 220 図 5.4.56 コンクリート打設 ･･････････････････････････････････････････････････････････ 220 ･･････････････････････････････････････････････････････････････ 220 図 5.4.51 試験車による橋梁本体の応答速度 図 5.4.52 試験車の応答加速度 図 5.4.53 ジョイントの撤去 図 5.4.54 連結鉄筋の設置 図 5.4.57 養生剤の散布 図・表リスト(No.10) 図 5.4.58 アスファルト舗設 ･････････････････････････････････････････････････････････････ 220 表 5.2.1 橋梁けた端部における塩害の発生数 ･･････････････････････････････････････････ 178 表 5.3.1 橋台上のジョイントからの漏水箇所 ･･････････････････････････････････････････ 182 表 5.3.2 橋脚上のジョイントからの漏水箇所 ･･････････････････････････････････････････ 182 表 5.3.3 橋台上の橋梁のけた端部の劣化面積率 ････････････････････････････････････････ 183 表 5.3.4 橋脚上の橋梁のけた端部の劣化面積率 ････････････････････････････････････････ 183 表 5.3.5 供試体に用いるコンクリートの配合 ･･････････････････････････････････････････ 184 表 5.4.1 GG 橋の FEA に用いたモデルの概要 ･･････････････････････････････････････････ 190 表 5.4.2 衝撃係数 表 5.4.3 T 荷重の応力照査の結果（衝撃係数 i=0.4） ･････････････････････････････････････ 194 表 5.4.4 T 荷重の応力照査の結果（衝撃係数 i=1.0） ･････････････････････････････････････ 194 表 5.4.5 上部構造の曲げ剛性の設定 表 5.4.6 ･･･････････････････････････････････････････････････････････････････ 193 ･･･････････････････････････････････････････････････ 199 橋台高さの条件 ･････････････････････････････････････････････････････････････ 199 表 5.4.7 橋台の曲げ剛性 ･････････････････････････････････････････････････････････････ 200 表 5.4.8 フーチングの底版長の変化 表 5.4.9 温度変化を考慮した骨組解析による RC 連結ジョイントの軸力と必要鉄筋量 ･･･････････････････････････････････････････････････ （地盤バネが N 値 50 の場合，逆 T 形式橋台） 200 ･･･････････････････････････････････ 201 表 5.4.10 温度変化を考慮した骨組解析による RC 連結ジョイントの軸力と必要鉄筋量 （地盤バネが N 値∞の場合，逆 T 形式橋台） ･･･････････････････････････････････ 201 ･････････････････････････････････････････････ 204 ･･･････････････････････････････････････････････････････････ 205 表 5.4.11 重ね継手長さによる重ね継手強度 表 5.4.12 W/C が 40%の配合 表 5.4.13 使用材料の強度特性 ･････････････････････････････････････････････････････････ 表 5.4.14 レベル 1 地震時における RC 連結ジョイントの作用力 ･･･････････････････････････ 表 5.4.15 レベル 1 地震時におけるパラペット基部の曲げモーメント 表 5.4.16 FEA モデルの諸元 ･･･････････････････････ 208 209 ････････････････････････････････････････････････････････････ 210 表 5.4.17 RC 連結ジョイントのコンクリート圧縮強度ならびに静弾性係数 表 5.4.18 実験後の計測結果 206 ･･･････････････････ 214 ････････････････････････････････････････････････････････････ 215 第1章 緒 論 空 白 第1章 序 論 第1章 緒 論 1.1 本研究の意義 わが国の北陸地方は世界的な多雪地域である．この地方の高速道路は，冬期の 3～4 ヶ月間に路面の着 雪や凍結が生じやすく，路面が滑りやすい状態となる 1) ．このため高速道路会社では冬期間にドライバ ーが安全に走行できるよう，除雪対策や凍結対策を行い管理している 2,3) ．とくに道路橋 4-6) は土工部よ りも路面が凍結しやすく，また気温の低下により短い時間で路面のすべり摩擦係数が急変するため 7) ， 恒常的に凍結防止剤が使用されている．凍結防止剤は水の凝固点を下げる効果があり，その種類は塩化 物系（塩化ナトリウム，塩化カルシウム等），酢酸系（CMA：カルシウム・マグネシウム・アセテート） がある 8) ．わが国の高速道路では市場性の観点から凍結防止剤に塩化ナトリウム（以下，塩分）が多く 使用されている．また 1990 年 6 月の「スパイクタイヤ粉じんの発生の防止に関する法律」の施行により， わが国でスパイクタイヤの使用が全面的に禁止されると，凍結防止剤の使用は必要不可欠なものとなり， 一冬期あたりに使用する散布量は法律が施行される以前よりも増えている 9)． 凍結防止剤の使用は，多雪地域における高速道路網を有効に活用でき，人流や物流を円滑かつ安全に 交通させる経済効果が得られる．一方，トレード・オフ関係として凍結防止の雪氷管理が必要なことや 10)， 凍結防止剤の塩分が道路構造物に塩害などの劣化を生じさせる問題がある 11)．凍結防止剤が道路構造物 の耐久性に与える影響は国内および国外で多数の報告があり，凍結防止剤の塩分により鋼材を早期に腐 食させることが主たる問題とされている 12-14)．また近年では，凍結防止剤による道路橋の耐久性に及ぼ す影響が塩害だけでなく，コンクリートの塩害と中性化の複合劣化や 15)，コンクリートの塩害とアルカ リ骨材反応（以下，ASR）の複合劣化が報告されている 16,17) ．このため本論文では道路橋の耐久性に対 する凍結防止剤の影響を塩害だけに限定せず，コンクリート材料の塩害，疲労，中性化などの複合劣化 を含め，凍結防止剤による影響という表現を用いる． 道路橋の耐久性に及ぼす凍結防止剤の影響は，鋼橋の鉄筋コンクリート床版（以下，RC 床版）18)，鋼 橋およびコンクリート橋の伸縮装置（以下，ジョイント）19)付近のけた端部，橋台および橋脚で見られ ることが多い 20-24)．本研究では凍結防止剤の影響を受ける道路橋の現況を把握するため，北陸地方の高 速道路橋を対象に劣化の実態を調査する．つぎに道路橋において凍結防止剤の影響を最も受けやすい部 材，すなわち鋼橋の RC 床版，鋼橋およびコンクリート橋のジョイント付近の部材について，凍結防止 剤の影響を評価する．さらに北陸地方の高速道路橋に与える凍結防止剤の影響を軽減する技術について 提案し，その予防法を評価する． この研究の意義は，道路橋において凍結防止剤の影響を軽減する方策を提案し，評価することにある． 凍結防止剤の影響を軽減する方策を提案するための一連の研究を行うことで，本論文は凍結防止剤の影 響を受ける道路橋の耐久性を向上させるための基礎資料と位置付けられる． -1- 第1章 序 論 1.2 本研究の目的 本論文は凍結防止剤による塩害に関して道路橋の耐久性を向上させる内容の研究を主たるテーマとし， わが国の高速道路を対象に，冬期間に凍結防止剤を使用することの弊害で生じる道路橋の劣化に着目する． (1) 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 北陸地方における高速道路は世界的な多雪地域を通るため凍結防止剤が多く使用されている．北陸自 動車道（以下，北陸道；木之本インターチェンジから朝日インターチェンジまでの区間）は道路橋の延 長が約 73km あり，そのうち鋼橋が約 4 割，RC 橋とプレストレストコンクリート橋（以下，PC 橋）が 約 6 割となる．北陸道の建設ピークは，わが国の高度経済成長期であった 1970 年代であり，2013 年の 現在において道路橋の老朽化により補修が行われ始めている．さらに 2030 年代には，道路橋の供用年数 が平均で 50 年を超え高齢橋が多くなる 25) ．本章は凍結防止剤の影響を受ける道路橋の背景を述べ，北 陸地方における高速道路橋の劣化の実態 26)を概説し，研究の位置づけを明らかにすることを目的とする． (2) 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 わが国の高速道路における鋼橋 RC 床版の疲労の問題は，東名高速道路（以下，東名）の開通後わず か数年後の 1970 年 12 月に東名 滝沢川橋で生じた RC 床版の陥没に端を発している 27)．当時，RC 床版 のひび割れは交通量が多い重交通の路線で顕著にあらわれ，その対策として 1971 年から 1975 年頃まで に東名の全ての 3 主けた（床版支間 4.0m）の RC 床版を縦けたで補強している．旧日本道路公団 試験 研究所（現，高速道路総合研究所）では，1974 年頃から藤田らが RC 床版のひび割れに関する研究をス タートさせ，1975 年に旧建設機械化研究所（現，施工技術総合研究所）の疲労試験機の設置や 28) ，1976 年頃から試験車を用いた実橋でのたわみ，ひずみ計測を行い，RC 床版下面のひび割れ状況を広く調査し ている 29)．これらの一連の研究により RC 床版下面のひび割れ深さは鉄筋ひずみに強い相関があること や，漏水および遊離石灰の溶出が重度に疲労劣化した状態を指すことが考察され 30)，1978 年の旧日本道 路公団の維持修繕要領（橋梁床版編）では RC 床版を貫通するひび割れから漏水した状態を点検で診断 し，健全度を判定する評価法が提案されている 31) ．また 1984 年に松井により交通荷重の影響を受ける RC 床版の疲労の要因が軸重と繰返し回数であると結論され 32) ，1994 年に石井により RC 床版の疲労に ついて交通荷重の実測値と RC 床版の調査資料を活用し，活荷重による疲労の実態を考慮したマイナー 則に基づく疲労設計法が提案される 33)．これらの研究から，わが国の道路橋における RC 床版の点検は 繰返し荷重による疲労問題を拠り所として RC 床版の健全度評価が研究されてきた歴史背景を持つ 34,35)． 一方，北陸道は東名などの重交通の路線に比べて大型車の交通量が少なく，かつ RC 床版の設計基準 の礎となった 1971 年の設計要領の改訂以降に建設されている 36)．この背景から北陸道の RC 床版は疲労 の問題が生じにくく，RC 床版下面のひび割れの進展は遅いと考えられてきた．しかし 2005 年頃から北 陸道の AA 橋のアスファルト舗装（以下，舗装）の表面に局所的な小穴（以下，ポットホール）が多発 しはじめ，数年後には RC 床版の貫通ひび割れや漏水および遊離石灰の溶出が重度に発生し，RC 床版の 取換えが必要となる事例が見られるようになる．凍結防止剤による塩害と疲労の複合劣化を受けた RC 床版の記録は米国で 1960 年代から報告されている 37,38)．わが国でも 1990 年代後半から同じ複合劣化で RC 床版が取換えられた記録があり 例報告されている 40-43) 39) ，近年では全国の高速道路で凍結防止剤により塩害した事例が数 ．また積雪寒冷な北海道での凍害の事例や 44)，東北地方でのアルカリ骨材反応の 事例 45)も報告され始めており RC 床版の疲労問題だけで劣化を説明できないことが認識され始めている． -2- 第1章 序 論 本研究は北陸道において凍結防止剤の影響を受けた RC 床版を対象に，変状や鉄筋腐食の実態 整理し，凍結防止剤の塩分がコンクリートに浸透する特性や 48,49) 46,47) を ，凍結防止剤がコンクリート材料を浸 透する経路になる直径 30μm 未満のコンクリートの細孔空隙を観察し 50-52)，凍結防止剤による RC 床版 の劣化実態を明らかにする．つぎに二つの例で得た凍結防止剤による RC 床版の劣化の特徴を，他の事 例にも一般的に起こりうる事象であると証明するため，RC 床版を貫通するひび割れを模擬した供試体 での塩分の浸透実験や 15,54) 53) ，すでに中性化したコンクリートに塩分が供給された場合の塩分の拡散実験 を行い，現場で見られた劣化現象が実験室で再現できるかを検証している．さらに凍結防止剤の塩 分が RC 床版に浸透または拡散した後は，コンクリート中の鉄筋が局部腐食するため鉄筋の強度低下や， コンクリートと鉄筋の付着強度の低下が生じやすく，その基本な力学特性の変化を実験で調べる 55)．ま た凍結防止剤による影響を受ける RC 床版の劣化を評価するため，コンクリート大型実験室に AA 橋の 撤去床版を搬入し，載荷実験により凍結防止剤で塩害した RC 床版の耐荷力を調べる 56-59)． (3) 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 凍結防止剤の影響を受けた，RC 床版は床版内部の鉄筋が局部腐食しやすい．また RC 床版内部に鉄筋 の腐食が生じた場合，鉄筋の錆が体積膨張することによりコンクリートに水平方向のひび割れが進展し， 上側鉄筋を覆うコンクリートに浮き（以下，床版上面の浮き）が生じやすい．凍結防止剤の影響を受け た床版上面の浮きは，当然，床版下面からの目視で診断することが困難であり 60-62)，床版上面の浮きを 実用的に目視し，診断する方法（以下，診断法）が必要である．わが国の高速道路橋の舗装は標準厚さ 75mm のアスファルト材料が用いられる．舗装を介して床版上面を診断する方法は，舗装のポットホー ルを補修した痕跡を目視することが，実務的かつ確実な診断法と位置付けられる．しかしながら鋼橋の 舗装にポットホールが目視される段階は，凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化はかなり進展した 状態であると考えられ，早期段階で床版上面の浮きを診断，予防する技術が必要だと認識され始めてい る．北陸道の鋼橋 RC 床版に対して凍結防止剤の影響を可能な限り軽減するため，まず床版の劣化進行 を正しい情報をもとに診断することが必要かつ不可欠となる．さらに床版上面の浮きを検知する各種の 診断法から情報を適切に理解するための適用範囲の整理や，補修の優先性を説明するための床版の重篤 さを分類し，分類ごとに予防法を処置することが道路の維持管理において重要となる． 本研究では，舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法や，床版上面の浮きを早期に診断でき る非破壊検査 63-65)を試し，さらに床版が著しく劣化し取替えの要否を判断する場合の道路の安全性を診 断する方法として試験車による載荷試験や 59,66)，重錘を落下させる衝撃試験 67)で床版のたわみを測定し， 曲げ剛性の評価に基づく健全度評価を提案する．また凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行の 予防法として，鋼橋 RC 床版に対する劣化進行の診断法を正しく活用するため凍結防止剤の影響を受け た RC 床版の劣化の実態と評価から劣化メカニズムを仮定し，RC 床版の劣化メカニズムごとに各種の診 断法の適用範囲を整理する．また凍結防止剤による劣化進行を早期に判定する床版の重篤さを分類する 方法を提案し 68)，凍結防止剤が RC 床版に及ぼす影響を軽減するため床版防水に求める性能の整理や 69-72)， 床版の重篤さの分類に基づく維持管理法を提示する． (4) 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 道路橋のジョイントは，温度変化により橋けたが伸縮すること，コンクリート材料が長期間に渡って クリープや乾燥で収縮すること，活荷重による橋けたのたわみ角によりけた端部が回転することに対し て隣接する橋けたや，橋けたと橋台を構造的に不連続にする 73)．すなわち，ジョイントは橋の構造的な -3- 第1章 序 論 必要条件から設置が求められる．一方，ジョイントは道路機能の面からみると不要であり，路面の不連 続を無くすかもしくは極力少なくし，自動車が高速で走行できるよう路面の平坦性を確保することが求 められる．これらの相反する要求にジョイントはその役割を担う必要がある． わが国の高速道路では，鋼製フィンガージョイント，ゴムジョイント，突合せジョイント，ビーム型 ジョイントおよび埋設ジョイントが用いられているが 74)，ジョイントは活荷重が直接作用するため衝撃 を受けやすく，橋のなかで最も傷みやすい部材となっている 75)．ジョイントの破損は，道路を利用する ドライバーに対して走行性を低下させ不快感を与えるだけではなく，自動車の通過によりジョイントか ら発生する騒音や振動が，道路に隣接する住民の環境問題を誘発しやすい 76,77) ．また北陸道では凍結防 止剤を多く使用するため，ジョイントの破損だけが維持管理上の問題となるだけでなく，ジョイントが 老朽化することによる止水や排水機能の低下により，けた端部の鋼材や RC 部材を劣化させるといった 道路橋の耐久性に関する問題が大きい．ジョイントの漏水が道路橋の耐久性に及ぼす影響としては，け た端部における鋼材の腐食，鋼製支承の機能不全，RC 橋台および RC 橋脚を塩害させることが報告され ている 78)．このため近年では新設の橋梁の計画段階において，ジョイントの箇所を削減する多径間の連 続化や 79)，橋けたと橋台および土工部を連結化する技術（以下，橋台連結化）80)が採用され始めている． 高速道路における代表的な橋台連結化は，延長床版 81)，インテグラルアバット 82-84)，セミインテグラル アバットおよびポータルラーメン 85)がある．また既設橋梁の補修計画の段階ではジョイント改良として， ゴムアスファルト等で構成される埋設ジョイントや 86-88)，鋼製フィンガージョイントを非排水化にする こと 89)が行われている． 本研究は凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近のけた端部，橋台および橋脚を対象に，北陸道の 約 1700 箇所ある橋梁ジョイントからの漏水の実態を調べ，凍結防止剤により塩害した RC 橋台部の塩分 浸透の特徴を実験的に確かめる 90,91)．またジョイント付近のけた端部，橋台および橋脚の劣化の予防法 を提案するため，鉄筋とコンクリートで橋梁の遊間を閉塞する RC 連結ジョイント（以下，RC 連結ジョ イント）を提案し 92,93)，活荷重の影響 94)や温度変化の影響 95,96)を分析する．さらに研究室での三次元有 限要素法解析（以下，3D-FEA）による分析と，現地での計測を比較することで設計法を提案する 97)． 北陸道の RC 連結ジョイントの施工は，老朽化した既設ジョイントを取除き，連結鉄筋の配筋，繊維補 強コンクリートを打設，防水シートならびに舗装を敷設する手順となる．実用に向けた研究として RC 連結ジョイントの施工性を確認し，北陸道で施工された約 100 箇所の事例のモニタリング 98)や，走行車 両の応答振動を計測する 99)．また RC 連結ジョイントの連結構造の細目に関する研究として繊維補強コ ンクリート中の鉄筋の重ね継手の付着力を調べる基礎的実験 100-104)を調べ，橋の供用期間中に発生する 確率が高い地震動（以下，レベル 1 地震動）を想定し，材料の弾性域で 3D-FEA による力学的な安全性 の評価を行う．さらに橋の供用期間中に発生する確率が低い地震動（以下，レベル 2 地震動）において RC 連結ジョイントの終局破壊の形態を調べるため，実物大の供試体を用いた終局実験を行う 105-110)． -4- 第1章 序 論 1.3 本論文の構成 本論文のタイトルは「凍結防止剤の影響を受ける既設道路橋の耐久性向上に関する研究」と題する． 本論文は北陸道の橋梁で得られた研究を 6 つの章で構成している．各章は図 1.3.1 で関係付けられる． 第 1 章「緒論」では，凍結防止剤の影響を受ける道路橋の耐久性向上に関して，研究の意義，研究の 目的および構成を明らかにする． 第 2 章｢北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態｣では，研究の背景として北陸地方に おける高速道路橋の現況を概説し，鋼橋およびコンクリート橋でみられる代表的な劣化と，凍結防止剤 の影響について関係を明らかにする． 第 3 章「凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価」では，凍結防止剤の 影響を受ける，鋼橋 RC 床版を対象に，北陸地方の高速道路でみられた劣化の実態と診断法について研 究する．RC 床版の劣化の実態に関する研究では，RC 床版の劣化により撤去された事例について劣化実 態を明らかとする．また RC 床版の劣化の診断法に関する研究では，室内載荷により凍結防止剤による 影響を受けた RC 床版の耐荷力を調べ，評価している． 第 4 章「凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法」では，凍結 防止剤の影響を受けた，鋼橋 RC 床版を対象に RC 床版の劣化進行の診断法と予防法について研究する． RC 床版の劣化進行の診断法に関する研究では，床版上面の浮きを検知する非破壊検査や，試験車によ る載荷，重錘落下による衝撃載荷などにより床版たわみから曲げ剛性の低下を診断する方法を提案する． また RC 床版の劣化進行の予防法に関する研究では，凍結防止剤による塩害劣化の兆候を早く判定し， かつ劣化進行の各種の診断法で得られる情報を正しく活用するため，凍結防止剤の影響を受けた RC 床 版の劣化メカニズムを仮定し，RC 床版の劣化メカニズムに対する各種診断法の適用範囲を整理する． さらに凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化メカニズムから床版の重篤さを分類する方法を提 案し，凍結防止剤が RC 床版に及ぼす影響を軽減するために有効となる床版防水に求める性能の提案や， 床版の重篤さの分類に基づく維持管理法を提示する． 第 5 章「凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法」では，凍結防止剤の影響 を受けるジョイント付近のけた端部，橋台および橋脚を対象に，ジョイント付近の劣化の実態と予防法 について研究する．ジョイント付近の劣化の実態に関する研究では，北陸道の約 1700 箇所あるジョイン トの漏水の実態を整理し，ジョイント付近の塩分浸透特徴を実験で明らかにする．またジョイント付近 の劣化の予防法に関する研究では，橋けたと橋台の遊間部を鉄筋と繊維補強コンクリートで閉塞するジ ョイントレスである RC 連結ジョイントを提案し，常時の試設計や，現地調査，地震時における力学挙 動を実験で調べ，RC 連結ジョイントの設計法を明らかとする．また RC 連結ジョイントの施工性と維持 管理性をみるため，現場でのフィジビリティー・スタディを行い，北陸道で施工された約 100 箇所の事 例のモニタリングの結果を整理し，RC 連結ジョイントの実用性について明らかにする． 第 6 章「結論」では，凍結防止剤の影響を受ける道路橋の耐久性向上について各章の結果をまとめ， 本研究の結論とする．また持続可能な道路橋の維持管理を目指し，今後の技術的な課題を明らかにする． -5- 第1章 序 論 図 1.3.1 本論文の章構成と概要 -6- 第1章 序 論 参考文献 1） 北陸地方建設局 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渡辺暁央，石川裕一，宮下剛，青山實伸：両引き試験による異形鉄筋重ね継手の強度特性の検討， コンクリート年次論文集，Vol.34，No.2，pp.517-522， （社）日本コンクリート工学協会，2012 年 7 月 105） 品田雅人，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，畔柳昌己：橋梁伸縮部の遊間を鉄筋コンクリートで連 結した構造の終局実験，第 28 回土木学会 関東支部新潟会研究調査発表会，第 I 部門， （社）土木学 会，2010 年 11 月 106） 市川貴博，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，畔柳昌己：橋梁伸縮部の遊間を鉄筋コンクリートで連 結した構造の終局実験の解析，第 28 回土木学会 関東支部新潟会研究調査発表会，第 I 部門，（社） 土木学会，2010 年 11 月 107） 品田雅人，石川裕一，長井正嗣，市川貴博，宮下剛，畔柳昌己：コンクリート橋遊間部を鉄筋コ ンクリートで連結する構造の終局実験，第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.1023-1024，（社）土 木学会，2011 年 9 月 108） 品田雅人，石川裕一，宮下剛，長井正嗣：中小規模の鋼橋を対象とした連結ジョイントの終局試 験，第 67 回土木学会年次学術講演会，pp.1175-1176，（社）土木学会，2011 年 9 月 109） 市川貴博：コンクリート中小規模橋を対象とした RC 連結ジョイントの開発研究，長岡技術科学 大学修士論文，2011 年 3 月 110） 品田雅人：中小規模の鋼橋を対象とした RC 連結ジョイントの開発研究，長岡技術科学大学修士 論文，2012 年 3 月 - 12 - 第2章 北陸地方の高速道路における 雪氷管理と橋梁の劣化実態 空 白 第2章 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.1 緒言 2.1.1 北陸地方の冬の気象特徴 わが国の北陸地方は日本列島 本州の中央部に位置し，図 2.1.1 のように日本海側に面する．北陸地方 は温暖でありながら，図 2.1.2 のように積雪が多く世界でも珍しい気象特徴を持つ．冬期において北陸 地方に多く積雪をもたらす原因は，図 2.1.3 の気象の模式で説明される 1)．この図は冬型の気圧配置にお ける日本海側と太平洋側の天気分布をモデル化したものである．冬期はユーラアシア大陸のシベリアが 非常に冷えこむため，シベリア高気圧が中国の全域やシベリア南部を覆い中心付近の地上の温度はマイ ナス 30 度台で東西約 500km におよぶ．一方，北海道の東北海域にはアリューシャン低気圧が発達する ため高気圧と低気圧の気圧差により，シベリア大陸から日本列島に向けて冷たく乾いた季節風が吹く． また図 2.1.4 で示す地球規模の海洋循環により日本列島付近の海流は日本海に暖かい対馬海流が流れこ み，大気中に水蒸気が補給されることで湿った季節風となる．湿った季節風が本州の日本海側と太平洋 側を分ける脊梁山脈を越えて吹くとき，地形により強い上昇気流が生じる積雲を発達させる．気温は 100m 上昇するに従い 0.5℃低下するため多くの降雪をもたらす．このような気象のメカニズムにより， 北陸地方は世界有数の豪雪な地域となっている． 図 2.1.1 北陸地方の位置 - 13 - 第2章 図 2.1.2 図 2.1.3 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 北陸地方の冬（世界遺産ひだ白川郷の雪景色） 北陸地域に積雪をもたらす気象メカニズム 1) - 14 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 (a) 地球の海洋循環 (b) 西高東低の気圧配置と日本列島の海流 図 2.1.4 地球の海洋循環と日本列島の海流 - 15 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.1.2 高速道路の雪氷管理 冬期の積雪や路面の凍結は，走行車のタイヤと路面のすべりにくさの程度（以下，すべり摩擦係数 2,3)） が低下しスリップ事故や 4)，登り坂でスリップにより走行が不可能となる車を誘発する 5)．図 2.1.5 はス リップ事故率と路面のすべり摩擦係数の関係を示し，路面がすべるとスリップ事故が発生しやすい 凍結した道路のスリップ事故は道路管理者の管理の瑕疵が問われる場合があり 8) 6,7) ． ，道路管理者は常時良 好な状態を保つように維持し，修繕し，もって一般交通に支障を及ぼさないよう努めなければならない， と道路法 42 条 1 項に定められる．また雪，みぞれ，あられ，ひょう等の雪氷（以下，雪氷）により，高 速道路の交通の流れが一旦でも滞留すると，図 2.1.6 で示す機械による除雪作業を困難にさせる．さら に機械による除雪作業が循環できないため，図 2.1.7 のように大雪により長い間，車が雪に閉じ込めら れ，深刻な交通障害を生じる場合がある．国民生活のライフラインである高速道路の交通障害は，大都 市圏と地方や，地方内の都市間を分断させ，地域に社会的かつ経済的な影響を与える 9,10)．一例として， 北陸道が雪氷により 1 日間閉鎖することを想定した試算では，新潟，富山，石川，福井の北陸 4 県の経 済損失は約 400 億円規模になると推定される 11)．このため高速道路会社では雪氷を管理（以下，雪氷管 理）し，これにより交通障害を可能な限りなくし，交通障害が生じた場合でも障害時間を可能な限り短 くすることに努め，気象情報の収集，路面の凍結対策や 12)，機械による除雪対策 13)を行っている． 図 2.1.5 すべり摩擦係数とスリップ事故率 6,7) 図 2.1.6 機械による除雪作業 図 2.1.7 - 16 - 大雪による交通障害 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 高速道路の雪氷管理は図 2.1.8 で系統付けられる．雪氷管理で最も重要なことは，情報を正しく理解 することである．気象予測や路面状態の情報を基に，雪氷対策や安全対策が意思決定される．雪氷対策 は路面が凍結する前に準備する方法（以下，凍結対策）と，路面に着雪した後で取り除く方法（以下， 除雪）がある．また安全対策としてドライバーに道路情報を提供して，交通安全を注意喚起することや， 必要に応じて交通の規制する場合も含まれる．北陸地方は世界有数の豪雪な地域であり，気象が変化し やすい．このため雪氷対策は降雪に備える凍結対策が重要となり，路面の凍結対策の種類は多岐となる． 路面の凍結対策は，原理的に二つの対策に大別できる．一つは融雪施設により路面の凍結を防止する 対策と 14)，もう一つは凍結防止剤を使用して路面の凍結を防止する対策である 15)．融雪施設による凍結 対策は点での対応となりコスト面に課題がある．例えば北陸道の融雪施設はトンネルの抗口部や料金所 の周辺に限り設置される延長は上下線別で約 5km となる 16)．一方，北陸道の上下線別の延長は約 500km あり，雪氷対策は機械による凍結防止剤の散布が一般的に採用される 管理水準と雪氷対策費の関係を模式的に示す 18) 17) ．図 2.1.9 は冬期における路面 ．凍結防止剤の使用に比べ融雪施設の設置がコスト高で あることがわかる．つまり融雪施設による凍結対策は，高速道路の全域に渡って適用できる技術でない． 図 2.1.8 図 2.1.9 雪氷管理の系統 雪氷管理の費用対効果の位置づけ 18) - 17 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.1.3 高速道路の雪氷対策費 図 2.1.10 は 1963 年度から 2008 年度末までのわが国の高速道路（東・中・西日本高速道路会社）にお ける雪氷対策費の推移と，全供用延長および 10 年間の平均最大積雪深 0.3m 以上の地域（以下，雪寒地 域）の供用延長の推移を示す 19)．雪寒地域を通過する高速道路は 2008 年度末で 3694km に達し，全供用 延長の約 49%となる．雪氷対策費は気象予測等の固定費と，機械による除雪や凍結防止剤の散布などの 変動費で構成される．北陸地方の高速道路では，雪氷対策費の約 15％を凍結防止剤の購入に費やす 20)． わが国の高速道路は 1963 年の名神高速道路（以下，名神）の栗東から尼崎間の 71.1km を皮切りに， 名神，東名の東海道ベルト地帯から整備が始まり，1970 年代に縦貫五道（東北道，中央道，北陸道，中 国道，九州道）が整備されている．こうしてわが国の高速道路は東京～名古屋～大阪をつなぐ産業道路 から縦貫五道の高速道路網へと発展し，日常生活を支える道路として地域に定着するようになる． 縦貫五道の高速道路の特徴として雪寒地域を通過する路線が多い．このため 1970 年以降は，高速道路 の延伸に伴い，雪氷対策費が急激に増加している．1975 年度から 1980 年度の雪氷対策費の推移は急激 な変化であり 1975 年度で約 65 万円/km，1978 年度で約 90 万円/km，1980 年度で約 180 万円/km と急増 する 21)．なお 1980 年度に雪氷対策費が急増している原因は，56 豪雪により北陸地域で社会基盤がマヒ した影響のためであり，1980 年 12 月 26 日から翌年 1 月 15 日にかけて日本列島を三度に渡り異常寒波 が襲った記録が残る 22,23)．また 1980 年代は日本列島を横断する高速道路網が整備されるようになる．す なわち，日本列島の脊梁山脈を貫く関越道などの高速道路が供用開始となり，雪氷対策費がますます増 加している．さらに 1990 年代は舗装の粉塵公害に端を発したスパイクタイヤの禁止の影響を受け，高速 道路網の雪氷対策費は増加している．2000 年代は 2000 年度の平成 13 年豪雪 23)，2005 年度の平成 18 年 豪雪 24)のため雪氷対策費は約 249 億円とピークとなるが，その後，雪氷対策費は大幅に減少し，現在は 停滞する傾向である．これは 2002 年 4 月に塩の専売制の適用がなくなり，塩化ナトリウムの輸入販売が 完全に自由化し，価格が正常となったためと分析できる． 図 2.1.10 雪氷対策費の推移 19) - 18 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 図 2.1.11 は 2008 年度末における高速道路 3 会社の積雪深別の供用延長を示し，図 2.1.12 には 2013 年 の 4 月現在における高速道路路線網図を示す．雪寒地域の供用延長は，東日本高速道路会社が 2362km で供用延長の約 76%，中日本高速道路会社が 925km で供用延長の約 59%，西日本高速道路会社が 407km で供用延長の約 14%となる．現在のところ西日本高速道路会社における雪寒地域の供用延長が少ないが， 将来は日本海側の基本計画区間に高速道路網を整備することに伴い，雪寒地域の供用延長の比率が増加 すると予想される．このため，わが国の高速道路の維持管理において雪氷管理は重要な位置付けとなる． 図 2.1.11 図 2.1.12 積雪深別の供用延長 19)（2008 年度末） 全国高速道路路線網【2013 年 4 月現在】 （日本高速道路保有・債務返済機構のホームページより引用） - 19 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.2 凍結防止剤による雪氷対策 2.2.1 凍結防止剤の種類 わが国の高速道路では，1964 年に名神 彦根地域で凍結防止剤による本格的な雪氷管理がはじまり， 塩化カルシウム(CaCl2・2H2O)，塩化マグネシウム(MgCl2・6H2O)が使用されている 25)．これは西日本に 多くあるソーダ工場から副産物である塩化カルシウムを利用したことや，海水を利用する塩田法の副産 物である，にがり，すなわち塩化マグネシウムを安く購入し，凍結防止剤に利用したためである 26)． 凍結防止剤として塩化ナトリウム（NaCl）を最初に使用したのは 1977 年度からであり，図 2.2.1 は 1977 年度から 10 年間における凍結防止剤の使用量と，その種類の内訳を示す．1977 年以前に凍結防止剤と して塩化ナトリウムを使用していない背景には，わが国の塩の専売制が関係する．塩の専売制は，1905 年の明治から日露戦争の戦費調達として法制化され，1997 年まで専売事業が適用されていたことに由来 する．また当時は塩化ナトリウムの価格が高く，かつ気象変動に対する塩化ナトリウムの需要と材料の 供給システムが柔軟に対応できなかったことが，塩化ナトリウムを当時使用しなかった理由とされる 27)． その後，1971 年にわが国の製塩方法が塩田法からイオン交換膜法に切換ると，塩田法の副産物である塩 化マグネシウムを購入することができなくなる．また塩化カルシウムの生産地は西日本に偏るため，東 北や北陸地方で塩化カルシウムを使用すると輸送費が価格に反映され，1983 年には凍結防止剤として塩 化ナトリウムを用いることが経済的に優位と強くなり，さらに 2002 年 4 月に塩化ナトリウムの輸入販売 が完全自由化すると，市場の原理より塩化ナトリウムの価格が正常化し，使用する凍結防止剤の種類は 塩化ナトリウムが主流となる．表 2.2.1 は国内外において雪氷管理で使用される凍結防止剤の種類と， その使用量を示したものである 28)．世界的にみて道路の雪氷管理で使用される凍結防止剤の種類は塩化 ナトリウムが多い．また塩化ナトリウムの使用量はドイツ，デンマーク，スウェーデンで多く，1 回あ たり最大 25~30g/m2 を散布している． 図 2.2.1 凍結防止剤の使用量と種類の内訳 25) - 20 - 第2章 表 2.2.1 国名 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 北陸地方とヨーロッパ各国の凍結防止剤の使用比較 28) 着雪前の使用量※1(g/m2) 着雪後の使用量※1 (g/m2) の種類 乾燥路面 湿潤路面 乾燥路面 湿潤路面 気候上の 凍結防止剤 地域特性 北陸地方(日本) 海沿い・内陸 NaCl 16※2 16※2 16※2 16※2 オーストリア 内陸・山間 NaCl -- 10-15 20 15-20 ベルギー 海沿い NaCl -- 7-15 -- -- スイス 内陸・山間 NaCl -- 7-15 20 15-20 チェコ 内陸 NaCl -- 10-15 20 15-20 ドイツ 海沿い・内陸・山間 NaCl 5-30 5-25 15-40 15-30 デンマーク 海沿い NaCl -- 5-25 15-20 10-25 スペイン 地中海・山間 NaCl -- 5-10 20 -- フランス 海沿い・内陸・山間 NaCl 10-15 4-8 -- 20-40 フィンランド 海沿い・内陸 NaCl -- 5-10 -- 5-20 内陸 NaCl 15 未満 10 以上 15 未満 10 以上 山間 NaCl，CaCl 15 以上 10 以上 20 未満 15 以上 ハンガリー アイルランド 海沿い NaCl 10 -- 10 -- アイスランド 海沿い・山間 NaCl -- -- -- 25 ノルウェー 海沿い・内陸・山間 NaCl -- 6-11 -- 20-25 オランダ 海沿い NaCl -- 7-14 20 15-20 ルーマニア 海沿い・内陸・山間 NaCl -- 5-15 15-30 10-20 スウェーデン 海沿い・内陸 NaCl -- 6-25 -- 12-24 ※1：凍結防止剤を固形剤として換算した 1m2 あたりの使用量で示している． ※2：北陸地方の凍結防止剤の使用量は湿塩散布 20g/m2（固形剤 15g，塩化ナトリウム 20％溶液剤 5g） を想定している．固形剤としての換算は，(75％×20)+(25%×20×20%)＝16g/m2 と試算する． ※3：イギリス，クロアチア，ポーランド，スロバキアはデータ記載がなく，表から国名を割愛している． - 21 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.2.2 塩化ナトリウムの使用量 図 2.2.2 は北陸道（木之本から朝日インターチェンジ）における 1984 年度から 28 年間の塩化ナトリ ウムによる凍結防止剤の使用量ならびに雪氷対策費の推移と，1989 年度から 23 年間の塩化ナトリウム の単価を示している．北陸道における塩化ナトリウムの使用量ならびに雪氷対策費は，各年の雪氷条件 （降雪量や凍結日数）で変動する．塩化ナトリウムの使用量のトレンドを見るため，1980 年代，1990 年代，2000 年代の 3 つの期間で区分して整理する．なお北陸道の供用延長は約 270km あり，うちトン ネル延長の約 16km は凍結防止剤を使用しないため，その差の約 256km を雪氷管理の長さと仮定する． (1) 1980 年代 まず 1980 年代の塩化ナトリウムの使用量を調べる．1984 年度から 1989 年度の 5 年間の 塩化ナトリウムの使用量は平均 5.6 千トンで，塩化ナトリウムの平均使用量は 5.5ton/km/一車線となる． 1980 年代は図 2.2.3 に示すスパイクタイヤが禁止となる前であり，機械による除雪が主たる雪氷管理の 作業であり，凍結防止剤の散布はそれほど頻繁には行われていない． (2) 1990 年代 つぎに 1990 年代の塩化ナトリウムの使用量を調べる．1990 年度から 1999 年度の 10 年間 の塩化ナトリウムの使用量は平均 7.2 千トンで，塩化ナトリウムの平均使用量は 7.0ton/km/一車線となる． 1990 年代の平均使用量は 1980 年代と比べ約 1.3 倍となり，1990 年 6 月のスパイクタイヤの禁止により， 凍結防止剤として塩化ナトリウムの使用が多くなっている．なお村国らは雪氷路面上のタイヤの摩擦係 数を測定し，図 2.2.4，図 2.2.5 のようにスパイクタイヤとスタッドレスタイヤの摩擦係数に顕著な差が ないことや，圧雪からシャーベット路面になると摩擦係数は 0.05 改善することを整理し 29)，凍結防止剤 により徹底した路面管理や，ドライバーに路面状況を伝える情報提供が重要としている 30)． (3) 2000 年代以降 最後に 2000 年代の塩化ナトリウムの使用量を調べる．2000 年度から 2011 年度の 12 年間の塩化ナトリウムの使用量は平均 11.4 千トンであり，凍結防止剤として塩化ナトリウムの平均使用 は 11.1ton／km／一車線となる．2000 年代の平均使用量は 1980 年代と比べて約 2 倍となり，わが国の塩 化ナトリウムの完全自由化により塩化ナトリウムの価格が正常化したことが，凍結対策の頻度を高く設 定することができ，ドライバーに対してより安全な道路環境を提供している傾向にあると評価できる． 図 2.2.2 北陸道（木之本から朝日）の塩化ナトリウムの使用量と単価の推移 - 22 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 (a)スパイクタイヤ（1991 年 3 月末まで） 図 2.2.3 (b)スタッドレスタイヤ 雪路用タイヤ 図 2.2.4 雪氷路面の縦すべり摩擦係数の測定結果 29) 図 2.2.5 雪氷路面の横すべり摩擦係数の測定結果 29) - 23 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.2.3 塩化ナトリウムの凍結防止の効果 図 2.2.6 は濃度 10%の塩化ナトリウム水溶液を冷却させた時の状態変化を示している 31) ．塩化ナトリ ウム水溶液を冷却すると水分だけが凍結する．濃度 10％の塩化ナトリウム水溶液の場合を例にとると， -7℃までは溶液状態のまま冷却されるが，冷却が進むと純氷の量が増えはじめ，残留する塩化ナトリウ ム水溶液は濃縮されながらその量を減じていく．-10℃まで低下すると純氷と溶液の量の比率は 25：75 となり，この時の塩化ナトリウム水溶液の濃度は 13%に濃縮される．-17℃まで低下すると純氷と溶液の 質量の比率は 50：50 となり溶液濃度は 2 倍に濃縮され 20%となる．氷と塩分とが混合すると，氷は融 解して融解熱を吸収し塩分の結晶は溶けた水に溶解して熱を吸収する．この作用により塩化ナトリウム 水溶液の温度はある組成で共融点と呼ばれる最低温度まで下がる．塩化ナトリウム水溶液では 100g の氷 に 28.9g を溶かした時が共融点で-21.2°まで下がる．図 2.2.7 は車道に凍結防止剤を散布した路面状態を 示している．路肩部は着雪した路面の状態であるが，凍結防止剤が使用された車道部は塩水と氷が混合 したシャーベットの状態である．また図 2.2.8 は路面とタイヤの接触面の関係をイメージ図で示したも のである 32)．路面に着氷がある場合タイヤと路面の接触がない．また路面がシャーベット状の塩水と氷 図 2.2.6 温度低下による塩化ナトリウム水溶液（濃度 10%）の状態変化 33) 図 2.2.7 凍結防止剤でシャーベット状態となる状況 - 24 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 で覆われている場合はタイヤと路面は接触し，タイヤからの駆動力が路面に伝達する．図 2.2.9，図 2.2.10 は AASHTO T278 または ASTM E303 によるすべり抵抗値を測定（以下，BPT 測定）した事例である 33,34)． BPT 測定とは図 2.2.11 の器具を使い，振子を落下させ路面のすべり摩擦による振子の減衰を調べるもの である．図 2.2.9 に示す路面が凍結した場合，凍結温度 0℃を境に BPT 測定によるすべり抵抗値の急激 に低下する．一方，図 2.2.10 に示す路面が塩水で湿潤した場合，凍結温度 0℃でもシャーベット状の塩 水と氷が路面を覆っているため，BPT 測定によるすべり抵抗に急激な変化はない．この効果を利用し， 路面凍結が始まる前に凍結防止剤を使用し，路面の塩分濃度が 3%を下回らないように凍結防止剤を散 布する間隔を設定している． （a）路面に着氷がある場合 図 2.2.8 図 2.2.9 （b）路面がシャーベット状態の場合 凍結路面とタイヤの接触面 32) 路面温度とすべり抵抗値の関係 33) 図 2.2.10 塩分濃度 3%,5%の路面温度とすべり 抵抗値の関係 34) 図 2.2.11 すべり測定器 【The British Pendulum Tester】35) - 25 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.3 塩化ナトリウムが周辺環境に及ぼす影響 2.3.1 塩化ナトリウムの飛散や流出 図 2.3.1 は凍結防止剤が散布されてからの路面の塩分濃度を 1 時間ごとに測定したものである．凍結 防止剤の散布直後は路面の塩分濃度は 5.3％あるが時間経過で塩分は希釈し，約 4 時間以上が経つと塩 分濃度は 3%を下回る．北陸道の高速道路では路面の塩分濃度 3％を管理の目安としており，塩分濃度 3％ を下回ると再び凍結防止剤の散布が行われる．路面の塩分濃度が希釈する原因は，塩分が流出すること や車の巻上げにより凍結防止剤が飛散するためと整理される 36) ．図 2.3.2 は高速道路橋における凍結防 止剤の流水や飛散の流路を概図で示したものである．北陸道の橋梁ではジョイント部の周辺の橋けた端 部や，橋脚および橋台が漏水により変状する場合が多く，さらに路肩に堆積した除雪による雪堤により 橋けたの張出しの水切り箇所，壁高欄，地覆の変状がみられる．また凍結防止剤の飛散により，トンネ ルの側面の変状や，沿線の植物ならびに建物に塩害が生じる場合が稀にある． 経過時間による路面の塩分濃度の変化例 36) 図 2.3.1 飛散 植物に付着 建物に付着 土壌に流出 車に付着 地覆 壁高欄 排水ます から流出 舗装に残留 橋台 ジョイントから流出 排水管 橋けた 張出し 図 2.3.2 橋脚 凡例 凍結防止剤（塩化ナトリウム） 凍結防止剤の流路 道路橋における凍結防止剤の流出および飛散の流路イメージ - 26 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.3.2 塩化ナトリウムの使用量の収支 図 2.3.3 は吉江らにより 1999 年 11 月頃から 4 カ月間，高速道路において凍結防止剤の散布量と，流出 量ならびに飛散量の収支を調べた結果である 37)．吉江らの調査では，自動車のタイヤによる凍結防止剤 の飛散は，排水路からの流出が 47％と最も多く，ついで路面からの飛散が 12％と続く．この調査は 4 カ月間と長期間に渡り調査したもので，約 41％が流路不明となっている．凍結防止剤の流路が特定でき なかった課題として，排水路のオバーフローや，飛散塩分が車に付着する影響を指摘している．なお， この調査では高速道路の路肩から 100m の範囲内に飛来塩分を捕集する容器を置き，凍結防止剤の飛来 塩分の影響範囲を調べている．凍結防止剤の塩分が飛来する距離は 10m 未満が大部分であり，10m を超 えると飛来塩分はほとんど確認されないことが報告されている． 図 2.3.4 は木村らにより 2004 年 1 月末から 2 月間，新潟西バイパスにおいて凍結防止剤の散布量と， 流出量ならびに飛散量などの収支を調べた結果である 38)．木村らの研究によると，路面から散布された 凍結防止剤の約 7 割が排水設備に流出し，約 2 割が大気に飛散すると報告されている．この調査では， 凍結防止剤の飛散により車両に付着する塩分量も測定され，その量は 2％程度とされている． これら 2 つの調査結果から，高速道路橋における凍結防止剤の収支を推定する．通常の場合，凍結防 止剤の散布量の 7 割が排水ますに流れこみ排水管を伝って道路の外に排出される．道路橋の維持管理で は，ジョイントの老朽化などで止水機能が不全になっている事例が多い．この場合，凍結防止剤がジョ イントから流れ落ちる量も，通常，排水ますに流れる量と同程度になると考えられ，ジョイントから多 量の凍結防止剤が流れ落ちることが容易に想像される．また凍結防止剤の飛散により壁高欄や地覆のコ ンクリートに付着する塩分量は，凍結防止剤の散布量の 12-20%と想定される．壁高欄や地覆などのコン クリートについての塩害劣化を予測する場合，供用開始からの凍結防止剤の使用量を累積し，その累積 値に 12-20％を乗じることでコンクリート表面に付着する塩分量が仮定できることを提案する． また 2 つの調査結果において凍結防止剤の収支不明という報告がある．この流路が不明について，そ の全ての塩分が舗装に残留し RC 床版内部に浸透することを想定すると，床版内部には凍結防止剤の散 布量の 6-41%が RC 床版に供給されると想定され，RC 床版の塩害を予測する際に利用できると考える 39)． 図 2.3.3 高速道路における凍結防止剤の 流出量および飛散量の調査結果 図 2.3.4 37) 新潟西バイパスにおける凍結防止剤の 流出量および飛散量の調査結果 38) - 27 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.3.3 塩化ナトリウムが周辺環境に及ぼす影響 図 2.3.5 は凍結防止剤の使用による周辺環境に及ぼす影響を，系統付けて整理するものである．凍結 防止剤を散布すると約 3~5%の塩分濃度の溶液が路面を覆い，これにより路面凍結を防ぐ一次効果が得 られる．また凍結防止剤の塩分濃度は時間経過により希釈され，道路から排出される．道路から塩分が 排出される流路は，飛散，流出および塩分の残留の 3 つに区分できる． まず塩分の飛散は，タイヤの回転で塩水霧が大気へ放出する現象である．塩水霧は土壌，沿線の建物， 車両に付着する．塩分の飛散による土壌への影響は植物が立ち枯れすることがあり，1960 年代からアメ リカ北部，カナダおよびヨーロッパ諸国で数多く研究されている例えば 40) ．また塩分の飛散による沿線の 建物への影響は，建物表面に錆が発生する場合があり，路面から飛散する距離などを塩分捕集器で調べ た研究がある 37)．さらに塩分の飛散による車への影響は数多く報告され，いかにして腐食しない対策を 講じるかが研究されている例えば 41)．つぎに塩分の流出は，排水設備から道路外に排出されることを指す． 塩分の流出により河川や湖沼，地下水などに影響をあたえる場合がある．凍結防止剤の使用による河川 や湖沼に対する影響 42)や地下水の水質なども既往の研究で行われている 38)． このように凍結防止剤が周辺環境に及ぼす影響は，これまで数多くの研究が行われている．本研究に おける適用範囲は図 2.3.5 の太線で示す領域であり，近年，北陸地方の高速道路橋で見られる凍結防止 剤の影響を受けた道路橋の耐久性の低下現象に関わる内容を対象とする．近年では，凍結防止剤の散布 により鋼橋 RC 床版の塩害劣化が見られるようになっている．また橋梁ジョイント部のけた端部や，橋 台および橋脚は，ジョイントからの漏水により局部的に塩害劣化しやすい．このため 2 章より後は，凍 結防止剤の影響を受けるこれら道路橋の部材について研究することにする． 図 2.3.5 凍結防止剤の散布による流出や飛散の系統 - 28 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.3.4 塩化ナトリウムが周辺環境に及ぼす影響を低減する取組み (1) 塩化ナトリウムの濃度を持続させる散布方法 凍結防止剤は，乾燥した塩（以下，固形剤）の散布，湿めった塩（以下，湿塩）の散布，溶液にした 塩（以下，薬剤）を散布する方法がある．表 2.3.1 に凍結防止剤の散布方法とその効果の特徴を示す 43)． 凍結防止剤は使用後，約 7 割は道路に流出され，約 2 割は飛散する例がある 38)．このため凍結防止剤の 効果を持続するためには凍結防止剤の塩分を可能な限りアスファルト舗装に残留させ，流出や飛散しに くくすることが有効である 44)．乾燥した塩，湿った塩，水溶液にした塩のうち塩分濃度の持続性が最も 良いのは湿塩散布とされている 2 45) ．湿塩散布とは，図 2.3.6 のように凍結防止剤を散布する前に固形剤 2 15g/m と薬液 5g/m を混合する方法で，薬液剤の作用により凍結防止の即効性があり固形剤のより長い 時間で効果が持続する 46)．湿塩散布の方法は固形剤および薬液剤の凍結防止剤の標準使用量 30g/m2 と比 べ，1 回に散布する凍結防止剤は固形剤換算値 16g/m2 と少ない．このため，わが国の高速道路では凍結 防止剤の塩化ナトリウムの影響を可能な限り少なくする目的として湿塩散布が広く行われている． 表 2.3.1 凍結防止剤の散布方法と効果の特徴 固形剤を散布 湿塩を散布 薬液を散布 持続性 良い 良い やや劣る 速効性 やや劣る 良い 良い 面状に均一な 撒きにくい 撒きやすい 比較的，撒きやすい 横断勾配の影響 それほど影響がない 影響されない 流れやすい 風・交通による影響 路肩に飛散しやすい 影響されない 影響されない 作業性 固形剤が湿ると 固形槽で固形剤が湿ると散 薬剤を長期貯蔵すると 散布が困難となる 布が困難となる ノズルの閉塞が起こる 保管性 非常に良い 非常に良い 良くない 標準散布量 30g/m2 固形剤 15g/m2，薬剤 5g/ｍ2 20％濃度 （16g/m2） （24ｇ/m2） 50-60km/h 40-50km/h 散布のしやすさ （固形剤換算値） 散布速度 30-40km/h 図 2.3.6 湿塩散布の作業状況 - 29 - 0.1/m2 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 (2) 塩化ナトリウムに代わる凍結防止材料 凍結防止剤に塩化ナトリウムを使用した場合，鋼材の腐食やコンクリートの塩害などが多く報告され ている．このため塩化ナトリウムに代わる，道路構造物に無害な凍結防止剤の開発が求められている 46)． 表 2.3.2 は塩化ナトリウム，塩化カルシウムと，塩化ナトリウムに代わる無害な凍結防止剤の価格を比 較している．尿酸，酢酸系の薬剤は，鋼材の腐食やコンクリートの塩害などが生じにくいようであるが， 塩化ナトリウムの価格と比較したと時に経済的な優位性がみられない現状にある． 1) 尿素による凍結防止剤 尿素は金属腐食させにくく，凍結防止剤として主に飛行場で用いられている ようである．しかしながら，尿素は窒素肥料として用いられることもあることから，尿素の過剰な散布 は植物の過剰な成長促進を招き，また河川や湖沼などの水系に対して富影響化の原因になることから， 尿酸を凍結防止剤として採用するには技術的な課題が多く残る 47)． 2) 酢酸系薬剤による凍結防止剤 また酢酸系薬剤としてのカルシウム，マグネシウム，アセテート（以 下，CMA）や酢酸カリウム（以下，KAC）などの種類がある．これらの凍結防止剤は，塩化ナトリウム と比較して非常に高価である．また CMA として木酢液の実用化に向けた実験では，価格の問題以外に も技術面でも解決しなければならない課題があると報告され，本格的な実用化に至っていない．今後は 関係各所で凍結防止剤が及ぼす構造物への影響を低減するため，塩化ナトリウムと同程度の価格で構造 物の劣化を進行させないなどの新しい材料開発が望まれるところである 48)． 現状における技術水準レベルで道路橋の維持管理の現状を考えると，凍結防止剤として塩化ナトリウ ムを活用することが現実的である．一方で凍結防止剤の塩害を受けて道路橋の劣化は進行している傾向 にある．このため凍結防止剤による影響を受ける道路橋の耐久性を向上させ，凍結防止剤による道路橋 の劣化のダメージを最少化することが，わが国の高速道路を維持管理する上で重要な位置付けとなる． このため本研究では，凍結防止剤として塩化ナトリウム以外に，新しく，かつ無害な薬剤が開発され るまでの当面の道路橋の耐久性を向上に関する内容を対象に，凍結防止剤の塩化ナトリウムによる道路 橋への影響を最少化する方法について研究していく． 表 2.3.2 凍結防止剤の種類と価格 主成分 価格 （円/kg） 塩化ナトリウム※1 塩化カルシウム 尿素 13-23 ※2 60 ※2 120 CMA（木酢液など） 酢酸系 250 ※3 KAC（酢酸カリウム） 440 （円/l） ※1：この価格は，塩の輸入販売が自由化した 2008 年~2011 年で価格変動を市場調査したもの ※2：この価格は，1992 年 9 月の経済調査会の資料から引用したもの 49) ． ※3：この価格は，2013 年 3 月の経済調査会の資料から引用したもの 50) ． - 30 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.4 北陸地方における高速道路橋の劣化の実態 2.4.1 供用年数と橋梁種別 図2.4.1は北陸道にある橋梁の延長とその供用期間の平均年数を示す．すなわち，1971年に北陸道 金 沢西～小松IC区間が供用を開始し，現在の管理橋梁の延長は約73kmである．北陸道の建設ピークは，わ が国の高度経済成長期であった1970年代であり，2030年には供用年数が平均50年を超える高齢橋が多く なる状況にある51)．また北陸道にある橋梁の種別は図2.4.2で内訳され，鋼橋の橋梁延長が全体の約4割に 比べ，コンクリート橋（RC橋・PC橋）の橋梁延長は約6割と多い．北陸道では凍結防止剤による影響で 鋼材腐食による減肉や，コンクリートのひび割れおよびはく離が問題となっている．北陸道の凍結防止 40 75 30 50 20 25 10 0 0 図 2.4.1 北陸道の橋梁延長および平均供用期間の推移 51) 図 2.4.2 北陸道の橋梁種別の内訳 51) - 31 - 供用期間の平均年数（年） 100 1963 1965 1967 1969 1971 1973 1975 1977 1979 1981 1983 1985 1987 1989 1991 1993 1995 1997 1999 2001 2003 2005 2007 2009 2011 橋梁の延長（km） 剤の影響を受けた道路橋の劣化について，その代表を概説する． 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.4.2 鉄筋コンクリート床版の劣化の実態 図 2.4.3 は米国の高速道路データベース（the National Bridge Inventory; NBI）52)をもとに橋梁の建設年 代と RC 床版の劣化率を示す 53)．1955-1975 年の期間に建設された米国の高速道路橋では，RC 床版が劣 化した事例は鋼橋に多いことがわかる．鋼橋 RC 床版で劣化が多い原因は，RC 中空床版橋や PCT 桁橋 に比べ鋼鈑桁の剛性が低いことが影響するという知見がある． 北陸道において鋼橋の RC 床版が，道路橋において最も傷みやすい部材として報告されている 51)．北 陸道では鋼橋 RC 床版の劣化は大型車が繰返し通過することによる疲労問題は少なく，舗装の変状や凍 結防止剤の使用に伴うコンクリートの塩害により RC 床版上面が劣化することが多い．図 2.4.4 は北陸道 において，RC 床版の取換えに至った事例の RC 床版上面の劣化を模式図で示したものである．凍結防止 剤による塩害した RC 床版の場合，アスファルト舗装にはひび割れやポットホールの発生が見られ，特 に走行車線側の自動車が通行する軌跡に多く見られる． 14 鋼橋 RC橋 12 PC橋 10 8 6 4 2 0 1955- 1960- 1965- 1970- 1975- 1980- 1985- 1990- 1995- 20001959 1964 1969 1974 1979 1984 1989 1994 1999 2004 建設年 図 2.4.3 米国の高速道路の建設年次と 床版の劣化率の推移（2004 NBI データ）53) 舗装の継目 ポットホール 追越車線 走行車線 増厚コンクリートの継目 遊離石灰ひび割れ G1 図 2.4.4 G2 G3 G4 北陸道における RC 床版上面の劣化の特徴 - 32 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 図 2.4.5 は，RC 床版の取換えにより撤去された RC 床版の切断面を模式図で示したものである．舗装 にひび割れやポットホールなどの変状がある場合，凍結防止剤が溶けた路面水が舗装に残留して舗装の ひび割れから，RC 床版上面を早期に塩害させる．また RC 床版上面は，コンクリート材料の沈降ひび割 れや乾燥収縮などの初期ひび割れが生じやすいため，一旦，舗装にひび割れが生じると RC 床版上面の コンクリートの塩害は急速に進行する．コンクリートの塩害により RC 床版の上側鉄筋が腐食すると錆 が 2.5 倍に体積膨張するため，かぶりコンクリートがはく離し舗装にポットホールが再発する． 本論文では，凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の耐久性を向上する目的として，3 章および 4 章で 凍結防止剤の使用に伴う RC 床版の劣化の影響や評価，ならびに劣化の診断法，予防法に関する研究を 行う． 図 2.4.5 RC 床版上面の劣化に伴う床版内部のひび割れ - 33 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.4.3 ジョイント周辺における鋼材と鉄筋コンクリートの劣化の実態 北陸道の橋梁の補修工事のなかで，橋の継ぎ目，すなわちジョイントを補修することが最多である． ジョイントの代表的な破損として，図 2.4.6 のバックアップ材が脱落する例，図 2.4.7 の樋が破損する例， 図 2.4.8 の樋と排水管が逸脱する例があり，図 2.4.9 のようにジョイントの直下に水漏れが生じやすい． ジョイントを止水する部材（以下，止水材）が，脱落，破損，逸脱する原因は，冬期にジョイントに圧 雪が積り，その圧雪を介して大型車などの活荷重が繰返しジョイントの止水材を押込むためと考える． ジョイントの止水材が破損すると，当然，凍結防止剤を含む路面水がジョイントから流れ落ちる．この 流路の結果，橋けたの端部，床版の張出部，橋台および橋脚で凍結防止剤による塩害劣化が見られる 54,55)． またアルカリ骨材反応（以下，ASR）56)したコンクリートの場合，凍結防止剤の塩化ナトリウムが供給 により，ASR の膨張が促進される影響があることが多く報告されている 57-59)．このことからジョイント からの漏水により，道路橋は塩害もしくは ASR しやすいと言える．表 2.4.1 に橋梁のけた端部における 劣化の発生数を示す．コンクリート橋の塩害は 73～78％であり鋼橋 54％に比べ高い．鋼橋のけた端部は， 端対傾構等によりジョイントの水漏れが伝わらないため劣化の発生数が少ない． 表 2.4.1 橋 コンクリート橋 橋梁のけた端部における劣化の発生数（2010 年集計） 種 劣化数／全数 割 合 RC 橋 724／924 か所 78％ PC 橋 480／662 か所 73％ 337／624 か所 54％ 鋼橋 図 2.4.6 バックアップ材の脱落 図 2.4.7 樋の破損 図 2.4.8 樋と排水管の逸脱 図 2.4.9 - 34 - ジョイントからの水漏れ 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 図 2.4.10，図 2.4.11 に凍結防止剤による代表的な橋梁のけた端部の劣化の状況を示す 60,61) ．ジョイン トから流れ落ちる塩水は，コンクリートを乾燥や湿気を繰返し（以下，乾湿繰返し）させコンクリート 中の塩分濃度を高くする 62)．この結果，橋梁のけた端部における劣化の範囲はジョイントからの漏水範 囲に影響を受け，すなわち上部構造の縦断勾配に左右される．図 2.4.12 は上部構造の縦断勾配と伸縮装 置からの漏水範囲の関係を示している 63) ．上部構造の縦断勾配が約 4％以下の場合，ジョイントからの 漏水の範囲は橋けたの端部から約 1～2m と局部的である．また床版の張出部は，壁高欄の側面から約 20cm 位置にある張出しの水切り部分までに劣化が生じていることが多い 64) ．またジョイントからの漏 水は橋台や橋脚を劣化させ，橋のけた端部に比べて下部構造が劣化する範囲は広くなる 65)． 橋台とけた端部の漏水範囲と 凍結防止剤による劣化範囲 図 2.4.11 59) 橋梁ジョイント部の漏水範囲と 凍結防止剤による劣化範囲 60) 5 4 漏水範囲(m) 図 2.4.10 3 2 1 0 -5% -4% -3% -2% 図 2.4.12 -1% 0% 1% 縦断勾配 i 2% 縦断勾配と漏水範囲の関係 63) - 35 - 3% 4% 5% 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 (1) 鋼材の局部腐食の原因 北陸道における鋼道路橋の主たる変状は，鋼材の腐食と RC 床版の劣化に代表される．鋼材の腐食は， 鉄がイオン化して水の中へ溶解する電気化学的反応であり，水と酸素の存在により腐食反応が生じる． 鋼材の腐食は，図 2.4.13 のように水分のない状態で起こる乾食と，水分のある状態で起こる湿食に大 別される 66) ．北陸道の鋼橋は，鋼材に水がかかる箇所が湿食により局部腐食することが多く見られる． 図 2.4.14 は老朽化したジョイントからの漏水が生じており，鋼橋のけた端部が著しく腐食している状況 である．老朽化したジョイントは漏水が生じやすく，凍結防止剤による塩分が路面水に溶けて塩化物水 溶液の電解質となり，漏水で適度な湿潤となるけた端部の腐食電流の流れを大きくする．図 2.4.15 に局 部腐食のメカニズムを示す．また図 2.4.16 はリベットのすき間腐食により，リベットの頭部や鋼材のす き間部が腐食している状況である．図 2.4.17 にすき間腐食のメカニズムを示す．鋼材のすき間内部では 酸素イオン濃度の減少により，すき間内外で酸素イオンの濃淡が生じ，外部がカソード，内部がアノー ドの腐食電池が形成される．鋼材のすき間腐食が進行するにつれて，鉄イオンや水素イオンが蓄積して 塩分濃度の増加と pH の低下が進むため腐食は一層加速される 67) ．鋼橋の局部腐食を防ぐには，ジョイ ントからの漏水を止めることが有効であり，本論文ではこの課題を解決するため鋼橋のジョイントレス 化について，5 章の研究の一つとしている． 図 2.4.13 図 2.4.14 図 2.4.16 腐食の分類 けた端部の局部腐食の例 図 2.4.15 添接部のすき間腐食の例 図 2.4.17 - 36 - 局部腐食の反応 すき間腐食の反応 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 (2) コンクリート内部の鉄筋腐食の原因 凍結防止剤による代表的な橋梁のけた端部の劣化は，コンクリートの浮き，はく離，鉄筋の露出，鉄 筋の腐食などが多く見られる．コンクリート内部の鉄筋腐食は，コンクリートが塩害，もしくは中性化 により劣化することが原因とされる 68)．塩害と中性化について以下に概説する． コンクリートの塩害とは，外部や内在する塩分供給によりコンクリート中の鋼材が腐食し，鋼材の断 面減少や，腐食に起因して錆が約 2.5 倍に膨張することでコンクリートがひび割れ，はく離する．図 2.4.18 に RC 部材の塩害のメカニズムを示す．またコンクリートの中性化とは，セメント中の水酸化カルシウ ムが大気中に含まれる二酸化炭素と化学反応して炭酸カルシウムとなることで，コンクリートが pH12~13 の強アルカリ性から pH8.5~10 程度になる現象である．中性化はコンクリートを緻密にしてそ れ自体は道路橋の維持・管理上において問題とならないが，コンクリートが中性化することで鉄筋の不 動体皮膜が破壊され，鉄をイオン化させやすい環境に置くこと鋼材の腐食問題が生じる．図 2.4.19 に RC 部材における中性化のメカニズムを示す． さらに近年では，長年供用されコンクリートが中性化した上で凍結防止剤による塩害が生じる複合劣 化が報告されている 69)．コンクリート橋の複雑な劣化を防ぐためには，ジョイントからの漏水を止める ことが有効であり，本論文ではコンクリート橋のジョイントレス化について，5 章で研究する． 図 2.4.18 図 2.4.19 RC 部材の塩害 RC 部材の中性化 - 37 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 図 2.4.20 は北陸地方の高速道路の鋼橋 RC 床版で見られたコンクリートのはく落した劣化事例である． 鋼橋 RC 床版の下面に見られたコンクリートのはく落箇所は，図 2.4.21 で示すように散見され，コンク リートのはく落箇所には腐食した鉄筋が露出して見られる．この劣化の事例は RC 床版の建設から約 15 年後に報告されたもので，はく落した原因を調べるため直径 75mm のコアを実橋から採取しコンクリー トの中性化深さを測定している． 図 2.4.22 は，JIS A 1152｢コンクリートの中性化深さ測定方法｣に従い，コンクリートのコア側面にフェ ノールフタレインの 1%エタノール溶液を噴霧したものである．鋼橋 RC 床版のコンクリートの中性化深 さは，床版上面で最大 10mm，床版下面で最大 21mm となる．RC 床版下面のコンクリートは，床版上面 と比べて大気に接する面となるためコンクリート内部に二酸化炭素が入りやすい環境となる．このため， 床版上面に比べ，床版下面のコンクリートの中性化の進行は早い傾向がある．さらにこの事例の鋼橋 RC 床版の中性化深さは，コンクリート標準示方書[維持管理編]68)に示される√t 則の中性化深さの予測値の 6mm と比べ，床版上面で約 2 倍，床版下面で約 3.5 倍の深さとなる．すなわち，この鋼橋 RC 床版の事 例では，コンクリートの中性化深さが標準的なものに比べ早いことを示しており，北陸地方の高速道路 において中性化したコンクリートが，凍結防止剤による塩化ナトリウムの影響を受け複合劣化すること が推察される． 図 2.4.20 図 2.4.21 鋼橋 RC 床版下面で見られたコンクリートはく落の概要 コンクリート片のはく落状況(1994 年) 図 2.4.22 - 38 - コアによる中性深さの調査 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.4.4 コンクリートの中性化の進行実態 北陸道おけるコンクリート構造物の中性化の全体像を明らかにするため，北陸道の橋梁数の 40%とな る 298 橋，カルバートボックス（以下，C-Box）の全数の 1％となる 16 基について，コンクリートの中 性化深さや中性化速度係数を調べる 70)．表 2.4.2 に調査対象とする道路構造物のコンクリートの設計基 準強度（以下，強度），水セメント比（以下，W/C）および設計かぶりを示す．強度，設計かぶりは当時 の高速道路の設計基準や道路橋示方書に準じるものとし，コンクリート配合は各工事単位で決定され， スランプ目標を全て 80mm とする． (1) 中性化深さの調査方法 コンクリートの中性化深さは直径 30 mm のコアを採取し，JIS A 1152｢コンクリートの中性化深さ測定 方法｣によりコア側面にフェノールフタレインの 1%エタノール溶液を噴霧し，非発色域の面積の平均値 を中性化深さとする．中性化深さの測定後はコンクリートの塩化物イオン濃度を調べるため，コアをス ライス切断し JIS A1154 の電位差滴定法で測定する． 表 2.4.2 主要部位のコンクリートの設計基準強度，示方配合の主要値ならびに設計かぶり 示方配合の主要値 セメント 種別 F’ck (N/mm2) W/C 単位 セメント 量 (kg/m3) 設計 かぶり （mm） Ave. σ 最大骨材 粒径 Gmax (mm) 41 0.419 0.016 25 400 35 PC 中空床版橋 36 0.446 0.024 25 350 35 RC 床版 （鋼合成鈑桁橋） 31 0.489 0.023 25 330 30 24 0.503 0.018 25 300 30 RC 中空床版橋 24 0.503 0.018 25 300 35 壁 高 欄 24 0.513 0.031 25 295 30 構造部位 PCT 桁・PC 合成桁橋 早 強 ポルトランド 上 部 構 造 下 部 構 造 RC 床版 （鋼非合成鈑桁橋） 橋 普 通 ポルトランド 約 70 脚 橋台翼壁 普 通 ポルトランド 24 0.527 0.025 25 290 約 60 約 50 カルバートボックス - 39 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 (2) 中性化深さの調査結果 図 2.4.23 は経過年数と上部構造の中性化深さの関係，図 2.4.24 は経過年数と高欄，橋台，橋脚，C-Box の中性化深さの関係を示す．経過年数とは建設完了から調査時期までの期間と定義し，建設完了の時期 は正確な記録がないため，上部構造は供用時期の 1.5 年前，下部構造ならびに C-Box は供用時期の 2.5 年前と仮定する．経過年数が増すごとに中性化深さはバラツキが増大し，構造部位により中性化深さが 異なる． 図 2.4.25 は PC 橋（PCT 桁・PC 合成桁・PC 中空床版橋），RC 床版（鋼非合成鈑桁橋）ならびに橋台 の中性化深さの度数分布を示している．強度が大きく W/C が小さい PC 橋の場合，コンクリートの中性 化深さは小さくなっている．また強度が 24N/mm2 と同じ条件である RC 床版（鋼非合成鈑桁橋）ならび に橋台の中性化深さを比べると，RC 床版（鋼非合成鈑桁橋）は中性化の進行が早い． 図 2.4.23 経過年数と上部構造の中性化深さ 図 2.4.25 図 2.4.24 経過年数と下部構造と C-Box の中性化深さ 代表部材による中性化深さの度数分布 - 40 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 図 2.4.26 は構造部位ごとに中性化深さの平均（記号 Ave.），標準偏差（記号σ）を示す．上部構造の 場合は中性化深さの平均値が 7.8-18.4mm，W/C に関係して中性化深さが異なり RC 床版（鋼非合成鈑桁 橋）が最も中性化深さが大きい．また高欄，下部構造，C-Box の中性化深さの進行は雨水の影響を受け る上部構造に比べ中性化深さは小さく，中性化深さの平均値は 3.3 ～6.8 mm である．C-Box の中性化深 さの分布は雨水の影響を受ける翼壁と影響を受けない側壁，頂版の部位の調査結果から構成されること から，分布幅が大きくなっている．図 2.4.27 は C-Box の部位ごとに中性化深さの分布を示したものであ る．雨水の影響を受ける翼壁は，雨水の影響を受けない内空側壁・頂版の部位に比べ中性化の進行が緩 やかであることがわかる． 凡例 -σ Ave. +σ PCT 桁・PC合成桁 PC中空床版橋 RC床版（鋼合成鈑桁橋） RC床版（鋼非合成鈑桁橋） RC中空床版橋 高 欄 橋 台 橋 脚 C-Box 0 5 10 図 2.4.26 図 2.4.27 15 20 中性化深さ(mm） 25 中性化深さの分布状況 C-Box の部位ごとの中性化深さの分布状況 - 41 - 30 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 (3) 中性化速度係数 中性化深さ（記号 C）は経過時間（記号 t）の平方根に比例し，中性化速度係数（記号 A）により， 式 2.4.1 の√t 則でより示される． C = A √t 式 2.4.1 図 2.4.26 の中性化深さの測定値から式 2.4.1 により中性化速度係数を算定し，図 2.4.28 に構造部位ご との経過年数（√t）と中性化速度係数の関係を示す．また図中にはコンクリート標準示方書[維持管理 編]68)の W/C からの予測値を併せて示す．上部構造の中性化速度係数の平均値は，1.4-3.2mm／√年で， RC 床版（鋼非合成鈑桁橋）が最も中性化の進行速度が速い結果となっている．また上部構造のコンク リートは，全ての種別においてコンクリート標準示方書[維持管理編]の予測値を大きく上回っている． また高欄，橋台，橋脚の中性化速度係数は上部構造と比較して小さく平均値は 0.6-1.2mm／√年である． (4) 道路橋の耐久性に関する影響度 コンクリート中性化に対する耐久性は，中性化の鉄筋腐食開始位置や鉄筋位置への到達時期で照査さ れる．ここでは設計かぶりが小さい上部構造について，コンクリートの中性化が鉄筋位置に到達する経 過年数を試算する．コンクリートの中性化による道路構造物への影響は，中性化深さが鉄筋位置から 8mm 手前で鉄筋の腐食が始まると仮定し 71)，コンクリートの中性化深さと鉄筋のかぶりのバラツキを考 慮する信頼性工学による手法を用いる 72)．予測は，次の条件により実施する． 仮定条件 1) 中性化の進行は調査より得られた中性化速度係数の平均値を用い√t 則により予測する． 仮定条件 2) 中性化深さの変動係数は中性化速度係数の平均値と標準偏差より求める． 仮定条件 3) 構造部位ごとの設計かぶりは p.39 の表 2.4.2 の値を用い，かぶりの標準偏差は測定データ 73) を参考に 7.5 mm として，かぶりの変動係数を求める． 凡例 PCT 桁・PC合成桁 -σ Ave. +σ 示方書の予測値 PC中空床版橋 RC床版（鋼合成鈑桁橋） RC床版（鋼非合成鈑桁橋） RC中空床版橋 高 欄 橋 橋 台 脚 C-Box 0.0 1.0 2.0 3.0 中性化速度係数(mm/√年） 図 2.4.28 中性化速度係数の分布状況 - 42 - 4.0 5.0 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 図 2.4.29 は鉄筋位置とコンクリートの中性化深さの到達確率の予測結果，図 2.4.30 は中性化残り 8mm の鉄筋位置とコンクリートの中性化深さの到達確率の予測結果を示す． RC 床版（鋼非合成鈑桁橋）が最も鉄筋位置に中性化深さが到達する確率が高く，次いで RC 床版（鋼 合成鈑桁橋），RC 中空床版橋，PC 橋（PCT 桁，PC 合成桁，PC 中空床版橋）と続く．建設から 50 年後 の鉄筋位置への中性化深さが到達する確率は，RC 床版（鋼非合成鈑桁橋）が 26％，RC 床版（鋼合成鈑 桁橋）17％，RC 中空床版橋で 10％となり，PC 橋（PCT 桁，PC 合成桁，PC 中空床版橋）では 1％と中 性化による劣化のリスクが低い．これらの各部位の中性化が，鉄筋腐食が開始するとされる中性化残り 8mm 位置から鉄筋位置まで達する期間は概ね 25 年である．この間の平均腐食電流密度を 0.2μA/cm2 と 仮定し 71），中性化が鉄筋位置に到達するまでの鉄筋腐食の総量は，ファラデー第 2 法則により求めると 46mg/cm2 と予測される．鉄筋腐食の総量が 10mg/cm2 になると腐食ひび割れが生ずる 68）とされることか ら，中性化が鉄筋位置に到達する時期には腐食ひび割れの発生するリスクは高くなると想定される．設 計かぶりの小さい鋼橋 RC 床版は，中性化の劣化リスクが高い． 経過年数と鉄筋位置の中性化深さ到達確率の推移 中性化深さの到達率(%) 図 2.4.29 図 2.4.30 経過年数と中性化残り 8mm 位置の中性化深さ到達確率の推移 - 43 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 2.5 結言 北陸地方の気象特性と高速道路における凍結防止剤の使用形態を示し，北陸地方における凍結防止剤 として塩化ナトリウムを多く用いる背景を述べた．また凍結防止剤の塩化ナトリウムが周辺環境に及ぼ す影響を調べ，凍結防止剤の影響を受ける道路橋の耐久性を向上させるための本研究の位置づけを明ら かに，北陸地方における高速道路橋の劣化の実態を整理した．本章で得られた結果は次のようになる． (1) 北陸地方は冬期にシベリア大陸から吹く季節風と温暖な対馬海流より世界有数の豪雪な地域である． (2) 道路の路面に凍結または着雪がある場合，路面とタイヤがすべりやすい．この対策として北陸地方 の高速道路では，冬期に雪氷管理を行うことが重要である． (3) 高速道路の雪氷管理には，気象情報の収集，雪氷対策，安全対策があり，特に路面の凍結防止を管 理し，交通安全を確保することが重要である．路面の凍結を防止する対策には，融雪施設を設置す ることや，凍結防止剤を散布することがある．前者は約 1%の区間のトンネルの坑口や料金所の周辺 に限り設置され後者と比べて費用対効果が低い．また後者は約 99%となるほぼ全域の路面凍結を防 止する対策となる． (4) 凍結防止剤の種類は塩化ナトリウムを主体としている．塩化ナトリウムは他の凍結防止剤に比べ， 効果的かつ経済的であり，国内の全域で流通していること，市場からの材料供給が安定しているこ となどが使用理由となる．また塩化ナトリウムを凍結防止剤として用いるのはわが国に限ったもの ではなく，世界的に塩化ナトリウムが用いられている． (5) わが国では 2002 年から塩化ナトリウムが輸入販売の完全自由化となった．このため塩化ナトリウム の価格は市場原理から正常化し，塩化ナトリウムは一層経済的に路面の凍結を防止する対策となっ た．北陸地方の高速道路において，塩化ナトリウムの使用量の推移をみると，2000 年代の平均使用 量は 1980 年代に比べ約 2 倍の使用量となり増加している傾向であった． (6) 凍結防止剤として塩化ナトリウムを使用すると，路面には塩水と氷のシャーベットができる．路面 をシャーベットにより覆うことで路面のすべり摩擦は，水の凝固点 0℃付近でも急激な低下が生じ なくなり，タイヤと路面が直接接触し，タイヤの駆動力が路面に伝達しやすい状態を確保できる． (7) 凍結防止剤に塩化ナトリウムを使用すると，塩化ナトリウムが路面から流出することや飛散するこ とによりその濃度は希釈される．北陸地方の高速道路では路面の塩化ナトリウムの濃度を約 3％目 安に管理している． (8) 凍結防止剤の塩化ナトリウムは，約 7 割が路面から排水設備を通じて流出する．また約 2 割が路面 から大気中に飛散し沿線環境に影響する原因となることがわかった．残り 1 割の塩化ナトリウムは 支出が不明だが，この約 1 割の塩化ナトリウムが舗装に残留し RC 床版に浸透すると仮定され，RC 床版の塩化物イオン濃度の拡散を予測する際のコンクリート表面に付着する塩化物イオン濃度(Co) に利用できることが提案された． (9) 凍結防止剤の塩化ナトリウムによる影響を，塩化ナトリウムが路面からの飛散，排出，残留するの 3 系統に区分して整理した．路面から塩化ナトリウムが飛散することによる影響は，植物の枯れ， 建物の腐食，車両の腐食を誘発している実情が既存の文献調査から得られた．また路面から塩化ナ トリウムが排出されることによる影響は，水環境に少なからずあるが，生物に悪影響を及ぼすレベ ルでないことを既存の文献調査により確かめた． (10) 本研究では凍結防止剤の塩化ナトリウムが道路橋の耐久性に与える影響を主題に定めた．凍結防止 剤の影響による道路鋼橋の RC 床版や，ジョイント部付近に生じている劣化が，北陸地方の高速道 - 44 - 第2章 北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態 路の維持管理において問題となっている実態を概説した．また本研究の適用範囲は非塩性の凍結防 止剤が開発されるまでの当面の技術的な課題を解決する領域を限定した．道路橋の耐久性について 塩化ナトリウムの影響を最少化にする内容について研究することの必要性を述べた． (11) 北陸道の鋼橋 RC 床版は凍結防止剤の影響を促進させるものとして，コンクリートの中性化速度係 数が早い実態を説明した．建設 50 年後にコンクリートの中性化深さが鉄筋位置に到達する確率は， RC 床版（鋼非合成鈑桁橋）で 26%となる．設計かぶりの少ない RC 床版においては，中性化による 劣化で道路構造物の耐久性に影響を及ぼすリスクが高いことが試算された． 参考文献 1） 高橋浩一郎，宮沢清治：理科年表読本 気象と気候，pp.71-73，ISBN-0040-2495-7924，丸善（株）， 1980 年 11 月 2） 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48 - 第3章 凍結防止剤の影響を受ける 鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と診断法 空 白 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 第3章 3.1 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と診断法 緒言 (1) 第二次世界戦前（1945 年以前） 鉄鋼材料で作られた橋は，1779 年に英国のコールブルークデール（Coalbrookdale）橋，鋳鉄製で支間 30.5m のアーチ橋が世界最初である．19 世紀に入ると英国を中心に錬鉄が使用されメナイ海峡につくら れた支間長 175m のつり橋や，支間長 140m のブリタニア箱橋が建設される 1)．わが国では 1868 年に長 崎に架けられた支間長 21.8m のくろがね橋が輸入錬鉄を用いた最初の桁橋である．その後，1873 年に大 阪で支間長 37.1m の心斎橋がドイツからボウストリングトラス橋を輸入して架橋し，1878 年には国産の 鉄を用いたボウストリングトラス橋を東京都の赤羽で製作し，支間長 15.1m の弾上橋を建設する 2)． 世界最初の鋼でつくられた橋は，1874 年の米国セントルイスのイーズ（Eads）橋で最大支間長 158m のトラス骨組のアーチに端を発して，1883 年の米国ニューヨークの支間長 486m ブルックリン（Brooklyn） 橋，1890 年にスコットランドの主径間 521m のフォール（Forth）鉄道橋，1917 年のカナダの支間長 549m のケベック（Quebec）橋と続き，米国を中心に鋼橋の支間長は飛躍的に伸長を遂げる．1931 年には支間 長がついに 1km を超えるジョージ・ワシントン（George Washington）橋が建設される．また，わが国で は 1931 年頃から鉄道橋の補強に溶接が使用され始め，1935 年に全溶接の田端跨線橋が建設される． 一方，鋼橋の維持管理史は 1879 年の英国のテイ（Tay）橋の横風による崩落事故に端を発している． その後，鋼橋はカナダのケベック（Quebec）橋の架設中の柱座屈による崩落事故や，ベルギーのハッセ ル（Hasselt）橋の現場溶接部の脆性破壊による崩落事故，米国ワシントン州のタコマ（Tacoma）橋の風 による渦励振により崩落する 3 大事故が生じている 3)．橋を中心とした鋼構造の建設および維持管理の 変遷を表 3.1.1 に示す． (2) 第二次世界戦直後からわが国の高度経済成長期まで（1946 年から 1963 年） 戦後，1950 年代から旧西ドイツが戦後の復興のため高速道路ネットワークを形成するようになる．旧 西ドイツでは多くの橋の建設を必要とする状況でコンクリートと鋼材を複合した合成鈑桁橋を 1950 年 代から実用化し始めている．また米国でも 1950~1960 年代に高速道路網の建設期を迎え，世界の先進国 で鋼橋が建設され場打ちコンクリートの RC 床版が施工され始めるようになる．一方，鋼橋の維持管理 の略史は 1940 年代以前の鋼橋の 3 大事故では，建設中または完成後 1 年以内に橋が崩落する事象が多い 特徴があったが，1961 年以降は時間の経過により鋼橋が劣化することが報告されはじめる．その代表と して，1961 年に図 3.1.1 の米国ニューヨーク市にあるジョージ・ワシントン（George Washington）橋で， 凍結防止剤による影響を受けた道路橋 RC 床版の補修が初めて報告される 4)．ジョージ・ワシントン橋 は 1931 年に供用を開始した 1km を超える支間の吊り形式の補剛トラス橋で，既設 RC 床版の厚さは 216mm，舗装の厚さは 19mm である．この橋は 1950 年代後半から補剛トラスの上弦側の RC 床版で路面 の劣化が始まり，1961 年に橋面積の 48％で部分的なコンクリートの打換え補修を行っている．その後， ジョージ・ワシントン橋の RC 床版の劣化は年ごとに広がりをみせ，1970-75 年の 6 年間における RC 床 版の補修費は平均で 50 万ドル／年が費やされている．また 1976 年には劣化した RC 床版を，新しく鋼 床版に取替る工事記録が残る．ジョージ・ワシントン橋における RC 床版の調査は，点検ハンマーによ るたたき点検，コンクリートのコアによる床版内部のひび割れ調査，およびドリル法によるコンクリー トに含まれる塩化物イオン濃度（以下，塩分量）を調べている．RC 床版のたたき点検では任意標本を - 49 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 表 3.1.1 鉄鋼材料，鉄鋼橋の建設および維持管理の略史 1-5) 鉄鋼材料・構造の略史 鋳 1735 ダービーの 1750 鉄 コークス高炉 錬 鉄 1783 パドル錬鉄 木と鉄の船 建築に鋳鉄製の床梁 1800 1850 鋼 高 炭 1900 素 鋼 1920 1952 USスチール， 80キロ鋼 調 質 高 張 力 1980 鋼 2000 高 降 伏 点 鋼 水深300mを超える 石油掘削足場 鉄鋼の橋の維持管理の略史 1772 建築に鉄製の梁使用（露） 1779 世界初の鋳鉄橋 （コールブルークデール橋） 1791 世界初の錬鉄を使った橋（東独） 1820 錬鉄チェーンのつり橋（英） 1823 ワイヤケーブルのつり橋（仏） 1832 最初の全錬鉄橋（英） 1845 初の鉄船 （グレートブリテン） 1850 1855 ベッセマ製鋼法 1855 1864 マルチン平炉製鋼法 1868 1878 トーマス塩基性炉 1881 初の鋼船（セルビア号）1874 1878 1886 日本最初の鉄骨建築 1883 1889 パリのエッフェル塔 1899 エルー電気炉法 1890 1901 日本で官営八幡製鉄所 1902 操業開始 1917 1931 エンパイヤ 低 ステートビル 合 客船クイン 1936 金 エリザベスI世号 1940 鋼 耐候性鋼開発 1960 鉄鋼の橋の略史 ブリタニア橋 ナイヤガラつり橋（平行線ケーブル） 日本初の鉄の橋，くろがね橋 鋼を使ったアーチ，イーズ橋（米） 1879 イギリスのテイ橋崩落 日本初の国産の鋼橋，弾正橋 （風荷重の評価の問題） 最初の本格的つり橋，ブルックリン橋 フォース鉄道橋，支間500m 日本初の合成床版鋼I桁橋，明治橋 カナダのケベック橋(溶接橋） 1926 1931 1935 1937 永代橋（鋼の使用） ジョージ・ワシントン橋，支間1km 全溶接の田端跨線橋 ゴールデンゲート橋（米） 長岡，鋼トラス橋の長生橋 合成桁，溶接工法普及はじまる 西ドイツで鋼床版箱桁，斜張橋 1950 米国で高速道路の建設期がはじまる 1963 旧JH，高速道路の供用がはじまる 1966 セバーン橋，新形式のつり橋 1907 カナダのケベック橋崩落 （柱の座屈の問題） 1938 ハッセル橋の崩落 （脆性破壊問題） 1940 タコマ橋，風で崩落 （風による振動問題） 1961 ジョージ・ワシントン橋 床版取替え 1970 箱桁架設時の板座屈問題 旧JH東名 床版の陥没 1972 旧JH，北陸自動車道の供用がはじまる 1974 旧JH床版疲労の研究が始まる 1976 日本で本四架橋はじまる 1978 旧JH床版の維持修繕要領 1980 荒廃するアメリカ (経年劣化) 1986 合成斜張橋のアレックスフレーザー橋 1984 床版疲労の体系化 1990 鋼少数主桁橋，オピタル橋(仏) 1993 旧JH床版取替え,古川渡橋 1995 旧JH，鋼2主桁橋のホロナイ川橋 1994 韓国 聖水大橋（溶接問題） 本四，つり橋の明石海峡大橋 1998 旧JH床版防水の整備 1999 開断面箱桁橋の千歳ジャンクション橋 1995 旧JH床版増厚の整備 本四，斜張橋の多々羅大橋 2005 凍結防止剤による塩害本格化 2004 世界一高い斜張橋のミヨー橋（仏） （中央道，子野川橋） 2007 米国 I-35橋，鋼トラス橋崩落 日本 木曽川大橋，本荘大橋 トラス斜材の破断 2012 日本初の限界状態設計法による合成桁 2008 日本，国交省の道路橋の予防 保全に向けた有識者会議 金谷郷高架橋 北陸道 AA橋の床版取替え 2009 北陸道 BB橋の床版取替え - 50 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 抽出して調査し，RC 床版上面のはく離の面積はパネル単位で 29-46％のばらつきがあり，コア採取によ る RC 床版内部のひび割れ調査では RC 床版の上側鉄筋の位置に水平方向のひび割れが確認されている． またコンクリート中の塩分量は，床版上面より 0-25mm 位置で 7.8kg/m3，50~75mm の位置で 1.2 kg/m3 と測定され，凍結防止剤による塩化ナトリウムの使用でコンクリート内の鋼材腐食が報告されている． 米国の高速道路は 1950-1960 年代に建設期を迎え，場打ちコンクリートで RC 床版を施工している． 図 3.1.2 はコンクリート打設後の初期ひび割れを模式したものである 6)．RC 床版のコンクリートの打設 直後はまだ固まらないコンクリートが沈下しやすく，打設から数時間後のコンクリート表面は初期ひび 割れが生じやすい．また鉄筋下縁はブリージングにより空隙となりやすい．米国の高速道路では 1960 年代から凍結防止剤の本格的な使用が始まり，その使用量は全米で 1961 年に 180 万トン，1965 年に 310 万トン，1975 年に 1,100 万トンと増えている．RC 床版上面に初期ひび割れが生じた場合，凍結防止剤 はコンクリート内部を容易に浸透し，塩分の影響を受けて鉄筋が腐食しやすい と錆が約 2.5 倍に膨張するためコンクリートにひび割れが生じる 8,9) 7) ．鉄筋に腐食が生じる ．1978 年当時は全米の高速道路橋の 3 分の 1 の RC 床版が塩害し補修費は 63 億ドルと計上され，この当時からコンクリートを塩害させない 酢酸系の凍結防止剤の開発が行われ，塩害による RC 床版の劣化が財政上の問題となっている 10)． 図 3.1.1 図 3.1.2 ジョージ・ワシントン橋 RC 床版のコンクリート初期ひび割れ 6) - 51 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (3) わが国の高度経済成長期から現在（1963 年～2013 年） わが国の高速道路は 1963 年の名神の 71.1km の供用開始を皮切りに，高速道路事業の整備が始まって いる．わが国の鋼橋の維持管理の略史は，1965 年頃から国内で鋼橋 RC 床版の損傷が顕在化し始め，1970 年に東名で RC 床版の陥没が生じている．RC 床版の劣化が顕在化するに従い，1970 年ごろから床版の 補修・補強が困難な合成桁は採用されなくなり非合成桁が採用される始め，厚い RC 床版を用いて輪荷 重を主げたに伝達することのみを期待する非合成桁へと移行していく 11) ．さらに 1990 年代に入ると， わが国の公共事業において技能労働者の不足や，建設事業費の縮減させる要望が強くなり，鋼橋の単純 化・合理化を目標とした少数主けた橋の取組みが行われるようになり 12-16) ，特に支間 40-70m の範囲で PC 床版を有する合成少数主げた橋が競争力ある橋梁形式と認識される．1995 年に建設されたホロナイ 川橋 17)，千鳥の沢川橋 18)やキウス第一橋 19)，または第二東名で東海大府高架橋が建設され始める． 一方，わが国の高速道路において凍結防止剤により塩害を受けた RC 床版は 1990 年代から報告される． 1993 年に中央自動車道（以下，中央道）富士吉田線 古川渡橋で初めて塩害の劣化により RC 床版を新 しくプレキャスト PC 床版で取替えた工事記録が残る 20)．図 3.1.3 は劣化した RC 床版を切断しプレキャ スト PC 床版への取替え状況を示す．中央道 古川渡橋は 1969 年に供用を開始し，橋長は 193.1m，連続 非合成鋼鈑桁橋，RC 床版の厚さは 170mm，舗装の厚さは 50mm である．この橋は 1981 年に縦桁補強さ れたが，その後，舗装のひび割れから泥が噴出し，舗装にポットホールが多く発生するようになる．ま た RC 床版のコンクリートの塩分量は床版上面から 20~40mm 位置で平均 3.5kg/m3 と，鋼材の腐食が始ま る塩分量（以下，発錆塩分量）21)とされる 1.2~2.5kg/m3 を超える．このため中央道 古川渡橋は，わが国 の高速道路で初めて RC 床版が凍結防止剤により深刻な影響を受けた事例とされる． この塩害劣化の事例が報告される以前は，RC 床版の主たる劣化は，押抜きせん断耐力，大型車の輪 荷重および繰返し回数で説明される疲労問題例えば 22-25)と考えられ，松井らの研究により RC 床版の寿命 26) が水の影響で著しく短くなることを警鐘している 路協会の床版防水の設計・施工資料が整理され 27) ．床版に影響する水の対策として 1987 年に日本道 ，1994 年に旧日本道路公団 試験研究所で鋼橋 RC 床 版を対象にした床版防水工 設計・施工基準（案）が整備される 28) ．また高速道路は，1980 年代を象徴 する高度経済成長期のめざましいモータリゼーションの発展による交通量の増加や車両大型化，ならび に RC 床版の老朽化に対応する施策として，繊維補強コンクリート 厚する補強（以下，上面増厚）が研究され される 36) 例えば 33-35) 29-32) による鋼橋 RC 床版の上面を増 ，1995 年に上面増厚工法 設計施工マニュアルが出版 ．上面増厚は床版防水の設置を標準にしているため，鋼橋 RC 床版の凍結防止剤による塩害の 事例は全国的に沈静化する． 図 3.1.3 新しいプレキャスト床版への取替え - 52 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 しかし 2000 年代に入ると中央道 子野川橋などで上面増厚した鋼橋 RC 床版が，図 3.1.4 のような水平 方向のひび割れが生じるようになり，舗装のポットホールが発生する劣化が報告される始める 37-39)．さ らに 1998 年から高速道路に高機能（ポーラスアスファルト）舗装が本格的に導入されると舗装の遮水効 果は期待できなくなり，床版防水がより重要な位置づけとなる 40)． この背景から，本章では凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化の実態と評価と題し，北陸道で見 られる凍結防止剤の影響を受けた鋼橋 RC 床版を対象に研究する．本章の研究は大きく 2 つに区分する． まず凍結防止剤による影響を受ける RC 床版を対象に，変状や鉄筋腐食の実態 止剤の塩分がコンクリートに浸透する特性や 43,44) 41,42) を整理し，凍結防 ，凍結防止剤がコンクリート材料を浸透する経路にな る直径 30μm 未満のコンクリートの細孔空隙を観察し 45-47)，凍結防止剤による RC 床版の劣化実態を明 らかにする．つぎに 2 つの例で得た凍結防止剤による RC 床版の劣化の特徴を，他の事例にも一般的に 起こりうる事象であると証明するため，RC 床版を貫通するひび割れを模擬した供試体での塩分の浸透 実験や 48)，すでに中性化したコンクリートに塩分が供給された場合の塩分の拡散実験 49,50)を行い，現場 で見られた劣化現象が実験室で再現できるかを検証している．さらに凍結防止剤の塩分が RC 床版に浸 透または拡散した後は，コンクリート中の鉄筋が局部腐食するため鉄筋の強度低下や，コンクリートと 鉄筋の付着強度の低下が生じやすく，その基本な力学特性の変化を実験で調べる 51)．また凍結防止剤に よる影響を受ける RC 床版の劣化を評価するため，コンクリート大型実験室に AA 橋の撤去床版を搬入 し，載荷実験により凍結防止剤で塩害した RC 床版の耐荷力を調べる 52-55)． 図 3.1.4 撤去した RC 床版の切断面 - 53 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 本章は，凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化の実態と評価に関する研究として，5 つの節で構 成している．各節は図 3.1.5 で関係付けられる． 図 3.1.5 3 章の構成 - 54 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.2 本研究の位置づけ 3.2.1 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化実態 わが国の高速道路における鋼橋 RC 床版の疲労劣化の実態は 1983 年に旧日本道路公団 試験研究所（現， 高速道路総合研究所）で整理されている．大型車による繰返し荷重を受けて疲労劣化した RC 床版の劣 化として，図 3.2.1 の RC 床版の陥没，図 3.2.2 の RC 床版下面の遊離石灰を伴う二方向ひび割れ，図 3.2.3 の RC 床版下面のかぶりコンクリートのはく離，図 3.2.4 の RC 床版上面のコンクリートのぜい弱化が挙 げられている．また RC 床版の下面が著しく劣化した場合，その上面も劣化を受けていることが多い 56)． 本研究では，北陸道における凍結防止剤の影響を受ける鋼橋 RC 床版の劣化実態を整理するため，劣 化により撤去された RC 床版（以下，撤去床版）の床版上面や下面，ならびに切断された RC 床版の断 面（以下，切断面）の外観目視や，凍結防止剤による鉄筋の腐食実態ならびにコンクリートに浸透する 塩分の分布特性を調べている．また凍結防止剤がコンクリート材料を浸透する経路になる直径 30μm 未 満のコンクリートの細孔空隙を走査型電子顕微鏡（以下，SEM）で観察している．このような調査をも とに，北陸道における凍結防止剤の影響を受けた鋼橋 RC 床版の劣化実態を整理する．本研究の位置づ けは，従来の疲労に着目した RC 床版の劣化実態の整理に加えて，凍結防止剤による塩分の影響や，中 性化による影響を受けた RC 床版の劣化実態を補足することで，RC 床版の劣化事例の充実を図る位置づ けとしている． 図 3.2.1 RC 床版の陥没（床版下面より撮影）56) 図 3.2.2 RC 床版下面の遊離石灰を伴う 二方向ひび割れ（床版下面より撮影）56) 図 3.2.3 RC 床版下面のかぶりコンクリート のはく離（床版下面より撮影） 図 3.2.4 56) RC 床版上面のコンクリートぜい弱部 と鉄筋の露出（床版上面より撮影）56) - 55 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.2.2 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の評価 鉄筋腐食した RC 部材の劣化に関する研究は，1984 年に魚本らの実験や 57)，武若らの実験 58)により電 食で腐食させた RC の梁部材の力学特性が調べられたことを発端にする．鉄筋を腐食させた RC 梁部材 の載荷試験は，海からの飛来塩分によるコンクリートの塩害を想定する実験や解析は，これまでに数多 くある例えば 59~62) ．一方，凍結防止剤による塩害を想定した道路橋の梁の力学特性を調べる実験や解析的 な研究は数少なく，RC 梁の分野では村上らによる鉄筋腐食による定着不良を考慮したものがある また局部腐食した鋼 I けたの研究分野では劉らによる解析的な研究がある 64) 63) ． ． 鉄筋腐食した RC 床版の劣化に関する研究は，1991 年に橘らが凍結防止剤による影響を想定し，鉄筋 腐食させた RC 供試体の載荷実験を行っている．この研究では鉄筋を電気的に腐食させ RC 床版内部に 水平方向のひび割れが生じさせ，せん断耐荷力が低下することが報告される 65)．2008-2009 年は田中ら， 子田らが凍結防止剤による影響を想定した RC 供試体を用い，輪荷重疲労実験が行われている 66,67)． 本研究では高速道路における凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の力学挙動の把握するため，図 3.2.5 の撤去床版を用いた曲げ耐力や，図 3.2.6 の押抜せん断耐力を室内実験で調べている． 図 3.2.5 図 3.2.6 撤去床版の曲げ試験 撤去床版の押抜きせん断実験 - 56 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.3 3.3.1 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化実態に関する研究 研究の目的 わが国の高速道路橋における RC 床版の維持管理法は，疲労劣化に重点を置いた点検，診断，評価に より体系づけられている．これは鋼橋 RC 床版の維持管理法の提案が，東名・名神の重交通路線の床版 陥没に端を発して技術が発展してきた経緯があるためであり，北陸地方の高速道路でも重交通路線の点 検，診断，評価により RC 床版の健全度判定法が踏襲されてきた． 一方，北陸道は交通量が東名・名神に比べて極めて少ない．また北陸道の供用年数は，東名・名神に 比べて約 10 年新しい．このため従前の RC 床版の維持管理法では，北陸道における鋼橋 RC 床版の劣化 は生じ難いという仮定のもと，他の劣化要因を軽視してきた傾向にある．北陸地方は 2 章でも述べたよ うに世界的にも珍しい多雪地域である．このため冬期の雪氷管理として塩化ナトリウムを主成分にする 凍結防止剤を路面に散布している．さらに近年では，北陸道の鋼橋 RC 床版を対象にした中性化の進行 に関する実態調査により，建設から 50 年後となる 2030 年頃には約 26％の鋼橋 RC 床版（鋼非合成鈑け た橋）がコンクリートの中性化により鉄筋腐食し始め，コンクリートの劣化が顕在となり始めるという 試算もある 68)．このような背景から多雪な地域特性である北陸地方の路線特徴と，現状における様々な 複合劣化を考慮し，北陸地方の地域特性に則した RC 床版の効率的な維持管理法が求められている． この研究では，凍結防止剤の影響を受けて劣化した鋼橋 RC 床版を対象に，取替えに至った 2 橋の事 例について劣化実態を整理することを目的としている．2010 年代における北陸地方の高速道路における 鋼橋 RC 床版劣化の実態を記録することで，将来における RC 床版の効率的な維持管理を計画する上で の基礎資料となることを期待する． 3.3.2 研究の対象 (1) AA 橋の鉄筋コンクリート床版の維持管理概要 北陸道 AA 橋は図 3.3.1 に示す橋長 300m の鋼連続非合成桁橋であり 1977 年に供用を開始している． この橋の RC 床版厚は建設時 22cm，床版スパンは 2.9m，コンクリートの設計基準強度は 24N/m2 である． この橋は 2008 年に RC 床版の劣化により P5 橋脚から A2 橋台までの RC 床版を PC 床版に取替えている． 図 3.3.1 AA 橋の橋梁一般図（単位 m） - 57 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 AA 橋の RC 床版の劣化は供用開始から 15 年後となる 1992 年に，図 3.3.2 の主げた G2-G3 間の中央位 置に路面のポットホールや，床版上面の土砂化，床版下面の遊離石灰を伴うひび割れの記録が残る．図 3.3.3 は舗装のポットホールが見られた直下の床版上面を観察するものである．RC 床版上面には一部， 土砂が堆積し，さらに堆積する土砂の下にわずかに腐食した鉄筋が見られ，その直下の RC 床版下面は 図 3.3.4 のように白色の遊離石灰を伴うひび割れが生じている．さらにその当時の点検記録として，図 3.3.5 の位置で RC 床版下面のコンクリートが部分的にはく落し，図 3.3.6 のように腐食した鉄筋が点在 し，鉄筋が露出する記録が残る． 図 3.3.2 図 3.3.3 AA 橋の RC 床版の劣化箇所（主げた G2-G3 間） AA 橋の RC 床版上面の劣化例 図 3.3.4 （1992 年に撮影） 図 3.3.5 AA 橋の RC 床版下面の遊離石灰 （1992 年に撮影） RC 床版のはく離，鉄筋露出(1992 年） 図 3.3.6 - 58 - 所どころに腐食鉄筋が露出 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (2) BB 橋の鉄筋コンクリート床版の維持管理概要 北陸道 BB 橋は，図 3.3.7 に示す橋長 127m の 3 径間連続鋼非合成鈑桁橋であり，1974 年に供用を開 始している．建設時この橋梁の床版厚は 21cm, 床版スパン 3.0m，コンクリート設計基準強度は 24N/mm2 である．この橋は供用開始から 14 年後の 1988 年から路面のポットホールが発生しはじめる．図 3.3.8 および図 3.3.9 は供用開始から 19 年後の 1993 年に床版に含まれる塩分量や鉄筋腐食の状況を調べたも のであり，塩分量は床版上面側が高い傾向である．また鉄筋腐食は，床版上面側の鉄筋に黒さびが生じ ており，床版下面側の鉄筋に赤さびが生じていた記録が残る．この橋は 2009 年に床版上面の劣化により， 全ての径間の RC 床版を PC 床版に取替えている． 図 3.3.7 図 3.3.8 BB 橋の床版内の塩分量分布 BB 橋の橋梁一般図（単位 m） 図 3.3.9 （1993 年） BB 橋の床版内部の鉄筋腐食状況 （1993 年） - 59 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (3) AA 橋と BB 橋の鉄筋コンクリート床版の補修経緯 AA 橋と BB 橋の二事例では，1970 年代の供用開始から 14～15 年後の 1980 年代後半から舗装にポッ トホールが生じるようになる．1993 年の BB 橋の床版調査では，コンクリート内に多くの塩分量が含ま れ上側鉄筋に腐食が見られている．またほぼ同時期の AA 橋の床版でも上側鉄筋の腐食が見られる．二 事例は日本海の海岸線から 9km 以上の距離があり，海から飛来する塩分が床版のコンクリート内部に浸 透したことは考え難く，凍結防止剤の塩化ナトリウムが舗装を介し床版に浸透したと考えられている． この二事例は供用開始から 22-24 年後に，既設 RC 床版の上面を 10mm 切削し，新たに 50-60mm の厚さ の鋼繊維補強超速硬コンクリートにより上面増厚工法（以下，増厚）の補強がされている．この増厚の 工事では RC 床版上面に局部的な鉄筋露出が散見されたが，床版上面のコンクリートぜい弱層を部分的 に取除き，また腐食している鉄筋には簡易な防錆処理が施されている．その後，既設床版の上には増厚 コンクリートが敷設され，さらにその上面に床版防水が施工されている．増厚による補強により，床版 に路面水が浸透しないよう配慮がなされる．図 3.3.10 は 1999 年に行われた AA 橋の床版の増厚による断 面寸法の変化と，図 3.3.11 は 1998 年に行われた BB 橋の床版の増厚による断面寸法の変化を示す．上面 増厚による既設 RC 床版の補強は，道路を供用しつつ施工することが多い．このため増厚コンクリート の施工方法は二車線のうち片側車線を交通規制し，二分割して増厚コンクリートを打設することが多い． 本研究で対象とする二事例においても，増厚コンクリートの施工は走行車線と追越車線の境界で打継ぎ 目を設けており，走行車線と追越車線の二分割施工が行われている． 図 3.3.10 図 3.3.11 AA 橋の RC 床版の増厚による断面寸法の変化 BB 橋の RC 床版の増厚による断面寸法の変化 - 60 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (4) AA 橋と BB 橋の供用環境 AA 橋と BB 橋の二つの橋梁は，表 3.3.1 に示すように 1970 年代に供用が開始され，1990 年代後半に RC 床版の増厚，2000 年代後半に RC 床版の取替えが行われ，よく似た補修履歴を持つ．図 3.3.12 に AA 橋および BB 橋の橋梁位置を示す．AA 橋ならびに BB 橋は，いずれも北陸地方の標高 100m 程度の丘陵 地に位置している．北陸道の AA 橋と BB 橋の二事例では日平均断面交通量がそれぞれ 2.5 万台/日，2.8 万台/日で，大型車混入率も 25～30%で，東名 横浜町田から厚木 IC の日平均断面交通量 12.6 万台/日， 大型車混入率が約 24％と比べて非常に少ない．また海岸線からの距離は 9.3km，16.0km とそれぞれ離れ ており，海から飛来する塩分によりコンクリートに供給される塩化物イオンはほとんど無い．一方，凍 結防止剤による塩化ナトリウムの使用量は 11 月から 2 月あたり 19ton/km/一車線であり，大量の塩化ナ トリウムの供給を受けている．このような交通環境および使用環境下にある二事例で生じた RC 床版の 劣化を対象にその実態を調べる．なおこの二事例は，交通環境が厳しくないため，RC 床版の疲労の問 題はないと想定し，以降は凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化例と呼ぶ． 表 3.3.1 調査対象の橋梁の概要 AA 橋 BB 橋 供用開始年 （経年数） 1977 年 （ 0） 1974 年 （ 0） RC 床版の修繕歴 増厚と防水 1999 年 （22） 1998 年 （24） 床版取替工 2008 年 （31） 2009 年 （35） 2.9m 3.0m 撤去床版の事例 床版支間 床版厚さ 増厚前／後 220／260mm 210／250mm 舗装厚さ 増厚前／後 75 ／ 50mm 75 ／ 50mm 橋面防水層の種類 塗膜系（アスファルト加熱型） 2.5 万台/日 2.8 万台/日 30% 25% 汀線からの距離 9.3 km 16.0 km 凍結防止剤の使用量 19 t/km 19 t/km 年平均 日平均断面交通 交通量 大型車混入 表中の（括弧内）の数字は供用年数を示す 図 3.3.12 AA 橋ならびに BB 橋の位置図 - 61 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.3.3 凍結防止剤で塩害した鉄筋コンクリート床版の変状の実態 44) (1) 目的 北陸道において供用開始から約 30 年で凍結防止剤の影響を受けて劣化し，RC 床版の取替えとなった AA 橋，BB 橋の二事例を研究の対象とする．この研究の目的は，今後，凍結防止剤の影響を受けて同類 な劣化事例が生じた場合でも，いち早く，かつ確実に床版劣化の兆候を把握し，診断するための基礎資 料を得るためとしている．このため RC 床版の上面や下面の外観変状を調べ，凍結防止剤の影響を受け る床版上面と下面の変状位置の相関を調べている．また撤去床版の切断面を観察することで凍結防止剤 の影響を受けて劣化した RC 床版の内部変状を整理する． (2) 鉄筋コンクリート床版の上面の変状 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版は舗装に変状が生じやすい 69)．図 3.3.13 は AA 橋の RC 床版 の取替前の路面状況で，ポットホール 70) の補修は走行車線のタイヤの軌跡に多い．また図 3.3.14 は BB 橋の路面変状で，走行車線と追越車線の増厚コンクリートの打継ぎ目地に線状の舗装ひび割れが生じて いる．図 3.3.15 は BB 橋でポットホールを常温アスファルト合材で応急補修が再損傷した状況である． 舗装のポットホールは直径 20-30cm 程度で，円形の路面のくぼみに滞水や土砂が堆積している．さらに 図 3.3.16 は舗装にポットホールが生じた箇所のアスファルト舗装を取り除き，RC 床版の上面を目視観 察したものである．路面のポットホールが生じた箇所は，舗装のみの変状にとどまらず RC 床版上面に も堆積した土砂や滞水がみられ，さらに鉄筋の一部がコンクリートから露出している状態である． 図 3.3.13 AA 橋のポットホール補修跡 図 3.3.15 BB 橋のポットホール補修跡 図 3.3.14 図 3.3.16 - 62 - BB 橋の線状ひび割れの補修跡 AA 橋のポットホール箇所の状況 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 図 3.3.17 は AA 橋と BB 橋の二事例について 1990 年後半に実施された上面増厚補強後の経過年数と舗 装のポットホールの補修数を示す．二事例とも増厚による RC 床版の補強を行ってから 5 年が経過する 2005 年頃から，舗装のポットホールの補修回数が急増している．増厚後に生じた路面のポットホールは 図 3.3.18 に示すように走行車線と追越車線の境界付近すなわち走行車線の右タイヤ位置に多い．図 3.3.19 は図 3.3.18 と同位置の舗装を取除いた RC 床版の状況を示している．写真中の記号 A，B の位置はポッ トホールの補修跡を示すが，同位置の RC 床版上面にはコンクリートの浮きが見られる．またポットホ ールの発生箇所は増厚の前後で大きな変化はなく，ポットホールが多発したため増厚から 7 年目，8 年 目となる 2000 年代後半に舗装を全面更新している．舗装の全面更新によりポットホールの補修は一時的 に減少するが，数年後には再びポットホールの補修回数が増加する．供用後 30 年以上が経過した鋼橋 RC 床版で生じるポットホールの発生は，舗装の転圧不良などの施工不良に起因するものでなく，凍結 防止剤による影響を受けて RC 床版上面のコンクリートがぜい弱となり 71)，舗装が支持力を失って生じ ると考える．このため道路鋼橋におけるポットホールの補修は応急対策として位置づけられるが，舗装 の支持力不足を回復するという根本的な解決にはならないことを証明している． 30 AA橋の事例 BB橋の事例 20 10 0 1年 2年 3年 図 3.3.17 4年 5年 6年 7年 増厚されてからの経過年数 9年 舗装のポットホール補修の推移 ←A 浮き 浮き ←B 図 3.3.18 8年 走行車線右タイヤ位置の 図 3.3.19 ポットホール補修跡 ←A ←B 走行車線右タイヤ位置の 床版上面の変状 - 63 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (3) 鉄筋コンクリート床版の下面の変状 橋軸直角方向に主鉄筋を有する一般的な道路橋 RC 床版の疲労劣化は，表 3.3.2 に示すように RC 床版 下面に活荷重たわみによるひび割れが生じ，ひび割れが無い E に続き D→C→B→A の過程を経る．わが 国の高速道路は，RC 床版下面からのパネル判定法により全国一律で点検，評価している 72)．RC 床版下 面の疲労劣化の過程は，まず RC 床版下面に微細な乾燥収縮ひび割れが橋軸直角方向に発生することに 端を発する．その後，一方向のひび割れにより梁状となった RC 床版に輪荷重が繰返し載荷することで 橋軸方向のひび割れが進展し，亀甲状のひび割れが発生し始める．また主げた付近のねじりモーメント により床版上面もひび割れが発生し，せん断力の作用で下面側のひび割れの一部は上面のひび割れと連 結し，一部のひび割れは RC 床版の部材厚を貫通する．RC 床版に貫通したひび割れ（以下，貫通ひび割 れ）が生じると路面水がひび割れを伝い流れ落ち始め，また活荷重による正負交反するせん断力により ひび割れがすり磨から，RC 床版下面に遊離石灰を析出する 73)．図 3.3.20 と図 3.3.21 は AA 橋，BB 橋の 路面でポットホールが発生し始めた年度から，床版が取替えられた年度までの床版下面のひび割れ形態 の推移を示す．記号 A～E の RC 床版下面のパネル判定は表 3.3.2 で評価している．この二事例では，路 面のポットホール発生に端を発して急激に RC 床版下面が悪化し，ポットホールの発生から 6 年でパネ ル判定の A と B の約 6 割となる．図 3.3.22 と図 3.3.23 には二事例の RC 床版下面の劣化状況を示す． 表 3.3.2 D パネル判定 ひび割れ イメージ図 一方向 なし 二方向 軽微 亀甲状 多い A 亀甲状 著しい ポットホール発生からの経過年数 ひび割れ形態 遊離石灰の発生 床版下面の劣化過程とパネル判定 C B 図 3.3.20 AA 橋（下り P2-P3 径間）の 図 3.3.21 RC 床版下面のパネル判定の推移 - 64 - BB 橋(下り P1-P2 径間)の RC 床版下面のパネル判定の推移 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (4) 鉄筋コンクリート床版の劣化の発生位置の特徴 図 3.3.24 は，AA 橋と BB 橋の二事例の RC 床版の代表的な劣化特徴を示している．凍結防止剤の影響 を受けて劣化した RC 床版は，路面にポットホールが高い頻度で生じる傾向にある．また横断勾配が低 い側の滞水が生じやすい箇所や，舗装の施工継目，および増厚コンクリートの分割施工の目地部に近い 部位にポットホールは生じやすい．また路面のポットホール箇所は，床版上面のコンクリートがぜい弱 化し鉄筋の露出が見られる．このためポットホール箇所は，RC 床版の曲げ剛性が低下し，床版下面に 遊離石灰を伴うひび割れが発生する傾向にある．床版下面のひび割れの劣化位置は主げたの G2-G3 間の コンクリートで顕著となる． G1 図 3.3.22 AA 橋の RC 床版下面状況(2005 年) 図 3.3.23 G2 G3 BB 橋の RC 床版下面の状況(2010 年) 舗装の継目 ポットホール 追越車線 走行車線 増厚コンクリートの継目 遊離石灰ひび割れ G1 図 3.3.24 G2 G3 G4 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化の特徴 - 65 - G4 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (5) 鉄筋コンクリート床版の上面と下面の劣化状況の相関 RC 床版上面と床版下面の劣化箇所に関係があるか調べるため，AA 橋と BB 橋の PC 床版への取替え 工事により撤去された RC 床版（以下，撤去床版）を用いて，床版上面と下面の外観変状を調べる．撤 去床版は幅員 10m の既設 RC 床版を約 5.0m×2.0m のサイズに分割するものである．撤去床版の外観調 査の手順は，床版上下面の変状箇所が明確に対応できるよう図 3.3.25 で示すように撤去床版から代表的 な複数パネルを任意抽出し，図 3.3.26 のように点検ハンマーを用いた床版上面のコンクリート浮きやひ び割れを調査した後に，図 3.3.27 で示すように床版の表裏を反転させ，図 3.3.28 のように RC 床版下面 のコンクリート浮きやひび割れを調査している．この調査の結果例を図 3.3.29 および図 3.3.30 に示す． 床版上面はコンクリートのひび割れは少なく，浮きや鉄筋腐食が多い．また床版下面はコンクリートの ひび割れが多い．図 3.3.31 に AA 橋の撤去床版の外観調査の結果を示す． 図 3.3.25 図 3.3.27 任意抽出された撤去床版 図 3.3.26 重機を用いた撤去床版の反転作業 図 3.3.28 床版上面の打音点検とひび割れ調査 床版下面のひび割れ調査 浮き ひび割れ 浮き 浮き 図 3.3.29 BB 橋の撤去床版の上面の浮きの例 図 3.3.30 BB 橋の撤去床版の下面のひび割れの例 - 66 - E E E D E E D D E E E E C D D B B 3 図 3.3.31 E E E E E D E E C B 2 E E E E E D E D C B 1 J I H G F E D C B A 4 3 2 1 J I H G F E D C B A (c)撤去床版のパネル 3 の床版上面と下面 - 67 B A D A E E B D D E E E E B E E E E E E E E D D D D D D B D D 3 浮き (e) 撤去床版のパネル 5 の床版上面と下面 AA 橋の撤去床版の上下面の状況 (d) 撤去床版のパネル 4 の床版上面と下面 E E D C E E C D A B B 1 J I H G F E D C B A J I H G F E D C B A 4 浮き A E E E E E E E E E E E E C E D B D D B E E B C C 2 B B 1 4 浮き B C C B B 2 3 3 2 2 1 1 J I H G F E D C B A 浮き B B B 3 J I H G F E D C B A (a)撤去床版のパネル 1 の床版上面と下面 B B B 4 4 浮き E B C 4 E E E D E E E E B B 4 E E E E E D E E B B 3 E E D E D D E E B B 2 E E E E E D E E B B 1 J I H G F E D C B A 4 3 2 1 J I H G F E D C B A 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 浮き 浮き (b) 撤去床版のパネル 2 の床版上面と下面 浮き 浮き 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 RC 床版の外観変状を記録するため撤去床版の上面と下面を 0.5×0.5m に区分（以下，タイル区分）し， それぞれのタイルに行列番号を付す．橋軸方向の座標は数字 1-4，橋直方向の座標は記号 A-J で表す． 表 3.3.3 の 3 次元グラフは，橋軸方向と橋直方向の座標値，縦軸に各指標の劣化の度合いを示している． 表 3.3.3 対象 劣化状況 AA 橋の撤去床版の外観調査の結果 パネル１ 床版上面の劣化状況 浮き面積率 上表面 下表面 床版下面の劣化状況 パネル判定 床版下面の劣化状況 ひび割れ密度 パネル判定 浮きの面積率 パネル判定 100% ↑ 劣 化 A ↑ 劣 化 B A ↑ 劣 化 B 80% 60% C C 40% A B C E F パネル２ 上表面 健 全 ↓ 0% G H I 橋直方向 J A B C D E 4 2 3 1 F G H I J 2 1 B C D E F G 4 3 健 全 E ↓ H I J 橋直方向 橋軸方向 浮きの面積率 橋軸方向 ひび割れ密度 （ｍ/ｍ2） 15 ↑ 劣 化 A ↑ 劣 化 B 劣 化 4 3 2 1 パネル判定 100% ↑ 80% A 健 全 E ↓ 橋直方向 橋軸方向 下表面 D D 20% D 10 60% C 40% A パネル３ 上表面 B C D E F H I J A 健 全 ↓ 0% G B C D E 4 2 3 1 下表面 5 D 20% F 健 全 E ↓ G H I 浮きの面積率 C D E F G I 4 3 2 1 J ひび割れ密度 （ｍ/ｍ2） 15 ↑ 劣 化 A ↑ 劣 化 B 劣 化 健 全 ↓ 0 H パネル判定 100% ↑ 80% B 4 3 2 1 J A 10 60% C 40% 5 A パネル４ 上表面 B 20% C D E F G H I J 1 0% 4 2 3 下表面 健 全 ↓ A D B C D E F G 健 全 E ↓ H I J 1 2 3 浮きの面積率 B C D E F 4 G 0 H I J 1 2 A ↑ 劣 化 B 劣 化 3 健 全 ↓ 4 ひび割れ密度 （ｍ/ｍ2） 15 ↑ 劣 化 パネル判定 100% ↑ 80% A 10 60% C 40% A パネル５ 上表面 B C 20% D E F G 0% H I J B C D E 4 2 3 1 下表面 F G 健 全 E ↓ H I J 1 2 D E F G 0 H I J 1 2 3 C D E F G 0 H I J 1 2 3 ひび割れ密度 （ｍ/ｍ2） 15 ↑ 劣 化 10 5 5 健 全 ↓ A 4 - 68 - B C D E F G 0 H I J 1 2 3 4 健 全 ↓ 4 10 5 C B 4 3 10 B A ひび割れ密度 （ｍ/ｍ2） 15 ↑ 劣 化 ひび割れ密度 （ｍ/ｍ2） 15 ↑ 劣 化 A 5 D A 健 全 ↓ 健 全 ↓ A B C D E F G 0 H I J 1 2 3 4 健 全 ↓ 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 表 3.3.3 で示した撤去床版を座標位置で区分し，床版上面と下面の外観変状の相関を調べる．外観変 状の相関を調べる上で，タイル区分を 0.5×0.5m にする分割寸法では外観変状に相関が明確に見られな いことから，タイル区分を 1.0m×1.0m に再分割し外観変状の相関を調べている．図 3.3.32 に 1m2 当り の浮きの面積（以下，浮き面積率）と床版下面の 1m2 当りのひび割れ延長(以下，ひび割れ密度)を示す． RC 床版上面の浮きとその直下のひび割れ密度は，図 3.3.32 のように相関性に乏しい結果である． 一方，図 3.3.33 は床版上面の浮きと，その直下の床版下面のひび割れ状況をパネル判定で評価したも のである．床版下面のパネル判定が E の場合は上面の浮き面積率は 0-24%の小規模の浮きが 87%と大部 分を占めるが，パネル判定が D 区分になると床版上面の浮きの面積区分が大きな区分へとシフトしてい き，パネル判定 C 区分では上面の浮き面積率は 0-24%の小規模の浮きが 50%になる．さらにパネル判定 B 区分では上面の浮き面積率が 75-100%の全面の浮きが 59％となり，床版下面のパネル判定が E→D→C →B→A と劣化するに従い，上面の浮き面積は大きくなる傾向にあることがわかる．このことから床版 上面の浮き面積率は，床版下面のパネル判定と相関があるといえる． 図 3.3.32 図 3.3.33 AA 橋の撤去床版の上面浮きとひび割れ密度の相関 AA 橋の撤去床版の上面浮きとパネル判定の相関 - 69 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (6) 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の内部変状 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の内部変状を調べるため，図 3.3.34 の AA 橋の撤去床版と図 3.3.35 の BB 橋の撤去床版の切断面に生じている内部変状を観察している．RC 床版内部の観察数は 234 パネル である．凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の代表的な内部変状として，図 3.3.36 のように RC 床版上 面のコンクリートが粉砕し，かつ鉄筋腐食が生じているものや，図 3.3.37 のように床版上面のコンクリ ートに水平方向のひび割れが生じているものが観察できる．図 3.3.38 は AA 橋と BB 橋の二事例におけ る撤去床版 234 パネルの観察結果を示している．コンクリート内部にひび割れが生じていないパネルが 45％あるが，残りの大半は床版上面のみが劣化した状態のパネルであり 54％を占める．また得意な劣化 として床版上面・下面に水平方向のひび割れが生じたものが約 1％で見られている． 図 3.3.34 AA 橋の撤去床版（108 パネル） 図 3.3.36 床版上面のコンクリートぜい弱化の例 図 3.3.35 図 3.3.37 BB 橋の撤去床版（126 パネル） 床版内部の水平方向のひび割れ 健全なもの 45％ 床版上面のみ劣化 54％ 床版下面のみ劣化 0％ 床版上・下面が劣化 1％ (105事例/全234パネル) (126事例/全234パネル) (0事例/全234パネル) (3事例/全234パネル) ひび割れ 図 3.3.38 ひび割れ 撤去床版による床版内部の観察結果 - 70 - ひび割れ 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (7) まとめ 北陸道の AA 橋，BB 橋で凍結防止剤により劣化した RC 床版について外観変状を調べた．この研究で 得られた内容を整理すると以下のようになる． 1） 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版は舗装に変状が生じていた．舗装の変状は，ポットホール と呼ばれる直径 20-30cm 程度の円形のくぼみや，ひび割れが生じることが多い． 2） AA 橋と BB 橋の RC 床版の点検では，供用開始から約 15 年で舗装のポットホールが生じ始めた． 舗装のポットホールは，走行車線の右タイヤの通行軌跡に多い傾向にあった．また横断勾配が低い 側の RC 床版では路面に滞水が生じやすく，さらに舗装の分割施工の打継ぎ目や，増厚コンクリー トの分割施工の目地では舗装のポットホールが生じやすいことがわかった． 3） 舗装のポットホールが生じた箇所を対象に舗装を取除き，RC 床版上面を目視観察した．ポットホー ルの直下の RC 床版には土砂の堆積や滞水が見られ，また部分的に鉄筋が露出していた．露出した 鉄筋を詳細に観察すると，鉄筋には局部的な腐食が見られた． 4） 道路橋において舗装のポットホールが多く発生すると，舗装の遮水効果が喪失して，RC 床版下面に 遊離石灰を伴うひび割れが生じるようになる．AA 橋と BB 橋の RC 床版の点検結果では，路面にポ ットホールが多く発生してから約 6 年後において，約 6 割の床版のパネル（主げたと横げたで区画 された面）で遊離石灰を伴うひび割れが見られた． 5） AA 橋と BB 橋の撤去床版の全 234 パネルのうち，126 パネル，54%で床版上面の劣化があった．ま た床版上面と下面が劣化した事例は 3 パネルあった．また床版上面のコンクリートの浮きの面積と， 床版下面のひび割れ形態や遊離石灰の有無により健全度評価するパネル判定法は相関することがわ かった． - 71 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.3.4 凍結防止剤で塩害した鉄筋コンクリート床版の鉄筋腐食の実態 42) (1) 目視による鉄筋腐食 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋腐食の実態は，BB 橋の撤去床版から腐食した鉄筋を約 250kg 採取し 調査する．表 3.3.4 は鋼材の状態により腐食グレードを目視で分類する方法を示し 74) ，撤去床版から採 取した約 250kg の腐食鉄筋を目視観察している．図 3.3.39 は BB 橋の撤去床版から採取した床版上側の 鉄筋の腐食状況と，同じ箇所の床版下側の鉄筋の腐食状況を示している．凍結防止剤による塩害を受け た RC 床版は，下側鉄筋に比べ上側鉄筋の腐食範囲が広く腐食グレードも大きい．また下側鉄筋の腐食 範囲は，床版の貫通ひび割れの位置に影響を受けて局部的なものとなる． 表 3.3.4 腐食グレード Ⅰ Ⅱ Ⅲ Ⅳ 腐食のグレードと鋼材の状態 74) 鋼材の状態 黒皮の状態，またはさびは生じているが全体的に薄い緻密なさびであり，コンクリート 面にさびが付着していることはない． 部分的に浮きさびがあるが，小面積の斑点状である． 断面欠損は目視観察では認められないが，鉄筋の全周または全長にわたって浮きさびが 生じている． 断面欠損が生じている． 図 3.3.39 上下配置の関係にある鉄筋腐食 - 72 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 図 3.3.40 は RC 床版上側の鉄筋について鉄筋の格子間ごとに目視観察し，鉄筋上面と下面の腐食グレ ードの頻度をバブル図で示し，図 3.3.41 は RC 床版下側の鉄筋について同様な調査を行った結果である． 下側鉄筋に比べ上側鉄筋の腐食グレードが高く，また同一鉄筋であっても鉄筋上面の腐食グレードに比 べて，鉄筋下面の腐食グレードが進行している． 図 3.3.40 凍結防止剤による RC 床版の上側鉄筋の腐食グレード 図 3.3.41 凍結防止剤による RC 床版の下側鉄筋の腐食グレード - 73 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (2) 鉄筋腐食による断面減少率 鉄筋腐食による断面減少率の測定は，BB 橋の撤去床版から採取した腐食鉄筋を JCI-SC175)に準拠して 温度 60 度の 10%クエン酸二アンモニウム溶液に数日間浸せきしゴム製の用具により除錆し，鉄筋断面 を非接触三次元デジタイザ（以下，3D スキャン）により評価する．3D スキャンによる鉄筋腐食の測定 は，任意で抽出し表 3.3.5 の測定条件で鉄筋の長さ 600mm 範囲を，鉄筋上面と下面の 2 面でスキャンし 腐食鉄筋の断面減少率を測定する．図 3.3.42 に凍結防止剤の影響を受けて腐食した鉄筋状況を示す． 表 3.3.5 3D スキャンによる測定条件 測定機 非接触三次元デジタイザ RANGE5，（レンズ：RANGE7 WIDE） 使用ソフト 測定ソフト：RANGE VIEWER Ver1.3，評価ソフト：Rapid form XOV2 (a) 断面減少率 8.8%の上側鉄筋の例（鉄筋番号：No.1） (b) 断面減少率 7.3%の上側鉄筋の例（鉄筋番号：No.2） (c) 断面減少率 5.5%の上側鉄筋の例（鉄筋番号：No.3） (d) 断面減少率 3.7%の上側鉄筋の例（鉄筋番号：No.4） (e) 断面減少率 2.0%の上側鉄筋の例（鉄筋番号：No.5） (f) 断面減少率 0.4%の上側鉄筋の例（鉄筋番号：No.6） (g) 断面減少率 0.0%の下側鉄筋の例（鉄筋番号：No.7） 図 3.3.42 凍結防止剤の影響を受けて腐食した鉄筋状況 - 74 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 図 3.3.43 は断面減少率 8.8%の上側鉄筋の例（番号：No.1）について，約 25mm のふし間隔ごとに鉄筋 の体積減少率を分析した結果を示す．なお鉄筋の腐食による体積減少率は，ふし間隔ごとの断面減少率 の平均値とふし間距離を乗じて算出している．凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の鉄筋腐食は， 鉄筋の軸方向で体積減少率が変化する．鉄筋腐食による体積減少率の平均値は 8.8%，変動係数は 3.5% である．また図 3.3.44 は同じ鉄筋に対して，ふし間 2 番位置における 3D スキャンの鉄筋表面の形状の 画像を示している．凍結防止剤による塩化ナトリウムによる鉄筋の腐食は鉄筋表面を孔食させ，塩分に より鋼材は局部腐食する特徴であることがわかる．さらに図 3.3.45 はその腐食した鉄筋断面の残存した 部分の形状を示すものである．鉄筋断面の腐食は鉄筋周辺を均一に錆るものでなく，腐食の程度に偏り が見られる．凍結防止剤による塩化ナトリウムによる RC 床版内部の鉄筋腐食は，軸方向や断面方向で 不均一となり，断面腐食の偏りは鉄筋の上面と下面に顕著に表れる． 図 3.3.43 図 3.3.44 凍結防止剤による鉄筋腐食の体積減少率の変動（鉄筋番号 No.1 の例） 3D スキャンの腐食鉄筋の表面形状 図 3.3.45 （鉄筋番号 No.1，節間 2） 腐食した鉄筋の断面形状 （鉄筋番号 No.1，節間 2） - 75 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (3) 鉄筋腐食による質量減少率 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の鉄筋腐食による質量減少率を調べるため，BB 橋の撤去床版 から採取した約 250kg の鉄筋を温度 60 度の 10%クエン酸二アンモニウム溶液に数日間浸け除錆し，鉄 筋長さ約 100mm に細分してノギス測定による残存径や質量測定を行う．なお腐食前の鉄筋の質量は， 長さと断面積に鋼材の密度を乗じた計算上の質量とし，腐食前・後の質量差から質量減少率を算出する． 図 3.3.46 はノギス測定で最小となる残存径から算出した断面積 76)に長さと鋼材の密度を乗じて求める 質量減少率と，質量計測から求める質量減少率の関係を示す．ノギス測定による質量減少率は鉄筋腐食 による質量減少率に関係なく約 13～15%と大きい測定値になり測定精度が良くない．この原因はノギス 測定では異形鉄筋のふし断面が変化することを評価できず，また腐食による孔食の凹凸が評価できない ことによるものと考える．図 3.3.47 は上下配置の関係にある 100mm 当りの鉄筋の腐食による質量減少 率を示す．上側鉄筋の腐食による質量減少率は最大 15%で，下側鉄筋の腐食による質量減少率は 5%未 満の小さなものが多い．このことから凍結防止剤による RC 床版の塩害は上側鉄筋で顕著な腐食となる． これは凍結防止剤による塩化物イオンが床版上面から浸透し，最初に上側鉄筋を腐食環境に曝され，そ の期間が下側鉄筋に比べて長いことが原因と考える． 図 3.3.46 ノギスと質量測定による質量減少率の関係 図 3.3.47 上下配置の関係にある鉄筋の腐食率の関係 - 76 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (4) まとめ 北陸道において供用開始から約 30 年で RC 床版が劣化した AA 橋，BB 橋の二事例について，撤去床 版から腐食鉄筋を採取し，鉄筋腐食に関する実態を調べた．この研究で得られた内容を整理すると，次 のようになる． 1） 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の鉄筋腐食の実態の調査では，BB 橋の撤去床版から約 250kg の 鉄筋を採取し，実験室において鉄筋配置を復元して目視観察した．結果，鉄筋腐食の範囲は下側鉄 筋に比べて上側鉄筋が広いことがわかった．また上側鉄筋の腐食は，腐食による断面欠損は目視で は認められないが，鉄筋の全周または全長にわたって浮きさびが生じている状態が多く見られた． 2） 撤去床版から採取した約 250kg の鉄筋を長さ約 100mm に細分し，床版の上下配置の関係にある鉄筋 の組合せ毎に腐食による質量減少率を調べた．その結果，上側鉄筋の質量減少率は最大 15%となり， 下側鉄筋の 5%未満の腐食に比べて大きいことがわかった．凍結防止剤による塩化ナトリウムの影響 を受けた RC 床版の塩害は，上側鉄筋で顕著な腐食が生じる特徴にあることがわかった． 3） 撤去床版から採取した腐食鉄筋を除錆し，残存する鉄筋断面を目視した．鉄筋腐食により断面減少 に偏りが見られた．また 3D スキャンによる鉄筋断面の測定から，凍結防止剤による塩分の影響で鉄 筋が腐食すると，鉄筋の軸方向や断面方向に不均一な局部腐食が生じていた． 4） 凍結防止剤により腐食した鉄筋の体積減少率は，鉄筋腐食が著しい箇所では平均値で 8.8％である結 果であった．また変動係数は 3.2%であった． 5） ノギスによる鉄筋腐食量の測定は，鉄筋のふし形状や鋼材の塩害による孔食により局部的な断面減 少が生じている影響を受けて，3D スキャンによる鉄筋腐食量の測定と大きく異なることがわかった． 3.3.5 凍結防止剤で塩害した鉄筋コンクリート床版の塩分浸透の実態 44) (1) 硝酸銀噴霧法とコア塩分量調査 凍結防止剤で塩害した RC 床版について，コンクリートの塩分浸透の特性を調べる．図 3.3.48 と図 3.3.49 は AA 橋の撤去床版に対して，コンクリートの切断面に 0.1N 硝酸銀水溶液をコンクリート表面に噴霧し 変色した状況と，JIS A 1154 の電位差滴定法により直径 70mm のコンクリートコアの塩分量を測定した 結果を示す．硝酸銀噴霧法 77) とは濃度 0.1N の硝酸銀水溶液を撤去床版のコンクリート切断面に直接噴 霧し，塩分濃度の分布を変色の濃淡で目視する方法であり，黒色の斜線部は硝酸銀噴霧法によりコンク リート切断面の塩分が変色反応した範囲を示している．また青線の交線部はフェノールフタレーン 1％ エタノール溶液を噴霧し，中性化深さ測定した結果である． 図 3.3.48 は床版が外観上で健全なものの例を示し，床版上面から 110mm の深さで 0.1N の硝酸銀が変 色し，路面から凍結防止剤の塩分がコンクリートに浸透していることがわかるが，コンクリートコアに よる塩分分析の結果から，コンクリートに含まれる塩分量は 0.6kg/m3 程度と少ない． また図 3.3.49 は外観上で上側鉄筋の位置に水平方向のひび割れが生じた床版で，硝酸銀噴霧により床 版厚の全域で塩分が浸透している．さらにコンクリートコアの塩分量は，上側，下側鉄筋の位置で鋼材 腐食限界量 1.2kg/m3 を超過している．中性化したコンクリートに凍結防止剤の塩分浸透が起り，中性化 深さの境界に塩分の移動現象が確認され，中性化と塩害の複合劣化が生じているものと推察される． - 77 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 図 3.3.48 健全な床版の硝酸銀噴霧法と コンクリートコアの塩分量測定 図 3.3.49 凍結防止剤の影響を受けて劣化した RC 床版の 硝酸銀噴霧法とコンクリートコアの塩分量測定 - 78 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (2) 蛍光 X 線による塩分量調査 凍結防止剤による影響を受けて劣化した RC 床版の塩分浸透として，床版下面に高い塩分量が分布す る原因を探る目的として，図 3.3.50 のように AA 橋の撤去床版のコンクリート切断面に X 線を直接照射 （以下，蛍光 X 線照射法）し，モルタルに含まれる塩分量を測定する． 図 3.3.51 は RC 床版上面が劣化した撤去床版についてコンクリートの切断面を調査するもので，数値 は蛍光 X 線照射法 78)で得るモルタルの塩分量を示し，目安として 1.2kg/m3 を超過する場合は下線を付す． 結果，床版の貫通ひび割れの付近（図中の白線）はモルタルの塩分量が局所的に高くなり，また床版の 勾配に影響して，勾配が低い側のコンクリートに高い塩分濃度が広く分布する傾向となる． 図 3.3.50 蛍光 X 線照射法によるモルタルの塩分量測定 勾配 + 0.0 5cm 貫通ひび割れ + 0.1 + 0.1 + 0.2 + 0.0 + 0.4 + 0.3 + 6.8 + 8.5 32.3 + +31.7 + 1.3 + 2.1 + 8.4 図 3.3.51 + 0.7 + 0.9 単位［kg/m3 ］ 貫通ひび割れ付近の 蛍光 X 線照射法のモルタル塩分量 - 79 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (3) EPMA による塩素の分布観察 凍結防止剤による影響を受けて劣化した RC 床版の貫通ひび割れ付近の塩分浸透の状況を調べるため， 波長分散形電子プローブマイクロアナライザ(以下，EPMA； Electron Probe Micro-Analyzer)により，遊 離石灰を伴う RC 床版の貫通ひび割れ周辺部を，床版下面からコンクリートコアを試料採取し，JSCE G574-2005 に従い，塩素の濃度を測定する．図 3.3.52 は走査型電子顕微鏡（以下，SEM；Scanning Electron Microscope）によりコンクリートの貫通ひび割れを観察したもので，図 3.3.53 は同位置について EPMA により塩素の量を評価した事例を示している．なお EPMA の分析条件は加速電圧 15kV，照射電流 40nA， プローブ径 50μm，ピクセルサイズ 100μm，計測時間 30msec/pixel と設定している．コンクリートの貫 通ひび割れに沿う周辺の塩素分布は，EPMA 分析結果からコンクリートの細孔空隙に高く細骨材や粗骨 材に塩素の分布はない．また貫通ひび割れの周辺のコンクリートには塩素の濃度が 2.0kg/m3 を超える． この試料は床版下面から約 20mm 中性化していたが中性化域の塩素の濃度が少なくなっている． 貫通ひび割れ → 貫通ひび割れ → 床版下面 図 3.3.52 SEM によるコンクリートの 図 3.3.53 貫通ひび割れの観察結果 EPMA によるコンクリートの 貫通ひび割れ周辺の面的な元素分析 - 80 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (4) 著しく劣化した鉄筋コンクリート床版の塩分浸透と腐食状況 図 3.3.54 のような著しく劣化した RC 床版の切断面に硝酸銀噴霧すると，上側鉄筋の水平方向ひび割 れや貫通ひび割れの周辺ならびに床版下側のかぶり領域で黒く変色し，塩分浸透がみられる．このこと は凍結防止剤によるコンクリートの塩害が上側鉄筋を腐食させ，更に遊離石灰部では床版下面からの塩 分浸透で下側鉄筋を腐食させる事象が推察される．図 3.3.55 は床版下側の鉄筋位置に塩分量が多い理由 の概念図を示す．凍結防止剤の塩化ナトリウムが溶けた雨水が貫通ひび割れを伝い流れ落ちると，RC 床版下面のコンクリート表面は凍結防止剤を含む雨水で湿潤し，乾燥と湿潤が繰返えされることで，コ ンクリートに含まれる塩分は高濃度化し，コンクリートの細孔空隙による毛細管現象により塩分がコン クリートに吸収され，浸透するメカニズムとなる． 拡大 ↓水平方向のひび割れ ← 貫通ひび割れ → ↑水平方向のひび割れ 硝酸銀噴霧により塩分が黒く変色反応する． 図 3.3.54 貫通ひび割れの硝酸銀噴霧状況 床 版 上 床 版 下 図 3.3.55 凍結防止剤による塩害と中性化で 複合劣化した RC 床版の塩分の浸透特性 - 81 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (5) 壁高欄ならびに地覆部の塩分浸透 凍結防止剤で使用する塩化ナトリウムは，使用量の約 2 割が走行車のタイヤにより巻上がり飛散する． ここでは凍結防止剤が飛散することにより，図 3.3.56 に示す道路橋の壁高欄や地覆部に付着する塩分の 影響を調べるため，BB 橋の撤去床版を用いて壁高欄や地覆部のコンクリートに含まれる塩分量を測定 する．壁高欄ならびに地覆部のコンクリートに含まれる塩分量の測定は，図 3.3.57 の撤去床版の切断面 に硝酸銀噴霧し変色反応を観察する方法と，図 3.3.58 のドリル法で採取したコンクリート粉末を電位差 滴定法（JIS A 1154）で測定する方法の二通りとする．図 3.3.59，図 3.3.60 に塩分測定の結果を示す．な お図中の値はドリル法による塩分量を示し，鋼材の腐食発錆限界である 1.2kg/m3 を超過する場合は下線 を付す．地覆部や壁高欄の塩分浸透は，地覆部の縁石下の敷モルタルで塩分量が高く，その付近のコン クリート中の鉄筋は腐食が確認される．また地覆部や壁高欄の天端は，雨水の洗い流しで塩分量は少な いが，張出水切り部は塩分量が多く腐食限界量 1.2kg/m3 を超過することも推察される． 図 3.3.56 凍結防止剤の飛散により 塩分供給を受けやすい部位 図 3.3.57 図 3.3.59 切断面に硝酸銀噴霧する状況 図 3.3.58 壁高欄の塩分浸透 ドリルで試料採取する状況 図 3.3.60 - 82 - 地覆部の塩分浸透 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (6) まとめ 北陸道で供用後 30 年が経過した AA 橋，BB 橋の二事例について，凍結防止剤の塩化ナトリウムが RC 床版に浸透する実態を調べた．この研究で得られた内容を整理すると次のようになる． 1) 凍結防止剤による塩化ナトリウムの影響を受けた RC 床版について，直径 70mm のコンクリートの コアを採取し，コンクリート表面から 10mm ごとの厚さに含まれる塩分量を調べた．外観の変状が ない RC 床版では，床版の上面側のコンクリートに高い濃度の塩分が測定され，凍結防止剤による 塩化ナトリウムは，RC 床版上面から塩分浸透することがわかった．コンクリートに含まれる塩分量 は，RC 床版上面から 110mm の深さまで塩分が浸透し，その塩分量は上側鉄筋の位置で 0.6kg/m3 と 少なく，鋼材の腐食限界量 1.2kg/m3 未満であった． 2) RC 床版上面に浮きがある場合，コンクリートに含まれる塩分量は床版全厚で高濃度に分布する．ま た上側鉄筋や下側鉄筋位置のコンクリートに含まれる塩分量は，鋼材の腐食限界の塩分量とされる 1.2kg/m3 を超え，鉄筋が腐食していた．さらにコンクリートが中性化した部分はコンクリートに含 まれる塩分量が低く，中性化深さの境界部分に最も高い濃度の塩分が分布していた． 3) 路面側から供給された凍結防止剤の塩分が，RC 床版下面のコンクリートに高濃度で分布する塩分浸 透実態の原因を調べるため，撤去床版の切断面を蛍光 X 線照射法により調べ，RC 床版の貫通ひび 割れ近傍のモルタルに含まれる塩分濃度を調べた．貫通ひび割れ付近のコンクリートは多くの塩分 量を含み，凍結防止剤を含む路面水が貫通ひび割れを伝って，流れ落ちることを考察した． 4) RC 床版の貫通ひび割れ近傍のコンクリートに含まれる塩分（Cl 元素）の分布を観察するため，撤 去床版から採取した直径 75mm のコンクリートのコアを EPMA で面的に分析した．EPMA 分析の結 果より，Cl 塩素はコンクリートの細い空隙に高い濃度で分布し，細骨材や粗骨材は Cl 元素がないこ とがわかった．また RC 床版の貫通ひび割れ周辺では，Cl 元素の濃度が 2.0kg/m3 を超過し，RC 床版 の下面のコンクリートでは，中性化により Cl 元素があまり残存していない傾向にあった． 5) 凍結防止剤の塩害により著しく劣化した RC 床版の塩分浸透は，凍結防止剤が溶けた雨水が床版の 貫通ひび割れを流下し，床版下面を湿潤させる場合がある．床版下面のコンクリートが湿潤してい る場合，塩水により湿潤，乾燥を繰返すことで塩分が高濃度となり，床版下面からのコンクリート 内部に塩分が浸透することがわかった．さらに中性化したコンクリート部分は，コンクリートに含 まれる塩分が少ないことや，中性化深さの境界付近に最も高い塩分濃度が分布することがわかった． 6) 凍結防止剤が通行車により巻上げられ飛散する影響について，橋梁の壁高欄や地覆部のコンクリー トに含まれる塩分量を調査した．その結果，地覆部ならびに RC 壁高欄はコンクリート縁石下の敷 き均しモルタルに高い塩分量が確認され，その付近の鉄筋は局部腐食していた．また地覆部や壁高 欄の張出水切り部は，コンクリートに含まれる塩分量が多く，鋼材の腐食限界量 1.2kg/m3 を超過す ることもあった． - 83 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.3.6 鉄筋コンクリート床版のコンクリートの細孔空隙の観察 (1) 中性化した鉄筋コンクリート床版のコンクリート細孔空隙 79) コンクリートの中性化について，図 3.3.61 でイメージするマルチスケールで分析する．マクロスケー ルの分析は，北陸道におけるコンクリート構造物の中性化を橋梁の 40%について調べることで全体像を 把握しており，鋼非合成鈑桁橋の RC 床版は中性化深さの進行が著しいことを明らかにしている 80)．中 性化したコンクリートの凍結防止剤の浸透は，標準スケールでは p.78 の図 3.3.49 のように床版下面から 中性化したコンクリートに凍結防止剤による塩分が浸透し始めると，コンクリートの中性化深さの境界 に塩分の濃縮現象が生じる．またミクロスケールでの中性化したコンクリートの凍結防止剤の浸透は， p.80 の図 3.3.53 で示したように RC 床版を貫通するひび割れ部のコンクリートコアを EPMA により分析 し，コンクリートが中性化した部分において塩素分布が少ないこと視覚化している．ここではコンクリ ートが中性化した領域においてなぜ塩素濃度が低くなるのかの理由を調べるため，実構造物の RC 床版 から中性化したコンクリートコアを採取し，コンクリート中の 30μm 未満の細孔空隙を SEM で調べる． 図 3.3.62 はコンクリート断面の実寸画像と，SEM による反射電子画像（以下，BEI 画像）500 倍画像 を示している．コンクリート断面の実寸画像ではエントレインドエア（1mm 以上の気泡）や粗骨材およ び細骨材が確認でき，また 500 倍の BEI 画像では，エントラップドエア（30μm 程度）やセメント粒子 などが確認できる．このようなミクロスケールの視点からコンクリート材料の画像を分析することによ り，コンクリートの中性化に関連する材料特性の変動特性を把握することを目的とする． 図 3.3.61 コンクリート中性化のマルチスケール分析 0.1mm 10mm 図 3.3.62 コンクリート断面の実寸画像と BEI 画像 - 84 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 実構造物のコンクリートは，経年による劣化としてコンクリート材料が中性化する．中性化が進行し たコンクリートの場合，コンクリート標準示方書[維持管理編]では全ての水和物が変質することに加え て，セメント硬化体の空隙構造が炭酸カルシウムの生成により変化するとされているが，SEM によりコ ンクリート中性化を観察し，視覚的にコンクリートの細孔空隙の変化を調べた研究はない．このような 背景から，実構造物からコアを採取し 500 倍の画像分析により，中性化と未中性化のコンクリートの細 孔状況を比較する． 1) SEM 用試料の作製方法 試料は，中性化領域ではコア表面より深さ 5mm，未中性化領域ではコア表 面より深さ 70mm の位置で，それぞれ切断面中央部から切り出す．その後，傾斜溶媒置換により内部水 分を除去し，さらに t-ブチルアルコールによる傾斜置換を行っている．次に，真空樹脂含浸装置を用い て水分を十分に除去した後，エポキシ樹脂を含浸させ，耐水研磨紙およびダイヤモンドスラリーを用い 研磨し，金－パラジウム蒸着を行い SEM 用試料する． 2) BEI 画像解析 81,82) SEM を用いて，観測倍率 500 倍で無作為に 10 枚の BEI 画像を取得する．このと き 1 画像は 1,148×1,000 画素からなり，1 画素は 0.221μm に相当する．取得した画像に対し，グレース ケールに基づき 2 値化処理を行い粗大細孔のみを抽出した 2 値化画像を得ている．図 3.3.63 は中性化し ていないコンクリートの細孔空隙を示し，図 3.3.64 は中性化したコンクリートの細孔空隙を示す．中性 化したコンクリートの細孔空隙は，中性化していない細孔空隙に比べて少ないことがわかる． SEM の画像例 細孔空隙 2 値化画像例 図 3.3.63 中性化していないコンクリートの細孔空隙の BEI 画像 細孔空隙 SEM の画像例 2 値化画像例 図 3.3.64 中性化したコンクリートの細孔空隙の BEI 画像 - 85 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3) 走査電子顕微鏡 BEI 画像解析による粗大細孔径分布の評価 BEI 画像解析によって得られた中性化 領域と中性化していない領域の粗大細孔径分布を図 3.3.65 に示す．コンクリートが中性化していない場 合の 30μm 未満の細孔空隙の空隙率は 15.7%あり，コンクリートが中性化すると 30μm 未満の細孔空隙 の空隙率が 10.5%と減少する．すなわち中性化した部分は細孔空隙が炭酸カルシウムにより充填されコ ンクリートが緻密化する．図 3.3.65 よりコンクリートの中性化によって粒径 7μm 以下の細孔空隙の空 隙率が大きく低下している．このことからコンクリートの中性化によって生じる炭酸カルシウムの析出 は，粒径 7μm 以下のコンクリート空隙を充填しやすいと言える．なお中性化による空隙率の減少は BEI 画像解析よりも小さい範囲の細孔径を評価する水銀圧入法でも確認されている 83)．中性化は水酸化カル シウムが炭酸ガスと反応し，炭酸カルシウムを生成する現象と説明される．すなわち中性化したコンク リートは細孔空隙が少なくなり，図 3.3.66 でイメージするように塩分が固着する空隙が少ないため，コ ンクリートの中性化領域において塩分量が低くなると推察できる． 3.0 中性化領域（空隙率10.5％） 未中性化領域 （空隙率15.7％） 2.5 2.0 1.5 1.0 0.5 0.0 0 10 図 3.3.65 20 30 空隙の平均径（μｍ） コンクリートの中性化による 粗大細孔径ごとの空隙率の分布 図 3.3.66 中性化による空隙率の減少が 塩分濃度に与える影響イメージ - 86 - 40 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (2) 鉄筋付近におけるコンクリート細孔径分布の観察 凍結防止剤による鉄筋の腐食が鉄筋上面に比べ下面に多く発生する原因を調べるため，鉄筋近傍にお けるコンクリートの 30μm 未満の細孔空隙を SEM の BEI 画像を用いて評価する． 1)SEM 用試料の作製方法 BB 橋の撤去床版から鉄筋を含む直径 100m のコアを採取し，図 3.3.67 のよ うにコアの上側・下側鉄筋付近のコンクリートから SEM 観察用試料を切出す．試料はエタノールを用 いた傾斜溶媒置換法によりコンクリート中の水分を除去し，t-ブチルアルコールで置換後に凍結真空乾 燥する．つぎにエポキシ樹脂に試料を含浸させ，研磨紙（#1200，#2400，#4000）およびダイヤモンドス ラリーで研磨し，金－パラジウム蒸着し SEM で観察する． 2) BEI 画像解析 加速電圧 25kV の SEM により倍率 500 倍で BEI 画像を抽出し，画像を 2 値化する．図 3.3.68 は BEI 画像から，コンクリート空隙率の平均値と信頼区間 95%の範囲を示したものである．鉄筋 付近のコンクリートの空隙率は，下側鉄筋に比べ上側鉄筋の付近で大きい．また同一の鉄筋では鉄筋の 上面に比べ，下面のコンクリート空隙率が大きい．これは RC 床版を打設時のブリージングの影響と考 えられ，特に上側鉄筋の下面はコンクリートの空隙が大きく，このため鉄筋は腐食しやすい環境にある と推察する．図 3.3.69，図 3.3.70 はコンクリート空隙を 2 値化した BEI 画像で，図中の白色で表現され た箇所がコンクリートの細孔空隙を示す．なお 1 画像は 1148×1000 画素，1 画素の長さ 0.221μm である． 図 3.3.67 図 3.3.68 SEM 観察用の試料採取位置 鉄筋近傍におけるコンクリート空隙率 - 87 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 図 3.3.69 RC 床版の上側鉄筋付近のコンクリート近傍の BEI 画像と空隙率 図 3.3.70 RC 床版の下側鉄筋付近のコンクリート近傍の BEI 画像と空隙率 - 88 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (3) まとめ RC 床版のコンクリートの細孔空隙の観察から得られた結果を以下に示す． 1) コンクリート材料が二酸化炭素により中性化すると，水酸化カルシウムが炭酸カルシウムとなるた め，コンクリートの内部の細孔空隙が炭酸カルシウムで小さくなりコンクリート材料は緻密となる． 2) コンクリートの中性化によって生じる炭酸カルシウムの析出は粒径 7μm 以下のコンクリートの細 孔空隙を充填しやすい．このためコンクリート材料が中性化した部分は，コンクリートの外部から の塩分浸透がしにくく，コンクリートの細孔空隙に塩分が固着するスペースが少ないため，コンク リート材料の中性化領域ではコンクリートに含まれる塩分量が低くなると推察できた． 3) SEM による鉄筋付近のコンクリート観察から，上側鉄筋付近のコンクリートの細孔空隙の面積率が 大きいことが視覚的にわかった．特に上側鉄筋の上面に比べ，鉄筋下面のコンクリートの細孔空隙 の面積率が大きいことがわかった． 4) 上側鉄筋の下面のコンクリートで細孔空隙が多い原因として，RC 床版を打設する時にブリージング 水が上昇し，鉄筋の下面に溜まりやすい傾向にあることが考えられた．このため RC 床版の上側鉄 筋の下面はコンクリートの細孔空隙が多く，このため凍結防止剤の塩分や水分が溜まりやすく，す なわち鉄筋がイオン化しやすい環境になると推察できた． 3.3.7 研究のまとめ 本研究では，北陸道における凍結防止剤の影響を受ける鋼橋 RC 床版の劣化実態を整理するため，撤 去床版の床版上面や下面，ならびに切断された RC 床版の切断面の外観目視や，凍結防止剤がコンクリ ートに浸透する実態および腐食鉄筋の実態を調べた．また凍結防止剤による塩害と中性化の複合劣化と して北陸道の鋼橋 RC 床版の中性化深さの進行について実態を調べ，中性化によりコンクリートの細孔 径空隙がどのように変化するか SEM で観察した．この研究で得た内容を整理すると，次のようになる． 1) 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版は舗装に変状が生じやすい．鋼橋 RC 床版でポットホールが 多発すると，その現象は凍結防止剤の影響を受けて RC 床版上面のコンクリートがぜい弱化してい る．このためポットホールの補修回数は，RC 床版の劣化の兆候を最も簡易に診断できる指標となる． 2) 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版は，床版上面の浮き面積率と，床版下面のパネル判定に相 関があった．路面のポットホールが多発し始めると劣化が著しく進行することから，版下面のパネ ル判定による点検に加えて，床版上面の外観状況も考慮する必要があると考えた． 3) 凍結防止剤による塩分による鉄筋腐食は軸方向や断面で不均一な腐食をしていた．上下配置の関係 にある鉄筋腐食による質量減少率の関係から，下側鉄筋に比べ上側鉄筋の質量減少率が大きいこと が分った．上側鉄筋の質量減少率は最大 15%で下側鉄筋は 5％未満の腐食であった． 7) RC 床版のコンクリートに含まれる塩分量は，床版上面のコンクリートが濃い．また貫通したひび割 れ近傍の EPMA 分析よりコンクリートは，モルタルに含まれる塩素の濃度が 2.0kg/m3 を超過してい ることがわかり，RC 床版下面は中性化により塩素が残存しない傾向にあった． 4) 中性化によってコンクリートの内部構造が緻密化し，細孔空隙に塩分が固着するスペースが少ない ため，コンクリートに含まれる塩分量が低くなると推察できた． 5) 鉄筋付近のコンクリートを SEM 観察し，上側鉄筋の下面付近のコンクリートの細孔空隙の面積率が 大きいことが分った．このため RC 床版の鉄筋腐食は局部的に不均一な進行すると考えた． - 89 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.4 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の評価に関する研究 3.4.1 研究の目的 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化を評価するため，床版の貫通ひび割れ部の塩分の浸透状況 を確認する実験や 84)，中性化したコンクリートに外部から塩分を供給し塩分量の分布状況を調べる実験 85,86) を行い，現場で見られた RC 床版の劣化現象を実験室で再現し検証する．さらに凍結防止剤の塩分 が RC 床版に浸透した後は，コンクリートの鉄筋が局部腐食するため鉄筋の強度低下や，コンクリート と鉄筋の付着強度の低下が生じやすく，その基本な力学特性の変化を実験で調べる 87)．凍結防止剤によ り塩害を受けた RC 床版は鉄筋さびの体積膨張に起因し床版内にひび割れが発生する．この鉄筋腐食で 65) 劣化した RC 床版は，橘らの電食による模擬 RC 床版の載荷実験 により耐荷力が低下すると推察され る．この研究は凍結防止剤による影響を受ける RC 床版の劣化を評価するため，コンクリート大型実験 室に AA 橋の撤去床版を搬入し，載荷実験により凍結防止剤で塩害した RC 床版の耐荷力を調べる 88-91)． 3.4.2 貫通ひび割れしたコンクリートの塩分浸透に関する実験 84) (1) 実験の目的 凍結防止剤で塩害した RC 床版の塩分浸透の実態を実験室で再現し，RC 床版の塩分浸透特性を一般化 した問題として扱うことを目的とする．事前に約 0.2mm の貫通ひび割れを設けたコンクリート供試体を 用いて，貫通ひび割れ周辺の塩分の浸透特性を調べる． (2) 実験の概要 供試体は直径 6mm の異形鉄筋と表 3.4.1 のコンクリートを用い材齢 3 カ月で中性化が少なく，縦 600 ×横 400×厚 100mm とする．図 3.4.1 のように約 0.2mm の貫通ひび割れを設ける．さらに床版の貫通ひ び割れに塩分が浸透することを再現するため，貫通ひび割れの直上にモルタルで堰を設けたプールを設 け，1 日を 1 回の頻度で塩分濃度 3.5％，1.0ℓの塩水を供給し，約 3 カ月間の塩分供給を継続した後に， 供試体の塩分濃度をコア採取により調べる． 表 3.4.1 コンクリート配合 単位量 (kg/m3) W/C s/a スランプ 空気量 (%) (%) (cm) (%) セメント 水 細骨材 粗骨材 AE 減水剤 55 41 8 5 250 138 817 1189 2.5 図 3.4.1 貫通ひび割れ部の塩分浸透実験の供試体（単位 mm） - 90 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 図 3.4.2 は単鉄筋の供試体に貫通ひび割れを発生させる手順を示す．まず 2 辺単純支持した供試体を B 面側より 1 線載荷して，曲げひび割れを発生させる．曲げひび割れ深さが鉄筋位置まで達した段階で載 荷を止め，次に供試体を反転させ A 面より載荷しひび割れ幅が約 0.2mm の貫通ひび割れを発生させる． 塩分の供給は，図 3.4.3 のように橋梁の横断勾配などを参考に約 3%の勾配となるように設置高さを調整 し，A 面の貫通ひび割れ部にモルタルで堰を設け，塩水供給は約 3 カ月間に渡り，1 日 1 回の頻度で塩 分の濃度 3.5%の水溶液を 1.0ℓ注いでいる．図 3.4.4 は約 3 カ月の塩分供給を行った後の供試体下面（B 面）のコンクリート表面の湿潤面と白華面の範囲を示す．貫通ひび割れからみて勾配が低い側のコンク リート表面は塩水で湿潤しており，また勾配が高い側のコンクリート表面には白華現象がみられた．コ ンクリート表面の白華現象は，貫通ひび割れより勾配上面側に 10-15cm の範囲に分布している． 図 3.4.2 供試体に貫通ひび割れを発生させる手順 塩水の供給方法 400 図 3.4.3 図 3.4.4 3 カ月間の塩水の供給後の 供試体下面（B 面）の湿潤と白華 - 91 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (3) 実験の結果 貫通ひび割れを模擬した供試体は，図 3.4.5 に示すように 3 カ月間の塩水供給を行った後に直径 100mm のコンクリートコアを採取している．コア採取の位置は，貫通ひび割れから勾配下側と勾配上側でそれ ぞれ 1 本ずつとし，貫通ひび割れから約 3cm 毎の距離で部材の長軸方向にコンクリートコアを切断し， その後はコンクリートの厚さ方向に 10mm ずつスライス切断し，コンクリートを粉砕して蛍光 X 線照射 法により塩分量を調べている．図 3.4.6，図 3.4.7 に塩分分布の結果を示す．貫通ひび割れから 0-30mm に位置する A-3，B-1 のデータは床版上面側の塩分濃度が高い傾向にあるのに対し，貫通ひび割れから 35-65mm の離れた A-2，B-2 では供試体下面（B 面）の方が塩分濃度は高い傾向にあり，さらに貫通ひ び割れから 70-100mm の離れた A-1，B-3 でも供試体下面（B 面）の方が塩分濃度は高い傾向に分布して いることがわかる．これは，貫通ひび割れを浸透する塩水からの拡散より，床版下面からの拡散の方が 大きいことを示す． 600 貫通ひび割れ コア採取位置B コア採取位置A 30 303030 3030 100 100 湿潤した面 図 3.4.5 白華した面 3 カ月間の塩水の供給後の 100 100 80 80 床版下面からの距離(mm) 床版下面からの距離(mm) コンクリートコアの採取位置（供試体 B 面） 60 40 A-1 A-2 A-3 20 60 40 B-1 B-2 B-3 20 0 0 0 2 4 6 0 8 図 3.4.6 2 4 6 塩化物イオン濃度(kg/mm3) 塩化物イオン濃度(kg/mm3) コア採取位置 A の塩分分布 図 3.4.7 - 92 - コア採取位置 B の塩分分布 8 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (4) まとめ 貫通ひび割れ部の塩分浸透実験により得られた結果を以下に示す． 1) 貫通ひび割れを流下して床版下面に達した塩水は，供試体の勾配下流側に流れコンクリート表面が 湿潤していた．また貫通ひび割れの勾配上流側のコンクリート表面には白華現象が確認でき，コン クリートの細孔空隙により塩水が毛管現象で吸引されることにより塩分が拡散すると推察された 2) 貫通ひび割れ部においてコンクリートに含まれる塩分は，非常に高い濃度となるが，貫通ひび割れ からコンクリート内部に拡散する塩分量は相対的に小さく，床版下面からの塩分拡散の方が大きい． 3) RC 床版下面に広がった凍結防止剤が溶けた塩水による塩分供給により，RC 床版下面からコンクリ ート内部に塩分浸透するという実橋での実態調査による仮定が本実験で再現できた． 3.4.3 中性化したコンクリートの塩分浸透に関する実験 49) (1) 実験の目的 コンクリートはセメントが水和して水酸化カルシウムを生成し，細骨材や粗骨材を固定する．通常の コンクリートは，ポルトランドセメント量の約 3 割の水酸化カルシウムを生成し，pH12-13 の強アルカ リ性を示す．一方，大気中には弱酸性の炭酸ガスが 0.03%含まれており，水酸化カルシウムと炭酸ガス が化学反応して炭酸カルシウムを生成する．炭酸カルシウムとなった部分の pH は 8.5-10 程度となるこ とがコンクリートの中性化と呼ばれる経年劣化である 92)． 北陸道において長年供用された鋼橋 RC 床版は，コンクリートの中性化深さが大きく進行している 68)． また凍結防止剤が使用される地域の劣化した鋼橋 RC 床版は，中性化したコンクリートの領域（以下， 中性化領域）よりも中性化していないコンクリート領域（以下，未中性化領域）に含まれる塩分量が大 きく，コンクリートの中性化深さの位置でコンクリートに含まれる塩分量が高い傾向にある．これは中 性化領域のコンクリートの細孔空隙が，水酸化カルシウムと炭酸ガスの化学反応により生成される炭酸 カルシウムで充填され，細孔空隙に固着する塩分がコンクリート内部へ移動するためと推察する．この 中性化によるコンクリート内部の塩分移動を実験的に検証するため，北陸道の BB 橋で約 30 年間供用さ れた撤去床版から直径 90mm の貫通コアを採取し，中性化したコンクリートに強制的に塩分を供給する 促進試験（以下，促進試験）を実施している．図 3.4.8 に実験で用いたコンクリートコアを採取した撤 去床版の状況を示す．なお促進試験に用いた貫通コアは，北陸道の BB 橋の撤去床版の中でも，ひび割 れが少なく，凍結防止剤による塩分の浸透が少ない箇所から試料採取している． 図 3.4.8 実験で用いたコアを採取した撤去床版の状況 - 93 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (2) 実験の概要 コンクリートの中性化による塩分浸透の違いを調べるため，図 3.4.9 に示す撤去床版から採取した貫 通コアを用いる．試験体 A はコンクリートの中性化領域を暴露するもの，試験体 B はコンクリートの未 中性化領域を暴露するもの，試験体 C は中性化領域と未中性化領域の境界を暴露するもの 3 種類を用意 し，図 3.4.10 に示すように暴露する面を塩水噴霧により強制的に塩分供給させる．なお試験体の暴露す る面以外は，塩分が浸透しないようエポキシ樹脂を塗装して試験体を皮膜で保護する．表 3.4.2 に塩水 噴霧の促進条件を示す．塩水噴霧後は自然曝露を行う．自然曝露は海岸から離れた雨水に洗われる屋外 （石川県金沢市）に設置し，曝露期間は各々1，3，6 ヶ月間としている．また曝露する試験体を中性化 領域と未中性化領域の 2 種類とし，曝露面を塗装で保護する組合せを行い，4 パターンとする．なお暴 露面を塗装で保護するのは，雨水による洗い流しを考慮しない場合を把握するためのものである． 表 3.4.2 塩水噴霧による促進条件 噴霧サイクル 1 日噴霧 6 日乾燥で 7 日 1 サイクル 環境条件 温度 40℃，乾燥時湿度 60％ 噴霧塩分 3.5％の食塩水をミスト状に散布 塩水噴霧による促進期間 試験体 A,B：56 日間 ：28 日間 直径 90mm 試験体 C 図 3.4.9 貫通コアの概略寸法 図 3.4.10 試験体の種類 (3) 実験の結果 図 3.4.11 は強制的に塩分供給した場合，中性化有無，暴露期間および方法を変化させた試験結果を示 す．中性化したコンクリート表面の塩分量は 4kg/m3 で深さ方向に約 50mm まで塩分が浸透しているが， 中性化していないコンクリートは表面の塩分量が 7-9 kg/m3 であり深さ方向に約 70mm まで浸透している． このことから中性化した試験体 A は，塩分が浸透しにくい傾向にあることがわかる．また試験体 C より コンクリートの中性化の有無により塩分浸透性を比較した試験結果を図 3.4.12 に示す．中性化したコン クリートの塩分浸透性は，中性化していないものに比べて小さいことがわかる．この現象は中性化した コンクリートの細孔空隙が炭酸カルシウムにより空隙率が小さくなり，コンクリートが緻密化したため と考える．また強制的に塩分供給を行った後の自然暴露の影響を見ると，暴露面を塗装して雨水の侵入 を防いだ試験体 No.1-3 および No.7-9 は経過時間によりコンクリート中の塩分移動は少ないが，一方， - 94 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 暴露面を塗装せずに自然暴露した試験体 No.4-6 および No.10-12 では，コンクリート暴露面が雨水によ り湿潤するため，連行するコンクリートの細孔空隙による毛細管現象が生じ，コンクリート表面に分布 していた高濃度の塩分がコンクリート内部に移動し，コンクリートの未中性化領域で高い塩分濃度とな ることが確かめられている． 図 3.4.11 中性化による塩分浸透の実験結果 - 95 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (4) 考察 中性化の進行した部材は，中性化によってコンクリートの内部構造が緻密化し塩分浸透しにくくなり， 中性化深さが大きくなるほど見掛けの塩分拡散係数は小さくなる．中性化した領域に塩化物イオンが浸 透すると，乾湿繰り返し過程で，短期間に毛細管現象により塩水が内部の未中性化領域に移動し，未中 性化領域の塩分濃度は中性化領域より大きくなる．このことは中性化による内在塩分の移動・濃縮現象 と似た事象が生じることを意味する．凍結防止剤による塩害では，塩分の供給が冬期に限られる．この ため凍結防止剤の散布地域にある中性化した鋼橋 RC 床版では，凍結防止剤の塩害や疲労により貫通ひ び割れが進行しはじめると，ひび割れを通して凍結防止剤の塩分が床版下面に滲み出し，その後，コン クリートの細孔空隙による毛細管現象により短期間のうちに床版下面の未中性化領域に塩分移動が生じ る．この結果，RC 床版下面の鉄筋付近の塩分濃度は高くなり，鉄筋腐食による塩害劣化が急速に進行 する．道路構造物の塩害調査では中性化深さを把握し，中性化に伴う塩化物イオンの拡散係数の変化や， 未中性化領域への塩分の移動現象に着目することが重要である． 図 3.4.12 試験体 C による中性化と未中性化の塩分浸透特性の比較 - 96 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.4.4 鉄筋腐食による力学特性に関する実験 87) 凍結防止剤の塩分により鉄筋が腐食すると鉄筋の断面減少が生じ，その残存耐力が低下する 93)．ここ では鉄筋腐食が RC 部材に及ぼす力学性能への影響を調べるため，AA 橋の撤去床版から採取した鉄筋 を図 3.4.13 に示す万能試験機を用いて引張試験を行っている．またコンクリート中の鉄筋が腐食すると コンクリートと鉄筋の付着応力にも影響するため 94-97) ，公称直径 19mm の異形鉄筋を電気腐食させ図 3.4.14 に示す鉄筋とコンクリートの片引き試験を行っている． 図 3.4.15 は鉄筋腐食による質量減少率と，腐食なしの鉄筋を基準とした最大引張力の比率(以下，最大 引張力比)を示す．鉄筋腐食により鉄筋の最大引張力は減少し，鉄筋質量が約 3 割減少すると鉄筋の最大 引張力は 5 割減少する．塩分による鉄筋腐食は孔食しやすく，鉄筋の最大引張力は腐食で最も減肉した 断面がクリティカルとなり，腐食による質量減少量よりも鉄筋自身の耐力低下は大きくなる．また図 3.4.16 は鉄筋腐食による質量減少率と，鉄筋腐食がない状態を基準にしてコンクリートと鉄筋の付着応 力比（以下，付着応力比）を示す．鉄筋腐食による付着応力比は鉄筋の耐力低下に比べ急激であり，腐 食による質量減少率が 10%を超えた程度から急低下する．鉄筋腐食で生じるコンクリートのひび割れが 付着応力に大きく影響すると考えられる． 図 3.4.13 万能引張試験機による 図 3.4.14 腐食鉄筋の引張試験 図 3.4.15 電気腐食させた鉄筋と コンクリートの片引き付着試験 鉄筋腐食による質量減少率と 図 3.4.16 腐食なし鉄筋を基準とした最大引張力比 鉄筋腐食による質量減少率と 腐食なしの状態を基準とした付着応力の比 - 97 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.4.5 塩害した撤去床版の耐荷特性に関する実験 疲労と凍結防止剤による塩害で複合劣化を受けた RC 床版の耐荷力を把握するため，AA 橋の撤去床 版を対象に，最大荷重 2MN の載荷機を用いた室内載荷実験を行う．室内載荷実験は，実構造物におけ る RC 床版の劣化状況とその耐荷力の関係を調べるため，供試体の外観上の評価から，図 3.4.17 の 3 つ に区分する．外観変状の A 区分は，RC 床版上面に変状は無く，かつ下面に一方向（橋軸直角方向）ひ び割れが生じたもの，B 区分は鉄筋腐食により RC 床版上面がはく離し，かつ下面に溶出消石灰を伴う 二方向ひび割れが生じたもの，C 区分は鉄筋腐食により RC 床版上面および下面がはく離したものであ る．表 3.4.3 は実験の概要として供試体の記号や載荷方法，また供試体の概要として外観状況や，配筋 状況およびコンクリートの物性値を示す．なお供試体の記号の PS-3～PS-5，PS-7 および PS-8 は，押抜 きせん断実験の供試体数を増やす目的で曲げ実験後の供試体を活用している． （a）外観変状 A 区分（劣化の少ない RC 床版） （b）外観変状 B 区分（RC 床版の上面が劣化） （c）外観変状 C 区分（RC 床版の上面・下面が劣化） 図 3.4.17 供試体の外観評価 - 98 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 表 3.4.3 記号 載荷 実験および供試体の概要 外観の状況 外観 変状 区分 方法 1) 下側鉄筋の配筋状況 床版下面 はく離面積率 2) 主鉄筋 配力筋 4) 3) ひび割れ密度 As dd3) As4) 上面側 下面側 dm 2 2 (m/m2) (%) (%) (mm) (mm ) (mm) (mm ) コンクリート物性 圧縮 強度 5) (MPa) ヤング 係数 6) (GPa) BM-1 BM A 2.2 0.0 0.0 163 2865 147 3725 20.1 18.0 BM-2 BM B >10.0 70.0 0.0 173 〃 158 〃 28.1 21.6 BM-3 BM C >10.0 70.0 40.0 164 〃 154 〃 23.4 19.6 PS-1 PS A 2.2 0.0 0.0 163 〃 147 2006 20.1 18.0 PS-2 PS B >10.0 40.0 0.0 164 〃 154 〃 23.4 19.6 PS-3 PS(BM-3) C >10.0 100.0 40.0 164 〃 154 〃 23.4 19.6 PS-4 PS(BM-1) A 2.2 0.0 0.0 163 〃 147 〃 20.1 18.0 PS-5 PS(BM-1) A 2.2 0.0 0.0 163 〃 147 〃 20.1 18.0 PS-6 PS B >10.0 100.0 0.0 158 〃 135 〃 23.7 23.2 PS-7 PS(BM-2) B >10.0 100.0 0.0 173 〃 158 〃 28.1 21.6 PS-8 PS(BM-2) B >10.0 80.0 0.0 173 〃 158 〃 28.1 21.6 注 1) 載荷方法［BM：曲げ実験，PS：押抜きせん断実験，PS（BM-＊）曲げ実験＊後の押抜きせん断実験］ 注 2) 打音による濁音範囲によるはく離の面積率，注 3）鉄筋の有効高さの平均値，注 4）鉄筋量 注 5）コンクリートの圧縮強度（コア 3 体の平均値），注 6)コンクリートのヤング係数（コア 3 体の平均値） (1) 凍結防止剤の影響で腐食した鉄筋コンクリート床版の曲げ載荷と計測位置 曲げ実験は，図 3.4.18 の供試体を相対する 2 辺で単純支持，他の 2 辺を自由とし，直径 50mm の丸鋼 で腹板位置を支持する．載荷方法は，図 3.4.19 のように等曲げ区間 200mm を供試体の支間中央に設け， 荷重や変位制御により静的荷重を単調載荷する．また，たわみ計測は全断面有効とした中立軸の位置に L 字材を固定し，支持辺の沈下量を補正し供試体の支間中央の変位量を算出する． 図 3.4.18 曲げ実験の供試体（単位 mm） 図 3.4.19 - 99 - 曲げ実験の載荷方法と計測位置（単位 mm） 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (2) 曲げ実験結果 図 3.4.20 は曲げ実験における荷重－支間中央のたわみ量の関係を示す．引張鉄筋の腐食や床版下面に はく離がない BM-1，BM-2 の曲げ実験は，図 3.4.21 のように荷重の増加で RC 床版下縁から曲げひび割 れが発生し，最終的に RC 床版の上縁コンクリートが圧潰する破壊となる．一方，引張鉄筋が塩分によ り腐食し，床版下面にはく離がある BM-3 の曲げ実験は，床版下縁の曲げひび割れはあまり進展せず， 図 3.4.22 の引張鉄筋に沿った水平方向ひび割れが進展し，最終的に引張鉄筋下のかぶりが脱落する破壊 となる．なお BM-3 の曲げ耐荷力は 160kN で BM-1，BM-2 の曲げ耐荷力に比べて 25～30％の低下がみ られ，設計曲げモーメント相当の荷重と比べ約 2.7 倍である． 図 3.4.20 図 3.4.21 曲げ実験における荷重-支間中央たわみ量の関係 BM-1 ならびに BM-2 の曲げ実験の最終状態の概図 図 3.4.22 BM-3 の曲げ実験の最終状態の概図 - 100 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (3) RC 床版の劣化状況と曲げ耐荷力の関係 上面が劣化した RC 床版の曲げ耐荷力は，BM-1 と BM-2 の比較から床版下面のひび割れ密度や，床版 上面のはく離の影響は小さい．また BM-2 と BM-3 の比較から床版下面のはく離による曲げ耐荷力の影 響は大きい．図 3.4.23 および図 3.4.24 は，鉄筋腐食の有無による引張鉄筋とコンクリートの力の伝達機 構を推察したものである．引張鉄筋に腐食がない場合は，図 3.4.23 のように引張鉄筋のダウエル作用が 期待できるが 98-101)，引張鉄筋に腐食がある場合は，図 3.4.24 のように鉄筋の腐食によるひび割れで鉄筋 のダウエル作用による支圧力はほとんど効かなくなり，逆にダウエル作用で水平方向ひび割れが進展す る挙動になる．上記の破壊形態の変化に関する検証は今後の課題であるが，この要因により引張鉄筋が 腐食した BM-3 は，BM-1，BM-2 に比べ曲げ耐荷力が低下したと考える． 図 3.4.23 鉄筋腐食がない場合のコンクリートと 鉄筋の力の伝達機構の推定 図 3.4.24 鉄筋腐食がある場合のコンクリートと 鉄筋の力の伝達機構の推定 - 101 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (4) 凍結防止剤の影響で腐食した鉄筋コンクリート床版の押抜きせん断載荷と計測位置 押抜きせん断実験は，図 3.4.25 の供試体を相対する 2 辺で単純支持し浮上りは自由とする．載荷方法 は，図 3.4.26 のように供試体の中央点に正方形鋼板(10cm)と硬質ゴム板を介し，荷重 100kN まで 3 回繰 返し載荷した後に変位制御により単調載荷を行う．供試体の変位量は支持 2 辺の支点沈下量を補正し， 載荷点直下の変位量を算出する．供試体は p.99 の表 3.4.3 に示した材料諸元とし，撤去床版から幅 1200mm， 長さ 1000mm，厚さ 200mm を整形したものと，実験数を増すために曲げ実験後の供試体（曲げ破壊した 部分やハンチ部分を除く）から供試体を切出したものを用いる． 図 3.4.25 押抜きせん断実験の供試体 （a）側面図 図 3.4.26 （b）平面図 押抜きせん断実験の載荷と計測位置 - 102 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (5) 押抜きせん断実験結果 図 3.4.27 は押抜きせん断実験の荷重－変位の関係を示す．RC 床版の押抜きせん断耐荷力は松井式 73)， 式 3.4.1 で精度良く算定できる．表 3.4.1 の外観変状 A の供試体（PS-1）の場合，松井式で算出する押抜 きせん断耐荷力 346kN と実験結果 339kN が精度よく一致している．しかしながら，RC 床版の上面が劣 化した供試体（PS-2）の場合，押抜きせん断耐荷力の実験値 489kN は算定値の約 1.5 倍となり，また， RC 床版の上面と下面が劣化した供試体（PS-3）の場合は，松井式による押抜きせん断耐荷力の算定値 と比べ，約 0.2 倍の押抜きせん断耐荷力で実験値 64kN となっている． f 2a 2d c Ps f v 2a 2 x m x d 2(b 2 x d ) xm t m d 2(b 2d d 4cd ) x m 式 3.4.1 c ただし， f v 0.656 f 式 3.4.2 c f t 0.269 f 式 3.4.3 0.606 2/3 ここで，Ps：押抜きせん断耐荷力（N）， a,b：載荷版の主鉄筋，配力鉄筋方向の辺長（mm） xm，xd：主鉄筋，配力鉄筋方向の中立軸位置（mm） cm，cd：主鉄筋，配力鉄筋方向のかぶり深さ（mm） fv：コンクリートのせん断強度（MPa） ft：コンクリートの引張強度（MPa） f’c：コンクリートの圧縮強度（MPa） 500 489kN PS-1 PS-2 400 339kN PS-3 300 200 64kN 100 0 0.0 5.0 10.0 変位(mm) 図 3.4.27 押抜きせん断実験の荷重－変位量の関係 - 103 - 15.0 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (6) 劣化状況と押抜きせん断耐荷力の関係 図 3.4.28 は横軸に RC 床版上面のはく離面積率，縦軸に押抜きせん断耐荷力の比（実験値を松井式の 理論値で除すもの）を示す．撤去床版を整形したもの（印●）と，曲げ実験後の供試体を再利用したも の（印○）を比較すると，曲げ実験の影響から押抜きせん断耐荷力の比は若干ながら低下する傾向とな る．また図 3.4.28 より鉄筋腐食で RC 床版上面が劣化した供試体（PS-2，PS-6～8）は，外観変状 A の劣 化の少ない供試体（PS-1，PS-4～5）に比べて押抜きせん断耐荷力の比が高い傾向になっている．一方， 鉄筋腐食で RC 床版上面と下面が劣化した供試体（PS-3）は劣化が少ないものに比べ，著しく押抜きせ ん断耐荷力の比が低い．このことから，RC 床版の押抜きせん断耐荷力は，曲げひび割れによる影響や 鉄筋腐食による影響を受ける．また，RC 床版の劣化が著しく進行した場合は，押抜きせん断耐荷力の 低下も生じると考えられる． (7) 劣化状況と押抜きせん断ひび割れの形態 図 3.4.29 は押抜せん断実験後に供試体の載荷点を通る長手方向線分で切断し RC 床版内のひび割れ発 生状況を観察したものである．ここでは供試体（PS-1，PS-2，PS-6）を実験後のひび割れ観察の対象と している．斜めひび割れの角度 102)は外観上で劣化の少ない供試体（PS-1）の場合は，荷重作用線から約 53.1～56.3°であるのに対し，鉄筋腐食で RC 床版上面が劣化した供試体（PS-2，PS-6）の場合，荷重作 用線から約 51.3～66.7°と鈍角化し，斜めひび割れ発生は複数化していることが確認される．鉄筋腐食で RC 床版上面が劣化した場合，押抜きせん断破壊面がどのような理由で，上記のような破壊形態に変化 するかは今後の課題であるが，このことが RC 床版の押抜きせん断耐荷力を増加させ，押抜きせん断破 壊面を 45°と仮定する松井式と比較し，実験結果の押抜きせん断耐荷力が大きくなったものと推察する． 図 3.4.28 RC 床版上面のはく離面積率と押抜きせん断耐荷力の比の関係 - 104 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (a) PS-1 の押抜きせん断実験後の破壊状態 CL P θ=56.3° 灰色部：断面欠損の部分 θ：荷重作用線からの角度 θ=66.7° (b) PS-2 の押抜きせん断実験後の破壊状態 (c) PS-6 の押抜きせん断実験後の破壊状態 図 3.4.29 押抜きせん断実験後のひび割れ観察 - 105 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.4.6 研究のまとめ 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化を評価するため，貫通ひび割れしたコンクリートの塩分浸 透に関する実験，中性化したコンクリートの塩分浸透に関する実験，鉄筋腐食による力学的特性に関す る実験，塩害した撤去床版の耐荷特性に関する実験を行った．本研究で得られた内容を整理すると，次 のようになる． 1) 貫通ひび割れを流下して床版下面に達した塩水は，供試体の勾配下流側に流れコンクリート表面が 湿潤していた．また貫通ひび割れの勾配上流側のコンクリート表面には白華現象が確認でき，コン クリートの細孔空隙により塩水が毛管現象で吸引されることにより塩分が拡散すると推察された． 2) 貫通ひび割れ部においてコンクリートに含まれる塩分は，非常に高い濃度となるが，貫通ひび割れ からコンクリート内部に拡散する塩分量は相対的に小さく，床版下面からの塩分拡散の方が大きい． 3) RC 床版下面に広がった凍結防止剤が溶けた塩水による塩分供給により，RC 床版下面からコンクリ ート内部に塩分浸透するという実橋での実態調査による仮定が本実験で再現できた． 4) 中性化の進行した部材は，中性化によってコンクリートの内部構造が緻密化し塩分浸透しにくくな り，中性化深さが大きくなるほど見掛けの塩分拡散係数は小さくなった． 5) 中性化した領域に塩化物イオンが浸透すると，乾湿繰り返し過程で，短期間に毛細管現象により塩 水が内部の未中性化領域に移動し，未中性化領域の塩分濃度は中性化領域より大きくなった． 6) 腐食による鉄筋強度の減少は，鉄筋質量が約 3 割減少すると鉄筋の最大引張力は 5 割減少した．塩 分による鉄筋腐食は孔食しやすく，鉄筋の最大引張力は腐食で最も減肉した断面がクリティカルと なり，腐食による質量減少量よりも鉄筋自身の耐力低下は大きくなった． 7) 腐食による質量減少率と，コンクリートと鉄筋の付着応力の変化は，腐食による鉄筋強度の減少に 比べて急激な付着力の低下が生じることがわかった．コンクリートと鉄筋の付着力の低下は，腐食 による質量減少率が 10%を超えた程度から急低下し，鉄筋腐食で生じるコンクリートのひび割れが 付着応力に大きく影響すると考えられる． 8) RC 床版の曲げ耐荷力および押抜きせん断耐荷力は，引張鉄筋の腐食による下面のはく離に影響を受 け，その耐荷力が低下する結果となった． - 106 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 3.5 結言 本章では凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価と題し，北陸道で見ら れる凍結防止剤の影響を受けた鋼橋 RC 床版を対象に研究した．本章での研究は大きく，次の 2 つに区 分され研究で得られた内容を次のように結論する． (1) 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化実態に関する研究 1) 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版は舗装に変状が生じやすい．路面のポットホールの直下の 床版は，コンクリートがぜい弱化し，堆積した土砂，滞水，鉄筋腐食，鉄筋露出が見られた． 2) 路面にポットホールが多発すると，その数年後には床版下面にひび割れや，ひび割れに伴う遊離石 灰が析出する．凍結防止剤による影響を受けた AA 橋と BB 橋の事例では，ポットホールが多発し てから約 6 年後に，約 6 割の床版のパネル（主げたと横げたで区画）で遊離石灰の析出が見られた． 3) 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化の発生位置は，走行車線の右タイヤの軌跡に多く生 じる．また横断勾配が低い路肩，舗装の施工継目，増厚コンクリートの分割施工の目地部にポット ホールが生じやすい． 4) 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版は，床版上面の浮き面積率と，床版下面のパネル判定に相 関があった．また凍結防止剤による塩害で RC 床版内部に水平方向のひび割れが生じていた． 5) 撤去床版の全 234 パネルのうち 54%の 126 事例で床版上面の劣化が見られた．この理由から，凍結 防止剤による影響を受けた RC 床版の点検は，床版下面のパネル判定による点検に加えて，床版上 面の外観状況も考慮する必要があると考えた． 6) 凍結防止剤による影響を受ける鉄筋腐食は，上側鉄筋で腐食している範囲が広く，腐食グレードも 進行している．また同一の鉄筋では，鉄筋上面に比べ下面で腐食が進行していた． 7) 3D スキャンによる鉄筋腐食の断面減少率の測定から，凍結防止剤による塩分による鉄筋腐食は，軸 方向や断面で不均一な腐食をしていた．鉄筋腐食による体積減少率は平均値 8.8％で，変動係数は 3.2%であった．鉄筋腐食による断面減少は，鉄筋の上面と下面に顕著に表れることがわかった． 8) ノギス測定による鉄筋腐食の質量減少率は，鉄筋のふし形状や孔食の影響を受けやすい．このため 3D スキャンを用いた鉄筋腐食の測定に比べて，推定精度は良くなかった． 9) 上下配置の関係にある鉄筋腐食による質量減少率の関係から，下側鉄筋に比べ上側鉄筋の質量減少 率が大きいことが分った． 10) 上側鉄筋の質量減少率は最大 15%で，また下側鉄筋の腐食による質量減少率は 5％未満と小さいも のが多いことがわかった．凍結防止剤による RC 床版の塩害は，上側鉄筋に顕著な腐食を生じさせ る特徴にあることがわかった． 11) SEM による鉄筋付近のコンクリート観察から，上側鉄筋付近のコンクリートに空隙面積率が大きい ことが分った．特に上側鉄筋の上面に比べ下面のコンクリート空隙率が大きく，上側鉄筋の下面は 腐食しやすい環境にあった． - 107 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 (2) 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の評価に関する研究 1） 貫通ひび割れを流下して床版下面に達した塩水は，供試体の勾配下流側に流れコンクリート表面が 湿潤していた．また貫通ひび割れの勾配上流側のコンクリート表面には白華現象が確認でき，コン クリートの細孔空隙により塩水が毛管現象で吸引されることにより塩分が拡散すると推察された. 2） 貫通ひび割れ部においてコンクリートに含まれる塩分は，非常に高い濃度となるが，貫通ひび割れ からコンクリート内部に拡散する塩分量は相対的に小さく，床版下面からの塩分拡散の方が大きい. 3） RC 床版下面に広がった凍結防止剤が溶けた塩水による塩分供給により，RC 床版下面からコンクリ ート内部に塩分浸透するという実橋での実態調査による仮定が本実験で再現できた． 4） 中性化の進行した部材は，中性化によってコンクリートの内部構造が緻密化し塩分浸透しにくくな り，中性化深さが大きくなるほど見掛けの塩分拡散係数は小さくなった． 5） 中性化した領域に塩化物イオンが浸透すると，乾湿繰り返し過程で，短期間に毛細管現象により塩 水が内部の未中性化領域に移動し，未中性化領域の塩分濃度は中性化領域より大きくなった． 6） 鉄筋腐食により鉄筋の最大引張力が低下することがわかった．鉄筋の最大引張力は，腐食により鉄 筋が減肉する質量に相関性があり，鉄筋質量が約 3 割減少すると鉄筋の最大引張力は 5 割減少した． この原因として塩による鉄筋腐食は孔食しやすく，鉄筋の最大引張力は腐食で最も減肉した断面が クリティカルとなり，腐食の質量減少量よりも鉄筋自身の耐力低下は大きくなることを考察した． 7） 鉄筋腐食によるコンクリートと鉄筋の付着応力は，鉄筋の耐力低下に比べ急激に低下する．付着応 力は，腐食による鉄筋の質量減少率が 10%を超えた程度から急低下し，鉄筋腐食で生じるコンクリ ートのひび割れが付着応力に大きく影響すると考察した． 8） RC 床版の曲げ耐荷力および押抜きせん断耐荷力は，引張鉄筋の腐食による下面のはく離に影響を受 け，その耐荷力が低下する結果となった． - 108 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 参考文献 1） 伊藤學：鋼構造学，ISBN 4-339-05050-4，pp.1-9（株）コロナ社，1985 年 11 月 2） 多田宏行（編著）：保全技術者のための橋梁構造の基礎知識，pp.23-55，ISBN 4-306-02371-0，鹿島 出版，2005 年 1 月 3） 大田孝二，深沢誠：橋と鋼，（株）建設図書，pp.201-290，ISBN 4-87459-213-9，2000 年 2 月 4） Eugene J. 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113 - 第 3 章 凍結防止剤の影響を受ける鉄筋コンクリート床版の劣化の実態と評価 価，コンクリート工学年次論文集，Vol.30，No.1，（社）日本コンクリート工学協会，2008 年 98） 堺孝司，角田与史雄：RC スラブにおける鉄筋のダウエル作用について，土木学会北海道支部論文 報告書，pp.289-294，（社）土木学会，1979 年 99） 古内仁，角田与史雄：鉄筋のダウエル作用による変形性状について，コンクリート工学年次講演論 文集，pp.509-512，（社）日本コンクリート工学協会，1985 年 100） 古内仁，角田与史雄：鉄筋のダウエル作用における非線形挙動について，コンクリート工学年次 論文集，Vol.8，pp.773-776，（社）日本コンクリート工学協会，1986 年 101） 鈴木基行，中村泰介，堀内信，尾坂芳夫：軸方向鉄筋のダウエル作用に及ぼす引張力の影響に関 する実験的研究，土木学会論文集，第 426 号/V-14，（社）土木学会，1991 年 2 月 102） 小柳洽：コンクリートおよびコンクリート部材の破壊過程とその設計への適用に関する基礎的研 究，金沢大学博士論文，pp.183-215，1976 年 10 月 - 114 - 第4章 凍結防止剤の影響を受けた 鉄筋コンクリート床版の劣化進行の 診断法と予防法 空 白 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.1 緒言 RC 床版のコンクリートの表面に凍結防止剤の塩分が付着すると，その塩分はコンクリートの内部に 浸透する．塩分がコンクリートに浸透するメカニズムは，コンクリートの表面に付着した塩分が水に溶 け，コンクリートの微細な空隙を塩水が移動することで説明される 1) ．また塩水でコンクリートが湿潤 するとコンクリートの微細な空隙は塩水で満されることになり，その後コンクリートが乾燥すると塩水 のうち水だけが蒸発して微細な空隙に塩分が残留する．塩水による湿乾の繰返しにより，コンクリート の内部に含まれる塩分は高濃度化する 2)．コンクリートの内部に含まれる塩分はセメント量の約 0.4%ま ではセメントが水和反応する際にフリーデル氏塩として固定化される 3) ．しかし塩分がセメント量の約 0.4%を超えると鉄筋を覆う不動態被膜が破壊され，鉄筋をイオン化させやすい環境におく 4)．通常，床 版は舗装や床版防水に覆われているため，コンクリートの表面に凍結防止剤の塩分が付着することは少 ないが，一旦でも舗装や床版防水システムに水漏れが生じると，床版は凍結防止剤により局部的に塩害 していく 5-7)．コンクリート内部の鉄筋が腐食は，図 4.1.18)のように錆が約 2.5 倍に体積膨張するためコ ンクリートに水平方向のひび割れが進展し，床版上面のかぶりコンクリートが浮くようになる 9-11) ．ま た RC 床版のコンクリートのひび割れは，塩水を毛細管現象により移動しやすくさせるため，コンクリ ートの内部に浸透する塩分は加速的に増加し，鉄筋の腐食をより深刻な状態とさせていく． 図 4.1.1 RC 床版上面の劣化に伴う床版内部のひび割れ 8) - 115 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 RC 床版の定期点検は，図 4.1.2 のように交通規制する必要がない床版下面からの目視，打音ならびに 触手で行うことが一般的である．凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化は，図 4.1.3 のように床版内部 のひび割れが生じる事例が多い．凍結防止剤の影響により床版内部のコンクリートの劣化は，床版下面 から上方へ約 15cm の位置に水平方向のひび割れが生じる．このため床版下面からの点検では，床版内 部の劣化を発見することが困難であり，さらに劣化の度合いを評価することは不可能である．近年では， 日常点検によりポットホールの発生状況を記録し床版上面の劣化を簡易に検知する方法が提案されてい る 12)．凍結防止剤の影響を受けた床版にポットホールが生じる段階は，床版の内部がかなり劣化した状 態と考えられる．このような背景から床版内部の劣化が軽微なうちに，床版内部の劣化を早期に診断で きる技術が求められている 13-15)． 本研究では凍結防止剤の影響を受けやすい北陸道の床版に対して効率的な維持管理法を提案すること を目的に 2 つの研究で構成する．まず凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行の診断法に関する 研究では，凍結防止剤の影響を受けた床版に対して各種の非破壊検査による診断法を試行し，診断法の 特徴，精度，費用などを整理する．各種非破壊検査の精度を検証するため，非破壊検査と直径 55mm の コンクリートのコア観察の結果を比較して非破壊検査の適合率を調べる．また各種診断法が実用性を検 証するため適合率と調査費による総合評価を行い，凍結防止剤の影響を受けた床版の実務的な診断法を 提案する．また各種診断法の適用範囲を明確とするため，凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化メカニ ズムを仮定し 16)，各種の非破壊検査がどの劣化の段階を検知するものなのか整理している．この研究に より凍結防止剤の影響を受けた床版に対して，劣化の傾向，範囲，度合いを推定する診断法を理解する 基礎資料を供する．つぎに凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行の予防に関する研究では，わ が国の高速道路の床版に対し，凍結防止剤の影響を可能な限り軽減する方策を提案することを目的とす る．具体には床版上面と下面の点検ならびに診断結果から，床版の劣化の重篤さを分類する提案を行う 17) ．また床版に対する凍結防止剤の影響を軽減するには，単純に鉄筋が錆ないようにエポキシ樹脂で鉄 筋を被覆するか 18)，透水係数が約 10-12~10-13m/sec の緻密なコンクリート舗装で塩分を遮断するか 19)，透 水係数が約 10-7~10-8m/sec のアスファルト舗装 20) と厚さ 1.0-3.5mm の床版防水 21) を組合す方法がある． 本研究は床版防水に関する基礎実験により床版防水システムの基礎知識を得た上で，床版の重篤さごと に凍結防止剤の影響を可能な限り軽減する予防法を提案し，北陸道の床版に対して維持管理計画を立案 するための基本的な考え方を提案する． RC 床 橋 版の 軸 直 切断 角 方 面 向 ） RC床版の切断面 （橋軸方向） RC床版上面 の浮き （ 鉄筋の 断面 RC床版下側の コンクリート表面 図 4.1.2 RC 床版下面の点検状況 図 4.1.3 - 116 - RC 床版上面の浮きと下面のひび割れ状況 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 本章は，凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行の診断法と予防法に関する研究として，5 つ の節で構成している． 図 4.1.4 4 章の構成 - 117 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.2 本研究の位置づけ 4.2.1 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版は，床版上面の鉄筋が腐食しやすい．このため床版の点検では， 床版上面のコンクリートの浮きを診断することが求められる．一般に床版の上面には，図 4.2.1 の厚さ 約 8cm の舗装が存在し 23)，床版上面のコンクリート浮きを把握するには舗装を全面に渡り撤去する必要 がある．図 4.2.2 は舗装を片車線に渡り全面的に撤去し調査する状況である．この種の調査は，非常に 大掛かりとなりコスト高となる．このため舗装の撤去せずに床版上面のコンクリートの浮きを実務的に 診断する方法が米国を中心に開発されている 24-27)．米国で開発される診断法は，外観目視による診断法， テストハンマーや金属チェーンを用いた打音による診断法 超音波による診断法 法 33) 30) ，衝撃弾性波による診断法 31) 28) ，自然電位法による鉄筋腐食の診断法 ，赤外線による診断法 32) 29) ， ，電磁波レーダによる診断 など多種ある．表 4.2.1 は Khalim らがまとめた各診断法の特徴を示す．米国では凍結防止剤の影響 を受けた床版上面のコンクリートの浮きを診断する方法が存在しているが，わが国では舗装のポットホ ールの補修跡を記録する方法が広く用いられ，各診断法を実務に活かされていない現状にある 34)． ↑床版上面の浮き 図 4.2.1 標準的な道路橋の舗装構成 23) 表 4.2.1 図 4.2.2 各種診断法の特徴 26) - 118 - 舗装の撤去による調査 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 凍結防止剤に影響を受ける RC 床版について，維持管理を中心とした略歴を表 4.2.2 に示す．米国は 1950 年代から 1960 年代にかけて高速道路網の建設期となる．その後 1980 年ごろから凍結防止剤の塩害 による床版の劣化が多く見られ，荒廃するアメリカとして広く知られている．米国型の床版の維持管理 は床版防水システムの技術はあまり発展していない．一方，凍結防止剤で劣化した床版上面のコンクリ ートの浮きを診断する技術が 1980 年代から盛んに研究される．イギリスやドイツを始めとする欧州型の 床版の維持管理では，1945 年ごろから鋼橋床版に床版防水システムが設置され，舗装や床版防水の技術 が発展する．このため欧州では床版上面の浮きを診断する技術は必要とされていない現状にある 35)． 一方，わが国の床版の維持管理は，高速道路網の建設期が 1960 年代から開始し米国や欧州に 10-20 年 遅れている．これまで凍結防止剤による床版の劣化は顕在化しておらず，床版疲労の対策に軸足が置か れてきた．1970 年の床版の陥没事故を機に，新規に建設される道路鋼橋は合成桁から非合成桁に移行さ れる．既設の鋼橋床版では 1972-1986 年の縦けた補強や，1995 年から床版の上面増厚の対策が主に採用 している．1998 年の旧 JH の設計要領からようやく床版防水層が義務化される．1998 年以前に建設され た縦貫 5 道（東北道，中央道，北陸道，中国道，九州道）は床版防水システムの設置は完了しておらず， これらの路線では自ずと米国型の床版の維持管理になりつつある．図 4.2.3 に北陸道ならびに東海北陸 道における 2008 年度の床版防水システムの実施状況を示す．北陸道の鋼橋は道路の幅員が約 10m で 4 主げた，床版厚 22cm のものが最も多い．22cm 床版厚の区分における床版防水システムの実施率は 26% に留まる．また 25cm 以上の床版厚の区分では，建設年次が 1998 年以降のものや，上面増厚による RC 床版の補強がなされたものが多く，床版防水の実施率は高い現状にある． 表 4.2.2 米国，欧州ならびに日本の道路橋 RC 床版の維持管理の略歴 35) - 119 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行の診断法に関する研究を行う目的として，表 4.2.3 に示 す北陸道の鋼橋床版について，舗装の変状から床版上面の浮きを推定する方法や，床版上面の浮きを早 期に診断できる非破壊検査 28-33)を試す．さらに床版が著しく劣化し取替えの要否を判断する場合の道路 の安全性を診断する方法として，3 章で取り挙げた北陸道の AA 橋，BB 橋について試験車による載荷試 36,37) 験や ，重錘を落下させる衝撃試験 38) で床版のたわみを測定し，RC 床版の曲げ剛性の評価に基づく 健全度評価を提案する． 床版厚ごとの主桁本数の内訳 床版厚ごとの床版防水の実施数 26% (95/364) 400 350 凡例 主桁数6以上 主桁数5 主桁数4 主桁数3以下 径間数 300 250 200 凡例 床版防水の実施 床版防水の未実施 150 21% (21/100) 100 0% 64% 38% (0/65)(47/73) 100% (55/55) (20/52) 100% (2/2) 1% (1/11) 50 0 20 21 22 図 4.2.3 23 24 25 床版厚（cm） 26 29 20 21 22 23 24 25 床版厚（cm） 26 29 北陸道（木之本-朝日間）の鋼橋 RC 床版の現状（2008 年度） 表 4.2.3 本研究で調査対象とする橋梁 橋梁名 構造形式 供用開始年月 床版支間(m) 床版厚(cm) 主な補修履歴 CC 高架橋 非合成鈑桁 1980 年 6 月 2.9 21 2003 年 床版防水 DD 橋 合成鈑桁 1977 年 12 月 2.9 22 2003 年 床版防水 (下り) +非合成鈑桁 EE 高架橋 非合成鈑桁 1978 年 10 月 3.0 22 特になし 非合成鈑桁 1974 年 10 月 3.0 21→25 (上り) (下り) BB 橋 (上り) FF 橋 ＋床版防水 合成鈑桁 3.0 1980 年 12 月 (上り・下り) ※ 1997 年 上面増厚 増厚前・後の床版厚さを示す． - 120 - 25 特になし 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.2.2 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の予防法 北陸道における道路橋の舗装の実厚は約 5-8cm のアスファルトを敷設することが一般的である．表 4.2.4 にアスファルト混合物ならびにコンクリート材料の透水係数を示す 39)．アスファルト混合物の透水 係数はコンクリート材料に比べて低い．近年では砕石マスチックアスファルト混合物が開発されたが，こ の混合物の止水性は空隙率と舗装厚に依存するため床版全面に渡り確実に止水することが困難である 40)． またアスファルト混合物は図 4.2.4 の油状のペトローレンと固体状のアスファルテンで構成される． レジン部分は加熱や紫外線により酸化，重縮合を起こしアスファルテンに変化する．長期使用したアス ファルトは硬く粘りが強いものに変化しひび割れが生じやすくなるため，止水性が大きく低下する アスファルト舗装のひび割れは図 4.2.5 が発生原因として考えられ 42) 41) ． ，代表な舗装ひび割れを図 4.2.6， 図 4.2.7 に示す．舗装のひび割れ以外にアスファルト混合物の止水性を低下させるひとつの要因として， 1990 年以降から開粒度アスファルトが高速道路で採用され始め，密粒アスファルト混合物に代わるよう になっている．このような背景から近年では床版防水システムの重要性が認識され始めている． 表 4.2.4 アスファルト混合物ならびにコンクリート材料の透水係数の概略値 39) 図 4.2.4 舗装構成とアスファルトの微細構造 40) - 121 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 図 4.2.5 図 4.2.6 舗装のひび割れ発生要因 42) 舗装の線状ひび割れの例 図 4.2.7 - 122 - 舗装の亀甲状ひび割れの例 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 床版防水システムに関する技術的な進展に関する略歴を表 4.2.5 に示す．床版防水システムの開発は， 戦後に旧西ドイツが合成鈑桁を実用化したことが発端とされる．1950 年代の床版防水システムは瀝青材 を加熱塗布していたが，1960 年代になると 0.1mm 厚さの銅箔を加熱した瀝青材で床版上面に貼り付け る工法に変化する．また 1970 年代にフランスで開発された瀝青シートが旧西ドイツへと伝わり，アルミ 箔付きの床版防水シートが広く使われるようになる．1983 年にはサクソニー地方の 99 橋を対象にした 床版防水システムの実態調査で，床版のコンクリートの水分が蒸発することにより図 4.2.8 のように舗 装が浮き上がる現象が報告される．この実態調査で舗装の浮きを取除くと，図 4.2.9 の床版防水層が膨 れる現象（以下，ブリスタリング現象）が発見され，1980 年代からは床版上面のコンクリート表面に床 版防水を設置する前処理として，エポキシ樹脂により床版上面をコーティングすることが標準となる． ドイツでは 1987 年に ZTV-BEL-B が整備され，イギリスでは 1994 年に BD47/94 が整備される． 一方，わが国の床版防水システムに関する取組みは，欧州から 30 年遅れ 1978 年に旧建設省から通達 が公布される．1987 年にわが国で初めて床版防水の技術資料がまとまる 43)．その後，1994 年に旧 JH 試 験所で床版防水層の技術資料の整備や 44)，1998 年に旧 JH の設計要領に明文化される．しかしながら 1998 年ごろの床版防水層はビルの屋根防水を改良したものが多く，床版防水層の設置から数年で止水効果が 無くなることが確認されている 45-48)．このため 2001 年に旧 JH で床版防水システム設計・施工マニュア ル（案）が整備され高機能防水が提案されたが 22)，床版防水のコストが従前に比べて高いため全面的に 採用されていない．このことからわが国の床版防水システムに関する取組みは発展途上といえる． 表 4.2.5 床版防水の技術に関するわが国とドイツ，イギリスの略歴 35) - 123 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 この背景から，凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行の予防法に関する研究では，凍結防止 剤の影響を可能な限り軽減する方策を提案することを目的とする．研究では床版上面と下面の点検なら びに診断結果から，床版の劣化の重篤さを分類し，凍結防止剤による劣化の兆候を早期に判定する方法 を提案する．さらに床版防水に関する基礎実験により床版防水システムの基礎知識を得た上で，北陸道 の床版に対して維持管理計画を立案するための基本的な考え方を整理し，床版の重篤さごとに予防法を 提案する． 図 4.2.8 図 4.2.9 舗装の浮き上がり 床版防水のブリスタリング現象 - 124 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.3 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法に関する研究 4.3.1 研究の目的 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版は，3 章で取り挙げた北陸道の AA 橋，BB 橋の実態調査から凍結 防止剤の塩分によりコンクリートが塩害することを明らかにした．凍結防止剤の影響を受けた床版のコ ンクリートの塩害は，上側鉄筋を腐食させ，床版上面のコンクリートに浮きが生じることで顕在化する． 床版上面のコンクリートが浮くと，図 4.3.1 のように舗装が支持力不足となり亀甲状ひび割れが発生す る．図 4.3.2 は RC 床版の鉄筋腐食によるひび割れが生じた場合の舗装の変形と，舗装上面からの外力を 作用させた場合の変形をイメージしている．アスファルト混合物は引張強度が圧縮強度の 1/10 程度であ り，引張に対する抵抗力は極めて小さい 49)．このため鉄筋腐食による床版上面の浮きが生じると床版が 面外方向に微小変形し，舗装に亀甲状のひび割れが生じる．さらに舗装上面の亀甲状のひび割れは，舗 装の止水機能が喪失した状態となる．図 4.3.3 は舗装に発生した亀甲状のひび割れを数カ月後に再観察 した状況である．アスファルト混合物とコンクリート材料の界面にすき間が生じ，図 4.3.4 の水の侵入 により床版上面のコンクリートがぜい弱となり土砂化する．床版上面のコンクリートがぜい弱した箇所 に，機械除雪車の排雪板が接触や大型車の輪荷重が繰返し通過すると，舗装にポットホールが発生する ようになる．舗装のポットホールなどの路面変状があると舗装の止水機能が喪失し，舗装の変状から床 図 4.3.1 図 4.3.3 舗装の亀甲状ひび割れの例 図 4.3.2 鉄筋腐食による舗装の支持力の変化 舗装の亀甲状ひび割れから数カ月後 図 4.3.4 亀甲状ひび割れによる床版上面の劣化 - 125 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 版内部に塩分が浸透し，床版の劣化は加速的に進展する．その後，床版の下面に遊離石灰を伴う二方向 ひび割れが生じるようになる．この研究は凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化進行の診断法に関する 研究を行う目的として，P120 の表 4.2.3 に示す北陸道の 5 橋について舗装の変状から床版上面の浮きを 推定する方法や，床版上面の浮きを早期に診断できる非破壊検査を試し，診断法の実用性を整理する． さらに床版の劣化が著しく，床版取替えの要否を判断する必要がある場合の基礎資料として，3 章で取 り挙げた北陸道の BB 橋の床版について，試験車による載荷試験や重錘落下の衝撃により床版のたわみ 量を測定し，床版の曲げ剛性の評価に基づく健全度評価を提案する． 4.3.2 舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法 (1) 調査の目的 北陸地方の高速道路における鋼橋の総延長は上下線別で 26.7km ある．全ての鋼橋床版に対し，床版 上面の浮きを詳細に診断することが理想であるが，実際には調査にかかる費用や時間的な制約から実現 性は乏しい．このため図 4.3.5 で示す舗装ひび割れと RC 床版上面の浮きに相関があると仮定し，図 4.3.6 に示す路面性状測定車による舗装のひび割れ 50) と，図 4.3.7 のように舗装撤去時に行ったテストハンマ ーを用いたたたき調査による RC 床版上面の浮きとの関係を調べ，舗装の破損から床版上面の浮きを推 定する実務法について研究する． 図 4.3.5 図 4.3.6 路面性状測定車 50) 舗装と RC 床版の劣化の関係 図 4.3.7 - 126 - 舗装撤去後の床版上面のたたき点検 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (2) 調査の概要 舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法の精度を把握するため，路面性状測定車による舗装 の点検と，上下関係の位置にある床版上面の浮き，床版下面のパネル判定の関係を比べる．なお床版上 面の浮きは舗装撤去時にテストハンマーを用いるたたき調査の結果とする．調査の単位は主げたと横げ たで区分する面を 1 パネルとし，約 1200 パネルを対象とする． (3) 調査の結果 図 4.3.8 は路面性状測定車による舗装の点検結果を示す．路面性状測定車による舗装の点検結果から， 舗装のひび割れの発生は，大型車の通行が多い走行車線側に多く分布している．舗装が破損することに より，雨水や冬期に散布される凍結防止剤が舗装内部を容易に流下する結果，床版上面のコンクリート に水や塩分が供給される状態となる． 図 4.3.9 は舗装に生じた亀甲状ひび割れと床版上面の浮きの関係を調べるため，路面性状測定車によ る舗装の亀甲状ひび割れの面積率ごとに床版上面のコンクリートの浮きの面積率を示している．なお舗 装に生じた亀甲状のひび割れ面積率は，1 パネルあたりの舗装の亀甲状ひび割れが 50%となるものを対 象とし，亀甲状のひび割れ面積率は 10%毎に区分して整理する．舗装の亀甲状ひび割れの面積率が 0-10％ の場合，床版上面の浮き面積率が 10%以上となるパネルは約 2 割ある．舗装の亀甲状ひび割れの面積率 が少ない場合，すなわち舗装の破損がないパネルの場合であっても凍結防止剤の影響を受けて床版上面 が浮いていることがある． 床版上面の浮き面積率は，舗装の亀甲状ひび割れの面積率に従って増える傾向にある．舗装の亀甲状 ひび割れの面積率が 50％を超えると凍結防止剤の影響を受けて床版上面の浮きは必ず確認される結果 となる．今回の調査では舗装のひび割れ位置と床版上面の浮きを同定することは困難であった．しかし ながら路面性状測定車による舗装の点検を行うことで，舗装に生じたひび割れを観察することができ， 床版が凍結防止剤の影響を受けやすい環境にあるか簡易に判定できると考える． 図 4.3.8 図 4.3.9 路面性状測定車による点検結果の例 舗装の亀甲状ひび割れ面積率と床版上面の浮き面積率 - 127 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 また図 4.3.10 は舗装に生じた亀甲状のひび割れ面積率と床版下面のパネル判定の結果を示す．舗装の 亀甲状ひび割れの面積率が 0-10％の場合であっても，床版下面のパネルが遊離石灰を伴う状態である A と B 判定が約 1 割で確認される．舗装に生じた亀甲状のひび割れが生じた場合であっても，床版防水層 の影響により塩分浸透が遮断されることが推定され，舗装の変状により上下関係にある床版下面のパネ ル判定の結果が必ずしも一致するというものではない．また床版下面の状態が健全と評価されるパネル 判定 E 以外の事例数は，舗装の亀甲状のひび割れ面積率が増加するに従って多くなり，舗装の亀甲状ひ び割れの面積率が 50％を超えると，床版下面が健全と評価されるパネル判定 E が無くなることがわかる． このことから舗装の亀甲状のひび割れ面積率と床版下面のパネル判定には相関する傾向がみられると考 える． (4) まとめ 北陸道の約 1200 パネルについて凍結防止剤の影響を受けた床版を対象に，舗装のひび割れと床版上面 のコンクリートの浮きならびに床版下面のパネル判定の関係を調べた．舗装の破損から床版上面の浮き を推定する実務法に関する研究で得られた結果を以下に整理する． 1) 路面性状測定車を用いた舗装の亀甲状のひび割れの面積率と，床版上面のコンクリートの浮きの面 積率に相関がみられた．しかしながら，路面性状測定車による舗装の亀甲状のひび割れと床版上面 のコンクリートの浮きの箇所は必ずしも上下関係が一致するものではなかった． 2) 舗装の変状箇所と床版の変状箇所が一致しない原因として，横断ならびに縦断勾配の影響，床版防 水の影響があると考えた．また舗装に亀甲状のひび割れがあると，雨水や凍結防止剤が舗装内部を 容易に流下する．このため床版上面のコンクリートに舗装を流下する水や塩分が過剰に供給され， 床版の劣化進行を早めると考えた． 3) 路面性状測定車による舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法としては，舗装に生じた亀 甲状のひび割れの有無や分布から，床版が凍結防止剤の影響を受けやすい環境にあるか簡易に判定 できると考えた． 図 4.3.10 舗装の亀甲状ひび割れ面積率と床版下面のパネル判定 - 128 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.3.3 舗装上面からの非破壊検査による診断法 (1) 研究の目的 約 1200 パネルの凍結防止剤の影響を受けた床版を対象とした調査から，舗装のひび割れと床版上面の コンクリートの浮きが概ね関係することがわかった．このため床版が凍結防止剤による影響を受けやす い環境にあるか，どうかは舗装のひび割れからその傾向がわかる．舗装のひび割れ位置と床版上面の浮 き位置は完全に一致するものではなく，床版上面の浮き範囲を調べる非破壊検査が求められる．この研 究は凍結防止剤の影響を受けた床版に各種非破壊検査を試行し，床版上面の浮き範囲を調べるための実 務的な点検方法を提案する． (2) 研究の概要 凍結防止剤による塩害は，上側鉄筋の腐食に起因して生じるコンクリートの浮きにより変状が顕在化 する．舗装面からの床版上面の浮きを検知する取組みは 1970 年代から米国を中心に行われている．その 方法は波の種類や使用する周波数により表 4.3.1 に分類され，ASTM に規定されている．米国と日本で は舗装の種別や諸元が異なることから，米国で開発された舗装上面からの非破壊検査をそのままわが国 の高速道路の調査として適用できるか調べることが重要である．このため北陸道の EE 高架橋ならびに CC 高架橋を対象に，舗装を介した床版上面の劣化を非破壊検査で調べる． たたき点検による診断とは，図 4.3.11 のように点検者が 0.9kg の石頭ハンマを用いて舗装面を打撃し， 清音と濁音を聞きわけて，床版上面の浮き範囲を推定する方法である．この方法は点検者の個人差が多 い診断法となる．一方，診断に要する時間が比較的に短時間であり，また極めて単純で直感的な診断な ことから，わが国でも最も広く採用される方法である． 衝撃弾性波法による診断法とは，図 4.3.12 のような機器を使用して床版上面の浮きを調べるもので， 点検者による個人差が少ない診断方法である．しかしたたき点検法に比べて診断に要する時間がかかり， これまでは研究の分野に留っている 51,52)． 地中レーダ法による診断法とは，図 4.3.13 のような機器を使用して床版上面の浮きを調べるもので， 多配列したレーダから電磁波を送信し鉄筋からの反射波の強度を測定するものである．図 4.3.14 に地 表 4.3.1 各種非破壊検査の概要 波の種類 調査方法 周波数域 調査の概要 弾性波 たたき点検 20Hz～ 舗装から石頭ハンマの打撃で弾性波を送り，反射音の (ASTM D 4580)28) 20kHz 相対変化を調査員の聴覚により定性的に観察する． 衝撃弾性波法 20Hz～ 舗装からインパクトハンマの打撃で弾性波を送り，反 20kHz 射音を受振機器で測定する．ポスト処理により反射音 (ASTM C 1383) 31) の伝搬特性（時間，周波数など）を定量的に分析する． 電磁波 地中レーダ法 30MHz～ 舗装面から電磁波を送信し，鉄筋からの反射波の強度 (ASTM C 6087) 33) 3GHz を測定する．ポスト処理により反射波の強度を相対比 較し，定性的または定量的に分析する． 赤外線法 (ASTM D 4788) 32) 3 THz～ 舗装面から出ている赤外線放射エネルギを可視化し， 30 THz 温度分布を測定する．ポスト処理により温度分布の相 対比較し，定性的に分析する． - 129 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 中レーダ法の画像例を示す．この方法は点検者による個人差は少ないが，たたき点検に比べて診断や画 像分析に多くの時間を要する特徴がある．また鉄筋からの反射波の強弱をもとに画像診断する特徴を持 つため，床版上面の浮きを判断にはグレーゾーンを設ける必要があり，画像分析に個人差が生じやすい． 赤外線法による診断法とは，図 4.3.15 のように赤外線カメラを用いて舗装の表面温度を測定し，温度 分布から床版上面の浮きを検出するものである．図 4.3.16 に赤外線法の画像例を示す．この方法は点検 者による個人差が少ないが気候や気温の影響を受けるため，赤外線に熟練した特殊点検者が必要となる． 図 4.3.11 たたき点検法による診断例 図 4.3.12 衝撃弾性波による診断例 床版上面の浮き 図 4.3.13 地中レーダ法による診断例 図 4.3.14 地中レーダ法の画像例 床版上面の浮き 図 4.3.15 赤外線法による診断例 図 4.3.16 - 130 - 赤外線法の画像例 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (3) 各種診断法の比較 舗装上面からの非破壊検査による診断法を比較するため，北陸道の EE 高架橋の RC 床版の任意の箇 所を対象に 4 種類の診断法を調べる．各診断法の比較は 2.6×2.6m の面を対象としている．図 4.3.17-図 4.3.20 に各診断法の比較を示す．図 4.3.17 のたたき点検法による結果では任意面の右側に浮きが多い傾 向にある．一方，図 4.3.18 の衝撃弾性波による定量的な評価では，任意面の中央を除いて縁部分でコン クリートの浮きを疑う結果となる．この結果から，たたき点検と衝撃弾性波の検知は必ずしも一致しな いことがわかる．また図 4.3.19 は地中波レーダによる診断結果を示す．図 4.3.19 の右側で鉄筋の造影線 が不明瞭であるが，この部分の床版上面のコンクリートに浮きが疑われる．地中波レーダによる画像は 床版上面のコンクリートの浮きと，浮いていない箇所を明瞭に区別することが困難である．図 4.3.20 は 赤外線法による診断結果を示す．図 4.3.20 の右側に相対的に高温な箇所が見られ，浮きの範囲は明瞭に 2600 2600 判別できる． 図 4.3.17 図 4.3.19 たたき点検法による診断結果 地中波レーダによる診断結果 図 4.3.18 図 4.3.20 - 131 - 衝撃弾性波による診断結果 赤外線による診断結果 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (4) 各種診断法の評価 表 4.3.2 に CC 高架橋の舗装上面からの非破壊検査による床版上面の浮きに対する各種診断法の実務化 を評価する．各種診断法の整合率は，コンクリートコアで床版内部のひび割れを目視した結果と比較し ている．路面性状測定車による舗装変状の目視の整合率は 63%で，調査コストも最も安く費用対効果に 富む．路面性状測定車による舗装の変状範囲から，床版上面の浮き範囲の推定はコアとの整合率の逆数 2.0 を舗装の変状面積に乗じることで，凍結防止剤による床版上面の浮き面積を概ね推定できると提案 する．たたき点検法による診断法は，各種調査の中でも床版上面の浮きに対して正確な情報を得ること ができる．たたき点検による濁音範囲から，概ね床版上面の浮き面積を推定できると考える．また地中 レーダ法による診断法の整合率は 63%となり，得られる情報の正確さは舗装の破損から床版上面の浮き を推定する実務法と変わらない結果となるが，調査コストは 70 倍となり実用的とは言い難い．またレー ダ機器を非接触にする方法も試したが，鉄筋の造影の反射波が明瞭でなく，グレーゾーン画像の判断が あいまいとなり技術的課題が残ると評価する．また赤外線法による診断法は見掛けの整合率は 100%と なっている．しかしながら赤外線法も地中波レーダと同様に画像を分析する者の判断に依存する面が大 きく，赤外線法による診断法を基軸にした調査の体系を確立するには技術的課題が多いと評価する． 表 4.3.2 調査方法 舗装上面からの非破壊検査の実用化の評価 評価 ※1 舗装の破損から床版上面の浮 きを推定する実務法 たたき点検による診断法 との整合率※2 分析費 合計費 --※4 --※4 20 20 ○ 88％ 70 120 210 400 70 250 1,080 1,400 10 210 20 240 70 150 320 540 探査 1 × 63％ 探査 2 △ -- 赤外線法による診断法 調査費 63％ ※5 ※7 規制費 ○ 地中レーダ法によ る診断法 調査コストの比較※3（円/m2） コア調査 △ ※6 ※7 (100％ ) ※1 現状における技術において，非破壊検査の総合評価を示す．印○は実務なもの，△は技術課題があるもの，×は 技術課題があり，かつ価格課題があるもの． ※2 コア調査との整合率とは，CC 高架橋での床版劣化調査において採取したコア 8 箇所と非破壊検査の結果を比較 し，上面劣化の有無の合致率を示す． ※3 調査コストの比較は歩掛で整理し，内訳は規制費，調査費，分析費とする．なお諸経費は含まない． ※4 路面性状調査の費用は分析費のみで整理している． ※5 地中レーダ法はレーダ機器を人力でけん引する方法（探査 1），レーダ機器を車両でけん引する方法（探査 2） で比較する．探査 1 はレーダ機器が舗装に接触するのに対し，探査 2 はレーダ機器が非接触とする方法を指す． ※6 地中レーダ法はレーダの反射波の強弱分布を画像で評価するため，床版上面の劣化の有無の評価は，レーダ反 射波による鉄筋の造影画像を分析する者の判断に大きく影響される．数字は，調査を委託した会社の分析者が 画像を判断した結果を示している． ※7 赤外線法は，放射熱エネルギの強弱分布を画像で評価している．このため上面劣化の有無の評価は，画像を分 析する者の判断に大きく影響される．括弧内の（数字）は劣化状況を把握したエンジ会社の技術者が画像を判 断している．グレーゾーンの画像を，無意識に評価している可能性があるため参考と扱う． - 132 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (5) まとめ 本研究では床版上面の浮きに対して各種診断法を試し，床版上面に生じた浮きを実際にコンクリート コアで目視することで，各種非破壊検査の整合率を整理した．舗装上面からの非破壊検査による診断法 に関する研究で得られた結果を以下に示す． 1) 路面性状測定車による舗装の点検結果と，直径 55mm のコアにより床版を削孔して床版上面の浮き を目視で確認した．結果，舗装に亀甲状のひび割れが生じている箇所の RC 床版では，8 箇所のコア のうち 5 箇所で床版上面の浮きが見られた．このため路面性状測定車による舗装の点検は，適合率 が 63%と評価された．路面性状測定車による舗装の点検を活用し，床版上面の劣化を推定すること が費用対効果に最も富むと評価した． 2) 舗装からのたたき点検による床版上面の劣化範囲の診断は，各種診断法の中で正確な情報を最も迅 速なものであった．舗装のたたき点検による診断で，概ね床版上面の浮き面積や範囲を推定できた． 3) 地中レーダ法による診断法は鉄筋の造影の明瞭さをもとに画像から床版上面の浮きを診断する技術 であり，コアとの適合率は画像を分析する者の個人差を受けた．地中レーダ法による診断法の調査 や分析に要する費用は，路面性状測定車による舗装変状の調査の 70 倍であった． 4) 赤外線法による診断法は，測定する時間帯や，温度分布の画像を分析する者の個人差を受けた．ま た赤外線法による温度分布の画像から，床版上面の浮きを判定するグレーゾーン評価の基準がない． このため赤外線法による診断法は，現状の技術や体制の枠組みでは実務に適さないと考えた． 5) 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の浮きの検知は，得られる情報の正確さや，調査に要する費用 を考慮すると，路面性状測定車による舗装点検が費用対効果に富み，ついで舗装からのたたき点検 による劣化範囲の推定から，より正確な情報を得る診断法がよいと提案した．北陸道ならびに東海 北陸道は，凍結防止剤の影響を受けた RC 床版が多いことから，床版下面の定期点検に加えて，床 版上面の点検として，上記の二つの診断法を組合せ診断することが実務的かつ正確な情報を得るも のと提案した． 4.3.4 床版下面からの非破壊検査による診断法 (1) 研究の目的 舗装上面からの非破壊検査による床版上面の浮きの診断法は交通規制を伴う調査となりやすく，診断 にかかる時間を短くし，交通規制の期間を可能な限り短くすることが求められる．このため舗装上面か らの非破壊検査による診断法は，診断法の高速化や自動化といった極めて大掛かりな調査となり，調査 機器を高度化する技術開発に迫られる．さらに調査機器の高度化は診断技術の特殊性を創出し，その技 術を維持するためのビジネスモデルや点検体制の構築が必要となる．また継続的かつ計画的に床版上面 のみの変状を診断する人員を配置することが必要となり，技術課題以外に大きな問題を含む． このため凍結防止剤による影響を受けた床版上面の浮きを診断する方法として，交通規制を必要とし ない床版下面からの非破壊検査による診断法を活用する機会が実務上で多くなる．凍結防止剤による影 響を受けた RC 床版は，コンクリート内部の鉄筋が腐食しやすい特徴を持つ．この特徴を利用して床版 下面からの鉄筋の腐食範囲を自然電位測定により推定する方法がある．この研究では，凍結防止剤によ る鉄筋腐食の範囲を，床版下面からの自然電位測定により推定可能であるかを BB 橋の撤去床版で試す ものである．さらに自然電位測定による鉄筋腐食範囲の推定法を，凍結防止剤の影響を受けた RC 床版 の診断法として実務化できるか評価するため，p120 の表 4.2.3 に示す 5 橋について自然電位測定を行い， 床版上面の浮きを推定している． - 133 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (2) 自然電位法による鉄筋腐食の診断法の概要 床版下面から RC 床版上面の浮きを調べる方法として自然電位測定がある．北陸道の BB 橋の撤去床 版について，ASTM C 87629)に準拠し飽和銅硫酸銅電極（以下，CSE）を用いた自然電位測定を，格子状 に 100mm 間隔で測定を行う．なお，照合電極からのリード線は下側鉄筋に結線する．コンクリート中 の鉄筋の腐食は，図 4.3.21 に示すように電荷の移動を伴う電気化学的反応であり，鉄筋が腐食している アノード部の電位は，卑側（－側）に変化することが多く，自然電位はこの負の電荷を検出する．また 自然電位による鉄筋腐食の評価は，コンクリートのかぶり部分の性状（含水率，温度，中性化深さ等） で自然電位測定値を補正し 53)，-350mVvsCSE より卑の範囲で 90%以上の確率で腐食があると推定する． (3) 鉄筋腐食による質量減少率と床版上面浮きの関係 図 4.3.22 は BB 橋の撤去床版による RC 床版上面の浮きの有無と，上側鉄筋の腐食による質量減少率 を示したものである．上側鉄筋の腐食による質量減少量は，温度 60 度の 10%クエン酸二アンモニウム 溶液に数日間浸け除錆し鉄筋長さ約 100mm に細分して質量測定し，腐食前の鉄筋質量の差から算出す る．なお腐食前の鉄筋質量は長さと断面積に鋼材の密度を乗じた計算上の質量として算出する． 床版上面の浮きがない撤去床版は鉄筋の腐食による質量減少量が約 5%未満で大半を占めるが，床版 照合電極 電位 差計 + スポンジ コンクリート O2 H2 O Fe(OH)2 Fe2+ OH- 不動態皮膜 e- 鉄筋 カソード 図 4.3.21 OH- eFe アノード カソード コンクリート中の鉄筋の腐食と自然電位測定 0.6 床版上面の浮き なし：n=133 あり：n=67 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0 1 2 3 図 4.3.22 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 上側鉄筋の質量減少率（%） 床版上面の浮きと上側鉄筋の質量減少率 - 134 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 上面に浮きが生じると上側鉄筋の腐食による質量減少率は 5％を超える範囲に分布するようになる．図 4.3.23 は幅 1900×長さ 1000mm の撤去床版の上面からテストハンマーによりコンクリートの浮きを調べ た結果で，図 4.3.24 は撤去床版の下面からの自然電位測定の等高線を示している．図 4.3.25 ならびに図 4.3.26 は上側鉄筋の腐食による質量減少率を示し，図 4.3.27 ならびに図 4.3.28 は下側鉄筋の腐食による 質量減少率を示す．床版上面のコンクリートの浮き，自然電位測定の電位差の等高レべル，上側鉄筋の 腐食の範囲と同じ傾向となるため，床版下面からの自然電位測定することにより床版上面の浮きを推定 できるものと判断される． 図 4.3.23 撤去床版の床版上面の浮き（単位 mm） 図 4.3.24 撤去床版の下面からの自然電位測定 鉄 筋 の 質 量 減 少 率 (%) 16 12 8 4 0 図 4.3.25 撤去床版の上側鉄筋の腐食状況 図 4.3.26 撤去床版の上側鉄筋の腐食コンタ 図 4.3.27 2.6 1.8 2.8 1.4 2.5 1.5 2.4 2.0 3.0 2.6 1.0 2.8 1.3 2.3 1.1 3.9 1.3 2.2 1.5 2.1 3.8 2.4 0.7 1.9 1.6 1.1 1.4 0.0 1.3 1.8 1.8 2.6 2.4 1.7 0.8 2.1 1.2 1.0 1.3 1.8 1.6 1.7 2.2 2.5 2.7 2.0 1.1 2.1 1.1 1.3 1.4 2.1 1.5 1.6 1.9 2.1 2.4 1.7 1.5 2.4 0.9 1.3 1.3 1.9 1.1 1.7 1.7 1.7 2.2 1.9 0.8 2.0 0.8 1.0 1.6 1.9 1.6 1.7 1.5 1.9 1.8 2.3 0.9 2.0 0.8 1.1 1.4 2.0 1.9 1.4 1.6 2.2 1.8 1.9 1.2 1.9 0.7 0.9 1.3 2.3 1.7 1.6 1.5 3.1 2.4 2.0 撤去床版の下側鉄筋の腐食状況 (数値は鉄筋の腐食による質量減少率) - 135 - 鉄筋の質量減少率(%) 鉄筋の質量減少率(%) 1.5 1000 1000 (数値は鉄筋の腐食による質量減少率) 図 4.3.28 5 4 3 2 1 0 撤去床版の下側鉄筋の腐食コンタ 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (4) 自然電位測定における鉄筋腐食の判断基準 BB 橋の撤去床版の下面からの自然電位測定結果と，その位置における上側鉄筋の腐食による質量減 少率の関係を図 4.3.29 に示す．自然電位測定値と上側鉄筋の腐食による質量減少率に相関性が見られ， 相関係数は 0.67 である．凍結防止剤の影響を受けた床版は上側鉄筋の腐食が先行する．また上側鉄筋の 腐食による質量減少率は約 5％を超えると，床版上面のコンクリートに上面に浮きが生じ始める．床版 上面のコンクリートに浮きが確認される上側鉄筋の質量減少率 5%に補助線 1 を設ける．次に，補助線 1 以上の範囲において，鉄筋の腐食による質量減少率が確認される自然電位の測定値が最も貴側（＋側） となる位置を求めると，自然電位の測定値は-275mV(vsCSE)あり，この値より卑側（－側）であれば， 鉄筋腐食の可能性が高いと判断できることを提案する． (5) 実橋の鉄筋コンクリート床版での自然電位の測定結果 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の上側鉄筋の腐食の範囲を推定するため，自然電位測定を約 4,500m2 で調査する．実橋 RC 床版における自然電位測定は，図 4.3.30 に示すように橋軸直角方向の測定 箇所を 7 点とし，橋軸方向は，0.5m 程度の格子状間隔で測定する．鉄筋腐食が生じていない健全なパネ ルは，作業の効率化を考慮し測定ピッチを間引いて測定を行っている．自然電位の測定結果の例を図 4.3.31 に示す．着色箇所は鉄筋腐食の可能性が大きいと推定する箇所であり，自然電位測定より鉄筋腐 食が推定される位置においてコア孔の観察によって床版上面の浮きが確認されている．床版下面からの 自然電位による鉄筋腐食範囲の推定で得られる情報はかなり正確なものであり，舗装の破損から床版上 面の浮きを推定する実務法と RC 床版下面の自然電位による診断法を組合せることで，交通規制を必要 としない RC 床版上面の浮きに関する診断法が実用できる． 図 4.3.29 鉄筋の腐食による質量減少率と撤去床版下面からの自然電位測定 - 136 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (6) まとめ 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版について，床版下面からの非破壊検査による診断法により実用性 を調べた．この研究で得られた結果を以下に示す． 1) 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版について，上側鉄筋の腐食による質量減少率と床版下面からの 自然電位測定値の関係を調べた．その結果，上側鉄筋の腐食による質量減少率と自然電位測定値は 相関が見られ相関係数は 0.67 であった．凍結防止剤の影響を受けた床版は自然電位測定により上側 鉄筋を含む床版内部の鉄筋の腐食を推定できると考えた． 2) 床版上面の浮きは鉄筋の腐食減少率が 5％程度で生じる現象であることを実態調査より確かめた． 鉄筋の腐食減少率が 5％における自然電位測定値が最も貴側（＋側）となる結果を調べたところ， 鉄筋腐食を表す自然電位測定値は-275mV(vsCSE)と仮定され，この値より卑側（－側）であれば鉄筋 腐食の可能性が高いと判断した． 3) 床版下面の自然電位測定による床版上面の浮きを診断するため，凍結防止剤の影響を受ける北陸道 の 5 橋，約 4,500m2 の RC 床版に自然電位法の診断法を試した．その結果，床版下面からの自然電位 測定で床版上面の鉄筋腐食が疑われた箇所では，コンクリートコア採取による RC 床版上面の浮き が確認され，RC 床版の上面の浮きに対して正確な情報が自然電位からも得られることがわかった． 4) この研究から床版下面から自然電位測定を行うことで，交通規制を行う必要がなく RC 床版上面の 浮きを診断する技術を提案した．また凍結防止剤により影響を受けた床版を詳しく調べる必要があ る場合に活用できる非破壊検査の技術として評価した． 図 4.3.30 実橋における自然電位の測点位置 凡例 鉄筋腐食の可能性大 鉄筋腐食の可能性中 A1 鉄筋腐食の可能性小 P1 Nodata P2 Nodata 図 4.3.31 実橋における自然電位の測定結果の例 - 137 - P3 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.3.5 試験車の載荷による床版たわみの診断法 (1) 研究の目的 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版は床版上面のコンクリートに浮きが生じやすい．床版上面の浮き はコンクリートを複層にする．したがって床版の曲げ剛性は低下し，活荷重によるたわみは大きくなる． これまで前述した床版上面の浮きを検知する診断法では，床版の構造的な安全性を確かめる観点のもの ではなく，床版上面に浮きの有無のみを扱っている．著しく床版が劣化し取替えの要否を判断する必要 がある場合は，床版の構造的な安全性を評価する技術が求められる．本研究では凍結防止剤の影響によ り生じる床版の曲げ剛性の変化を試験車による載荷試験で調べ，活荷重たわみを基にした曲げ剛性の推 定により床版の健全度評価を行うことを提案する． (2) 試験車の載荷による床版たわみの計測方法 実橋の RC 床版たわみの計測は，BB 橋の取替前の床版を対象にする．床版のたわみ量は図 4.3.32 の主 げた G2-G3 パネル間の対傾構の中央に変位計を設置し床版のたわみ量を記録する 54) ．載荷は図 4.3.33 の試験車（前軸 40kN，後 2 軸 160kN）を計測点上で静止させる方法（静止載荷）と，定速 80km/h で走 行させる方法（走行載荷）の 2 種類とする．静止載荷は計測時に試験車のタイヤ位置を正確に測定でき るが試験の時間が長く，その間は交通規制する必要がある．幅員 10m で 4 主げたの場合，試験車の右タ イヤ位置が主げた G2-3 の中央付近を通過するため交通規制を必要としない走行載荷も併せて実施する． 図 4.3.32 たわみ計測と試験車載荷位置 図 4.3.33 試験車の諸元 - 138 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (3) 静止載荷による床版のたわみ量 図 4.3.34 は，載荷位置のずれによる静止載荷のたわみ量の違いを示す．また既往の研究では大型車の 通過位置を正規分布と取扱うことができ標準偏差は約 300mm となるため 55)，後輪タイヤが測点上にあ る場合（載荷位置 A）と，載荷位置 A から路肩側に 300mm ずれた場合（載荷位置 B）を比較する． 図 4.3.35 は床版下面のひび割れ状況を示し，ひび割れ密度が 1.0m/m2 のパネルを健全パネル，ひび割 れ密度が 10.8m/m2 を劣化パネルと呼ぶ．健全パネルと劣化パネルの床版たわみ量の比較から，ひび割れ 密度が高くなると床版のたわみ量が大きくなることがわかる．また載荷位置 A と載荷位置 B による床版 たわみの比は，健全パネルで 0.75，劣化パネルで 0.60 と，劣化パネルの方が健全パネルに比べ載荷位置 のずれに影響を受ける． 図4.3.34 図4.3.35 載荷位置のずれの影響 床版下面の状況 - 139 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (4) 走行載荷と静止載荷の比較 図 4.3.36 は RC 床版（主げた間隔 3.0m，床版厚さ 25cm）の健全なパネルと劣化したパネルの走行載 荷による RC 床版のたわみ量（3 回計測の最大値）と，静止載荷による床版のたわみ量を示す．載荷方 法の違いによる RC 床版のたわみ量の影響は小さく，走行載荷の最大値は静止載荷の結果とほぼ同等に なる．走行載荷によるたわみ値の衝撃係数は静止載荷とのたわみ比より 1.06～1.25 と試算される．この ことから RC 床版のたわみ量から曲げ剛性を評価でき，RC 床版の健全度評価は可能と推察する．さらに 走行載荷を 3 回以上行えば，RC 床版の健全度評価に十分な精度のたわみ量を得ることができる．また 図 4.3.36 に示すたわみの形状は健全なパネルと劣化したパネルで異なり，健全な RC 床版は曲げ変形す るのに対し梁状化した RC 床版のせん断変形に移行し，図 4.3.37 のように変形するためと考える． 図 4.3.36 実橋の床版たわみ計測の結果の例 図4.3.37 RC床版の輪荷重による変形 - 140 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (5) 格子解析モデルの構築 試験車の静的載荷試験により RC 床版のたわみ量を算出するため，表 4.3.3 に示す汎用骨組解析ソフト Multiframe を用いて RC 床版の格子解析を行う．RC 床版の骨組解析モデルは格子間隔を 250mm とし， 主げたの腹板位置をピン固定（回転自由）で支持する．格子解析で考慮する荷重は，実橋での載荷試験 で用いた試験車の諸元に準じ，タイヤの輪荷重や，軸間距離，タイヤ間距離を設定し入力する．また試 験車による活荷重が前進移動することを考慮し，図 4.3.38 のように 1.25m ずつ輪荷重位置を移動し，逐 次解析を行っている． RC 床版の格子解析モデルの構築は，図 4.3.36 に示す実橋での試験車による載荷試験の健全パネルの たわみ量 0.12mm と，表 4.3.4 の解析パラメータを変化させた解析値を比較し，解析条件の逆解析を行う． 図 4.3.39 および図 4.3.40 に解析パラメータと RC 床版のたわみ量の影響線の解析結果を示す．この結果 から実構造物の RC 床版のたわみは，解析条件 B-2 に近いものと判断する． 表 4.3.3 格子解析の条件 プログラム Multiframe ver.9.03 要素 床版部材 = 梁要素 節点数=1722，要素数=3,361 支持条件 橋軸直角方向支間の支持条件 G1：鉛直・水平固定，回転自由 G2-G4：鉛直固定，水平自由，回転自由 図 4.3.38 RC 床版の格子解析モデル - 141 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 表 4.3.4 剛性条件 ヤング係数条件 コア実測による係数 (E=17.8GPa) 設計基準強度による係数 (E=25.0GPa) 解析パラメータと記号 上フランジ 上フランジ の剛性なし の剛性あり A-1 A-2 B-1 B-2 図 4.3.39 床版たわみ量の影響線解析（A-A 断面） 図 4.3.40 床版たわみ量の影響線解析（B-B 断面） - 142 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (6) 床版のたわみ量による健全度評価 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版は床版上面にひび割れが発生する．このため増厚コンクリートは， 既設床版と一体化した状態や，はく離した状態が混在する．ここでは増厚コンクリートの一体性を 2 極 化し，表 4.3.5 に示す梁要素に剛性を与える．なお梁要素は 25cm の RC 床版の曲げ剛性を与える．また 疲労した RC 床版はひび割れにより既設床版の剛性低下が推察され，コンクリート断面を全断面有効と した状態と，引張側のコンクリートを無視した断面の 2 つの剛性を考慮する．図 4.3.41 に凍結防止剤の 影響を受けて床版も曲げ剛性の変化イメージを示す． 図 4.3.42 は，格子解析による床版のたわみ量の影響線結果を示す．この結果から凍結防止剤の影響を 受けた床版は，劣化状況によって曲げ剛性が低下し活荷重によるたわみ量に影響を与えることがわかる． さらに図 4.3.36 の実橋の静止載荷の劣化パネルのたわみ量 0.25mm であり，解析結果からこのときの状 態は，増厚コンクリートと既設床版が完全にはく離した状態に近いと推定できる． 実構造物における床版の活荷重たわみを計測し，解析の結果と比較することで RC 床版の曲げ剛性条 件を推定でき力学的な健全度評価ができる．また表 4.3.6 は凍結防止剤の影響を受けた床版の載荷試験 でのたわみの管理基準を提案している．床版の全断面が有効となるたわみ量は実橋での載荷試験から 0.12mm と計測されており，そのたわみ量の 1.3 倍の 0.16mm を補修水準レベルとし，たわみ量の 1.7 倍 の 0.20mm を緊急に補修が必要なレベルを示すものと提案する． 表 4.3.5 記号 上面増厚と 既設床版 注 1） 床版の曲げ剛性の条件と記号 既設床版の 断面条件 注 2） 断面 2 次モーメント (cm4)［B-2 との比率］ B-2 一体 全断面 32552 B-2-a 〃 RC 断面 18451 [56.7%] B-2-b はく離 全断面 16927 [52.0%] B-2-c 〃 RC 断面 11379 [35.0%] 注 1）床版の条件（一体：増厚と既設床版を一体で考慮，はく離：増厚と既設床版を 2 層で考慮） 注 2）既設床版の条件（全断面：全断面を有効とする，RC 断面：コンクリート引張域を無視する） 図 4.3.41 凍結防止剤の影響により変化する床版の曲げ剛性の変化イメージ - 143 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (7) 床版たわみの補正係数 たわみによる床版の健全度評価を行う場合は，載荷試験の荷重項や床版の曲げに関する補正項を考慮 する必要がある．ここでは荷重補正項と主げたの間隔と床版厚の補正係数項を整理する． 1) 荷重項の補正（K1） 荷重項の補正は，載荷試験に用いた試験車の重量を表 4.3.7 の基本荷重を除し て算出する．補正係数の算出は，後輪 2 軸の重量を対象とする． 2) 主げたの間隔と床版厚の補正（K2） 3) たわみによる管理水準の補正法 床版の曲げに関する補正を表 4.3.8 に示す． 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版のたわみによる管理水準の補正 は，表 4.3.6 の載荷試験における床版支間中央のたわみの管理水準量に式 4.3.1 の補正を行い設定する． たわみの管理水準＝δ×K1×K2 図 4.3.42 床版たわみ量の影響線解析（A-A 断面） 表 4.3.6 載荷試験の床版支間中央のたわみ管理水準量 （載荷重 21.4t，床版支間 3.0m，床版厚 25cm） たわみの管理水準 床版支間中央 のたわみ量（mm） 補修水準レベル -0.16 緊急補修水準レベル -0.20 - 144 - 式 4.3.1 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 表 4.3.7 荷重項の補正に用いる基準 計測位置 重量（kg） 前輪軸 6,350 後輪 2 軸 15,050 総重量 21,400 表 4.3.8 曲げに関する補正項 主げたの間隔(m) 床版厚 2.7 2.8 2.9 3.0 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 21 1.23 1.37 1.52 1.69 1.86 2.05 2.25 2.46 2.68 22 1.07 1.19 1.33 1.47 1.62 1.78 1.95 2.14 2.33 23 0.94 1.04 1.16 1.28 1.42 1.56 1.71 1.87 2.04 24 0.82 0.92 1.02 1.13 1.25 1.37 1.50 1.65 1.79 25 0.73 0.81 0.90 1.00 1.10 1.21 1.33 1.46 1.59 26 0.65 0.72 0.80 0.89 0.98 1.08 1.18 1.29 1.41 (cm) (8) まとめ 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版について試験車による載荷試験を行い，凍結防止剤の影響により 生じる床版の曲げ剛性の変化を把握した．この研究で得られた結果を以下に示す． 1) 実橋の載荷試験による RC 床版のたわみ量の計測は，床版の健全度評価法として有用である． 2) 幅員 10m の 4 主げたの場合，静止載荷と走行載荷による RC 床版のたわみ量の計測結果の比較から， 走行載荷の測定を 3 回以上行い，その計測結果の最大値を用いれば，静止載荷の測定精度と同レベ ルの結果が得られることがわかった． 3) 実橋で劣化した RC 床版のたわみ量（δ=0.25mm）は，格子解析の結果から増厚コンクリートと既設 床版がはく離し，RC 床版が 2 層化した状態にあると仮定することで再現できた．したがって実構造 物における RC 床版のたわみ量を計測し，格子解析の結果と比較することで，RC 床版の力学的な健 全度評価が行えることが明らかになった． 4) 床版厚 25cm の RC 床版で全断面が有効である場合，活荷重によるたわみ量は実橋での載荷試験から 0.12mm と計測された．この計測結果を基に，健全なたわみ量の 1.3 倍の 0.16mm を補修の計画が必 要となるレベル，たわみ量の 1.7 倍の 0.20mm を緊急に補修が必要なレベルと提案し，荷重による補 正や，床版厚さならびに主げたの間隔でたわみ量を補正する診断法を提案した． - 145 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.3.6 重錘落下の衝撃による床版たわみの診断法 38) (1) 研究の目的 重錘落下式たわみ測定（以下，FWD）は舗装の健全度を判定するために用いられることが多いが，RC 床版のたわみ測定に適用した事例は少ない．FWD による測定は 1 測点を数分で調べることができるため 試験車を RC 床版に走行させて載荷する試験（以下，走行載荷）に比べ，測定時間が短くでき，かつ簡 便に RC 床版のたわみ量，たわみ形状を把握できる．本研究は高速道路における床版の活荷重たわみを 迅速に把握するため，試験車による走行載荷と FWD のたわみ量を比較し，その相関を調べる．また FWD による測定では，同時に複数点でのたわみ量を測定できることから，凍結防止剤の影響を受ける床版の たわみ形状を把握し，劣化した床版のたわみ挙動に関する基礎データを得る． (2) 重錘落下の衝撃による床版たわみ診断法の概要 図 4.3.43 に FWD 測定車の概要を示す．落下させる重錘は質量や落下高さを変更することで，載荷板 に任意の衝撃荷重を作用させる．重錘の落下は 1 箇所あたり 3 回行い，各センサーの最大たわみ量の平 均値を求める．図 4.3.44 に重錘落下の位置とたわみ測定点の位置関係を示す． 図 4.3.43 FWD 測定車の寸法(単位 mm) 図 4.3.44 重錘落下とたわみ測定の位置 - 146 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (3) 重錘落下による主げたの作用の控除 使用する FWD 測定車の固有特性を調べるため，床版作用によるたわみ変形が無視できる主げたの腹 板位置で衝撃荷重 45kN に相当する重錘を落下させる．結果を図 4.3.45 に示す．載荷板の中心点 D0 では， 重錘の落下により局所変形し，他の測点に比べ，その差は約 0.05mm である．重錘が落下する近傍では， 舗装が局所変形する影響を受けることがわかる．また載荷板の中心点から 200mm 以上が離れた測点 （D20~D200）では，重錘の落下により主げた作用のたわみが生じ，その量は約 0.20mm である．今回，使 用する FWD 測定車では主げた作用のたわみ量の影響を補正するため，載荷板の中心点から 2000mm 離 れた D200 のたわみ量を主げた作用のたわみに相当するとみなし，各センサーのたわみ量から D200 のたわ み量を控除し評価する． 図 4.3.45 主げたのウエブ位置における FWD 測定 - 147 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (4) 走行載荷と重錘落下の衝撃による床版たわみの比較 実橋の RC 床版のたわみ計測は，図 4.3.46 の幅員 10m，4 主 I 桁の鋼橋を対象にする．床版のたわみ量 の評価は，凍結防止剤による影響や疲労により劣化度が異なる代表 8 パネルとする．走行載荷の概要は， 主げた G2-G3 パネルの対傾構の中央位置に変位計を設置し，試験車両（前軸 40kN，後 2 軸 160kN）を 定速 80km で走行させ，床版下面からたわみ量を測定する．また FWD による測定は所定の重錘を走行載 荷と同じ測点に落下させ，路面からたわみ量を調べる． 走行載荷による床版のたわみ量に対し相関が高い FWD の測定条件を把握する．FWD による測定位置 や衝撃荷重をパラメータにとり，走行載荷の結果との相関係数を調べる．FWD の衝撃荷重は，20kN， 50kN，80kN の 3 条件とする．図 4.3.47 に走行載荷と FWD によるたわみ量の相関係数を示す．両者の相 関係数は，衝撃荷重の違いに比べて，測点位置に大きく影響する．載荷板の中心点から 450mm の距離 にある D45 が安定して相関係数が高い． 図 4.3.46 図 4.3.47 測定対象の橋梁概要 走行載荷と FWD によるたわみの相関係数 - 148 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (5) 重錘落下の衝撃による床版のたわみ形状 図 4.3.48 は調査対象の 8 パネルから健全な床版と劣化した床版の代表を抽出し，FWD 測定で得るたわ み形状を比較する．健全な床版のたわみ形状は概ね直線となるが劣化した床版では載荷板の中心点から 450mm 内で急な曲線となる．たわみ形状の急激な変化は床版の貫通ひびわれに影響していると考える． (6) 重錘落下の衝撃による鉄筋コンクリート床版の健全度評価 図 4.3.49 に走行載荷と衝撃荷重 80kN の FWD 測定（載荷板の中心点から 450mm；D45）の結果を示す． 走行載荷と FWD 測定 D45 の相関係数は 0.86 である．このことから FWD 測定は，走行載荷の床版たわみ 量と高い相関性がみられ，走行載荷による床版の健全度評価を FWD 測定に拡張することで迅速な診断 が可能であると考える． (7) まとめ 凍結防止剤の影響を受けた床版について，より迅速に床版の健全度評価を行うために試験車による走 行載荷と FWD 測定の相関を調べた．本研究で得られた結果を以下に示す． 1) 現地調査から，FWD 測定は走行載荷と高い相関関係にある． 2) 劣化した床版のたわみ形状は，重錘落下の近傍で急激な形状となり床版の貫通ひびわれに起因する． 3) 走行載荷による床版健全度評価を拡張することで，より迅速に FWD 測定による床版健全度評価が可 能であると提案した． 0.0 0.2 0.4 劣化した床版 0.6 0.8 健全な床版 0 図 4.3.48 500 1000 1500 載荷板中心からの距離(mm) 2000 健全な床版と劣化した床版のたわみ形状の違い 図 4.3.49 走行載荷と FWD による測定の関係 - 149 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.3.7 研究のまとめ 本研究では，凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行の診断法に関する研究として，舗装の破 損から床版上面の浮きを推定する実務法，舗装上面からの非破壊検査による診断法，床版下面からの非 破壊検査による診断法，試験車の載荷ならびに重錘落下の衝撃による床版たわみの診断法を試行した． この研究で得た内容を整理すると次のようになる． (1) 舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法 1) 路面性状測定車を用いた舗装の亀甲状のひび割れの面積率と，床版上面のコンクリートの浮きの面 積率に相関がみられた．しかしながら，路面性状測定車による舗装の亀甲状のひび割れと床版上面 のコンクリートの浮きの箇所は必ずしも上下関係が一致するものではなかった． 2) 舗装の変状箇所と床版の変状箇所が一致しない原因として，横断ならびに縦断勾配の影響，床版防 水の影響があると考えた．また舗装に亀甲状のひび割れがあると雨水や凍結防止剤が舗装内部を容 易に流下し，床版の劣化進行を早めると考えた． 3) 舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法としては，舗装に生じた亀甲状のひび割れの有無 や分布から，床版が凍結防止剤の影響を受けやすい環境にあるか簡易に判定できると考えた． (2) 舗装上面からの非破壊検査による診断法 1) 舗装の亀甲状ひび割れの面積率が大きくなるに従い，床版上面の浮き面積率や床版下面のパネル判 定は劣化が進行する傾向にあった．しかしながら，舗装の亀甲状ひび割れの面積率と床版上面の浮 き面積率は一概に一致しないことがわかった． 2) 厳密には舗装のひび割れ位置から床版上面の浮きを同定することは困難だが，凍結防止剤の影響を 受ける傾向にあるかどうか簡易判定する資料として活用でき，舗装の破損から床版上面の浮きを推 定する実務法として提案した． 3) 舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法で，舗装に亀甲状ひび割れが生じた箇所をコンク リートコアで削孔して床版上面の浮きの有無を目視確認した．その結果，舗装の亀甲状ひび割れが 生じた箇所の約 63%のコアに床版上面の浮きがあることが確認された． 4) 舗装上面からのたたき点検による診断法は，各種診断法の中でも床版上面のコンクリートの浮きに 対して最も的確な情報を得た．舗装上面からのたたき点検法による診断では，整合率の逆数である 約 1.2 倍程度の係数を乗じることで，おおよその床版上面の浮き面積を推定できると提案した． 5) 地中レーダ法による診断法は，鉄筋の造影の明瞭さをもとに画像から床版上面の浮きを診断する技 術であり，画像を観察する分析者の個人差を受ける診断法と評価した．本研究による地中レーダ法 とコンクリートコアによる整合率は，約 63%であり，この診断法で得られる情報の正確さは路面性 状測定車による舗装ひび割れから床版上面の浮きを推定する実務法と，大きく変わらない結果とな った．一方，調査や分析に要するコストは舗装ひび割れから推定する実務法の 70 倍となり，現段階 において実用的な診断法とは言い難いと結論した． 6) 赤外線法による診断法は，コンクリートコアによる見掛けの整合率は 100%となった．しかしながら， 赤外線法による温度分布の画像分析も，地中波レーダ法による診断と同様に画像のグレーゾーンを 判断する明確な基準がなく，現段階において実用的な診断法とは言い難いと結論した． 7) 床版上面の浮きに対して各種診断法を試し，また RC 床版上面に生じた浮きを実際にコンクリート コアで目視することで，それぞれの非破壊検査の整合率を相対比較した．その結果，凍結防止剤の - 150 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 影響を受ける RC 床版上面の浮きの検知は，調査から得られる情報の正確さや，調査に要する費用 などを考慮すると，舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法が最も優れ，ついで舗装上面 からのたたき点検による診断法が良いと結論した．このため北陸道における RC 床版上面の劣化を 点検するには，上記の二つの診断法を組合せることが実用的な診断法と提案できた． (3) 床版下面からの非破壊検査による診断法 1) 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版について，上側鉄筋の腐食による質量減少率と床版下面からの 自然電位測定値の関係を調べた．その結果，上側鉄筋の腐食による質量減少率と自然電位測定値は 相関が見られ相関係数は 0.67 であった．このことから，凍結防止剤の影響が懸念される RC 床版で は，自然電位測定により上側鉄筋を含む床版内部の鉄筋の腐食を推定できると考えた． 2) 床版上面の浮きは鉄筋の腐食減少率が 5％程度で生じる現象であることを実態調査より確かめた． 鉄筋の腐食減少率が 5％における自然電位測定値が最も貴側（＋側）となる結果を調べたところ， 鉄筋腐食を表す自然電位測定値は-275mV(vsCSE)と仮定され，この値より卑側（－側）であれば鉄筋 腐食の可能性が高いと判断した． 3) 床版下面の自然電位測定による床版上面の浮きを診断するため，凍結防止剤の影響を受ける北陸道 の 5 橋，約 4,500m2 の RC 床版に自然電位法の診断法を試した．その結果，床版下面からの自然電位 測定で床版上面の鉄筋腐食が疑われた箇所では，コンクリートコア採取による RC 床版上面の浮き が確認され，RC 床版の上面の浮きに対して正確な情報が自然電位からも得られることがわかった． 4) このような研究から床版下面から自然電位測定を行うことで，交通規制を行う必要がなく RC 床版 上面の浮きを診断する技術を提案した． (4) 試験車の載荷による床版たわみの診断法 1) 実橋の載荷試験による RC 床版のたわみ量の計測は，床版の健全度評価法として有用である． 2) 幅員 10m の 4 主げたの場合，静止載荷と走行載荷による RC 床版のたわみ量の計測結果の比較から， 走行載荷の測定を 3 回以上行い，その計測結果の最大値を用いれば，静止載荷の測定精度と同レベ ルの結果が得られることが分かった． 3) 実橋で劣化した RC 床版のたわみ量（δ=0.25mm）は，格子解析の結果から増厚コンクリートと既設 床版がはく離し，RC 床版が 2 層化した状態にあると仮定することで再現できた．従って，実構造物 における RC 床版のたわみ量を計測し，格子解析の結果と比較することで，RC 床版の力学的な健全 度評価が行えることが明らかになった． 4) 床版厚 25cm の RC 床版で全断面が有効である場合，活荷重によるたわみ量は実橋での載荷試験から 0.12mm と計測された．この計測結果を基に，健全なたわみ量の 1.3 倍の 0.16mm を補修の計画が必 要となるレベル，たわみ量の 1.7 倍の 0.20mm を緊急に補修が必要なレベルと提案し，荷重による補 正や，床版厚さならびに主げたの間隔でたわみ量を補正する診断法を提案した． (5) 重錘落下の衝撃による床版たわみの診断法 1） 現地調査から，FWD 測定は走行載荷と高い相関関係にある． 2） 劣化した床版のたわみ形状は，重錘落下の近傍で急激な形状となり床版の貫通ひびわれに起因する． 3） 走行載荷による床版健全度評価を拡張することで，より迅速に FWD 測定による床版健全度評価が可 能であると提案した． - 151 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.4 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の予防法に関する研究 4.4.1 研究の目的 北陸地方の高速道路は凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の上側鉄筋は局部腐食しやすい．床版の上 側鉄筋の局部腐食は，舗装の亀甲状のひび割れやポットホール等の変状が誘発する．舗装のポットホー ルとは直径 20-30cm 程度の局部的な穴を指し，床版上面のコンクリートの浮きが舗装の支持力不足とな るために生じる．舗装にポットホールが生じた段階は，すでに床版が凍結防止剤による塩分の影響をか なり長期間受け，コンクリートが塩害した状態と考えてよい． 北陸地方の高速道路では，橋梁の長寿命化を目指して舗装のポットホールが顕在化する前の段階で， 凍結防止剤による床版への影響を早期に診断することが重要だと認識され始めている．また床版の維持 管理においては，床版上面のコンクリートの浮きを未然に防ぐための診断，評価，補修の流れを予め決 めておくことや，凍結防止剤による塩分の浸透を予防することが大切である．本研究は凍結防止剤の影 響を受けた床版を，舗装のポットホールが顕在化する前の段階で把握し，効率的な維持管理を提案する 目的としている．凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化進行の予防するにあたり，まず凍結防止剤の影 響を受けた床版の劣化の実態から，凍結防止剤による床版の劣化メカニズムを正しく理解し，劣化現象 の進行過程を仮定する．つぎに床版の劣化のメカニズムを仮定した後は，劣化のメカニズムに基づき各 診断法の適用範囲を整理する．凍結防止剤による床版の劣化メカニズムの仮定と各診断法の適用範囲を 整理することで，どのような調査を行えば，舗装のポットホールが顕在化する前の段階でその予兆を把 握できるか系統を立てて理解することができる．さらに凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化進行を早 期に判定するため，床版上面と下面の診断から床版の重篤さを区分する方法を提案する．また凍結防止 剤の影響を受けた床版の劣化を軽減するため，床版防水に関する基礎実験を行い，床版防水システムの 基礎知識を得た上で，北陸道の床版に対して維持管理計画を立案するための基本的な考え方を整理し， 床版の重篤さごとに予防法を提案する 4.4.2 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化現象と各種診断法の適用範囲 (1) 研究の目的 従来，床版の劣化現象は主に交通荷重の作用による疲労劣化が問題とされていたが，近年では凍結防 止剤を使用する路線で床版上面のコンクリートの浮きが顕在化している．凍結防止剤の影響を受けた床 版上面のコンクリートが浮く劣化の現象は，従来の大型車交通の影響による疲労で床版が劣化する現象 と異なり，床版が凍結防止剤により劣化するメカニズムは明確となっていない．本研究では，北陸道に おける凍結防止剤の影響を受けた床版の実態調査をもとに，凍結防止剤による塩害で床版が劣化するメ カニズムを仮定し，舗装のポットホールが顕在化する前の段階で床版を効率的に維持管理することを提 案する目的とする．凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化原因は，舗装のひび割れや床版防水 の有無などの要因や，建設時の RC 床版の施工良否，供用時のコンクリートの中性化ならびに ASR の経 年劣化の要因が関係する．これらの要因が複数で混在する劣化機構に対しては，本研究では対象として おらず，未だ技術面で十分に解明されていない点が多く残されている．今後の研究により更なる効率的 な維持管理が提案され，凍結防止剤の影響をより軽減する技術が確立されることを期待するところであ る．凍結防止剤の影響を受けた床版は，道路の保全，交通の安全確保を行う上で急務となる事象である． このため今日まで北陸道の床版の補修で個々に実施してきた対策を整理し，現在の知見から将来の床版 の維持管理計画の基本的な考え方を提案する． - 152 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (2) 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化現象 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化現象は，床版の劣化進行をみると概ね次のような過程を経 ると仮定する． 1) 潜伏期 RC 床版のコンクリートの打設直後はまだ固まらないコンクリートが沈下しやすい．このため打設か ら数時間後のコンクリート表面は初期ひび割れが生じることが多い．また鉄筋下縁はブリージングによ り空隙が生じやすい．建設時における施工要否によるところが大きいが，現場打ちコンクリートの打設 後は，図 4.4.1 のような初期ひび割れがコンクリート表面に生じやすい．通常，コンクリート表面の初 期ひび割れは，一方向ひび割れが生じることが多い． 舗装にひび割れが生じていない段階では，床版は雨水や凍結防止剤の影響を受けにくい．しかしなが ら舗装が経年劣化などでひび割れると，冬期に路面散布される凍結防止剤の塩分が床版のコンクリート 表面に付着するようになる．コンクリート表面の塩分の付着は，コンクリートの連続する細孔空隙を満 たす水溶液に塩分が溶けることを意味し，コンクリート内部に塩分が浸透し始める．塩害の潜伏期にお ける床版は，コンクリートに含まれる塩分量は低く，また鉄筋の腐食はない状態である．図 4.4.2 は塩 害の潜伏期における床版下面の状況例を示す．床版の下面に主な変状は見られず，凍結防止剤による塩 分が床版上面に浸透する状況を目視調査で確認することは不可能である．また凍結防止剤による鉄筋の 腐食状況は，図 4.4.3 のように軽微な腐食となる．この段階における RC 床版の耐荷力の影響は少なく， 床版からコンクリートコアを採取し塩分濃度を調べることで劣化の進行が把握できる． 図 4.4.1 施工良否による初期ひび割れ 図 4.4.3 図 4.4.2 潜伏期の RC 床版下面 潜伏期における鉄筋腐食の状況 （腐食による鉄筋断面減少率 0.4%の例） - 153 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 2) 進展期（前期） 凍結防止剤の塩分供給が経年的に続くと，RC 床版のコンクリート中の塩分は次第に高濃度となる． コンクリート表面に含まれる塩分が高濃度化すると，今度はコンクリートの連行する細孔空隙によりコ ンクリート表面とコンクリート内部に塩分濃度の差が生じ，コンクリート中の塩分濃度は深さ方向に均 衡を保とうとすることで塩分の拡散現象が生じる．この塩分濃度の拡散現象により，塩分が鉄筋位置の コンクリート細孔空隙まで残留するようになると，鉄筋の不動態皮膜は塩分により破壊され鉄筋がイオ ン化しやすい環境となり鉄筋の酸化が始まる．図 4.4.4 に塩分によりコンクリート中の鋼材が腐食する メカニズムを示す．この段階の変状として，コンクリートに浸透した路面水が蒸発することで床版下面 に白華現象がみられることがある．図 4.4.5 に進展期（前期）における床版下面の状況例を示す．この 段階の上側鉄筋は，図 4.4.6 に示す程度の腐食となり鉄筋の断面減少率は約 3%未満とされる．上側鉄筋 は軽微に腐食しているものの床版上面に浮きはなく，舗装の変状は軽微である．このためこの段階の床 版の劣化は，目視のみで診断することが極めて困難である．進展期（前期）の診断方法としては，床版 からコンクリートコアを採取し塩分濃度を調べることや，自然電位により鉄筋の腐食範囲を推定する方 法がある． 図 4.4.4 塩分浸透による鉄筋腐食メカニズム 図 4.4.5 図 4.4.6 進展期（前期）の RC 床版下面 進展期（前期）における鉄筋腐食の状況 （腐食による鉄筋断面減少率 3.7%の例） - 154 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 3) 進展期（後期） 鉄筋の局部腐食によりミクロセルの腐食電池が形成され，鉄筋を孔食させる．鉄筋の腐食により質量 減少率が 5％程度になると，鉄の腐食生成物が約 2.5 倍に体積膨張する．このため図 4.4.7 に示すように 床版内部にはコンクリートのひび割れが発生し，床版上面のかぶりコンクリートが浮く現象が生じる． 床版上面のコンクリートの浮きは舗装の支持力不足の原因となる．したがって，図 4.4.8 のように舗装 には亀甲状のひび割れが生じ始め，床版下面にはコンクリート中の湿気が蒸発することにより発生する 白華現象がより顕著に確認されるようになる．通常，凍結防止剤の影響を受けた床版の場合，舗装の亀 甲状のひび割れは直径が約 20~30cm と軽微なものである．舗装に亀甲状のひび割れが生じると，舗装の 止水機能は完全に機能しなくなり，凍結防止剤の塩分が床版のコンクリート表面に容易に留まるように なる．さらに床版のコンクリート上面に滞水する塩分は，コンクリートのひび割れを伝ってコンクリー ト内部に浸透する．ひび割れ近傍の上側鉄筋は局部的な腐食が進行し，鉄筋の腐食生成物によりひび割 れの幅は進展し，コンクリートをさらに塩害させる．図 4.4.9 に進展期（後期）における鉄筋腐食の状 況を示す．なお進展期（後期）は上側鉄筋のみが腐食した状態で，床版の耐荷力の影響は少ない．進展 期（後期）の診断方法としては，舗装からのたたき調査や，地中レーダ法により床版上面の浮きを推定 する方法がある． 図 4.4.7 RC 床版上面の劣化に伴う床版内部のひび割れ 図 4.4.8 進展期（後期）の 舗装ならびに RC 床版下面の状況 図 4.4.9 進展期（後期）における鉄筋腐食の状況 （腐食による鉄筋断面減少率 5.5%の例） - 155 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4) 加速期 床版上面のコンクリートのひび割れが滞水する．水で浸された状態のコンクリートに大型車などの通 行車両が繰り返し作用すると，図 4.4.10 のように舗装のひび割れは緻密化し，舗装にポットホールが生 じるようになる．舗装に生じる緻密で亀甲状のひび割れ状態を放っておくと，水の影響を受けてコンク リート材料は分離しコンクリートは土砂化する．図 4.4.11 は舗装の亀甲ひび割れを経過観察した状況を 示すものである．経過観察した亀甲状のひび割れは，舗装と床版の界面に大きなすき間が生じさせ，ま たすき間からコンクリートが土砂化していることがわかる．この段階になると床版上面が劣化すること により，床版の曲げ剛性が低下して活荷重によるたわみ量の増加から図 4.4.12 のように床版を貫通する ひび割れが生じるようになる．また床版下面にはひび割れ密度の増加や，図 4.4.13 のように遊離石灰を 伴うひび割れが見られるようになる．加速期における上側鉄筋の腐食状況を図 4.4.14 に示す．なお加速 期は，上側鉄筋や下側鉄筋が腐食した状態で RC 床版の耐荷力は低下し始める．加速期の診断方法とし ては，舗装のポットホール記録や，赤外線法による床版上面の浮きを推定する方法がある． 図 4.4.10 舗装のひび割れの緻密化 図 4.4.12 舗装と RC 床版の劣化の関係 図 4.4.14 図 4.4.11 図 4.4.13 加速期の舗装の状況 加速期の床版下面の状況 加速期における鉄筋腐食の状況 （腐食による鉄筋断面減少率 7.3%の例） - 156 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 5) 劣化期 舗装にポットホールが生じ始めると，凍結防止剤の塩分を含む路面水や，単なる雨水が RC 床版を貫 通するひび割れを流れ落ちるようになる．図 4.4.15 は凍結防止剤の塩分で床版下面のコンクリートが湿 潤させるようになることをイメージしている．貫通ひび割れを伝い流れ落ちる塩水は，床版下面で乾湿 を繰り返し，塩水は高濃度化する．このため床版下面からコンクリート内部に塩分浸透するようになる． 一般的に既設橋梁の場合，床版下面のコンクリートは中性化が進行している．このため床版下面のコン クリートは中性化と塩害が複合劣化し，下側鉄筋の腐食が見られるようになる．図 4.4.16 に劣化期の舗 装の状況を示す．舗装はポットホールの発生により小規模補修が施され，その小規模な舗装から砂が流 出していることがわかる．図 4.4.17 に劣化期の床版下面の状況を示す．劣化期の RC 床版は下側鉄筋が 腐食し，かぶりコンクリートの浮きや，はく離・はく落が見られるようになる．なお，この劣化期は上 側鉄筋や下側鉄筋が腐食した状態で RC 床版の耐荷力は低下する．なお劣化期は，著しく上側鉄筋や下 側鉄筋が腐食した状態であることから，床版の耐荷力は大きく低下している．劣化期の診断方法として は，構造的な安全性に着目した評価が必要とされることから，試験車の載荷による床版たわみの診断法 や，重錘落下の衝撃による床版たわみの診断法により安全性を評価する必要がある． 図 4.4.15 図 4.4.16 貫通ひび割れを流下する凍結防止剤の塩分浸透 劣化期の舗装状況 図 4.4.17 - 157 - 劣化期の床版下面の状況 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (3) 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の各種診断法の適用範囲 図 4.4.18 は凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化の状態と，各種診断法の適用範囲をイメージする． 凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化は，劣化進展のメカニズムにより顕在化する変状が異なる．この ため凍結防止剤の影響を受けた床版を各種非破壊検査により診断するには，床版の劣化段階を適切に推 定し，調査計画を立案する必要がある． 凍結防止剤の影響を受けた床版を効率的に維持管理するには，第一に路面性状測定車により舗装点検 から床版上面の劣化の可能性を広く調べることが先決と考える．つぎに自然電位測定またはたたき点検 により凍結防止剤による床版上面の影響による劣化進行を早期に診断し，予防や補修計画を立案するこ とが理想である．また凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化がある程度進行した段階は，補修の緊急性 を把握するため，たわみによる健全度評価を行い，構造安全性を評価する必要があると考える． 図 4.4.18 凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化状態と各種診断法の適用範囲 - 158 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (4) まとめ 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化の進行を診断するため，凍結防止剤による塩分で床版 がどのように劣化するか，その過程を複数の事例をもとに仮定した．また凍結防止剤による塩分で床版 の劣化過程ごとに，各種非破壊検査による診断法の適用範囲を整理した．この研究で得られた知見を以 下に示す． 1) 凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化を，潜伏期，進展期（前期），進展期（後期），加速期，劣化 期の 5 つで区分し整理した． 2) 潜伏期は，凍結防止剤により上側鉄筋が腐食する前の段階と仮定した．進展期（前期）は，凍結防 止剤により上側鉄筋の腐食しはじめる段階と仮定した．進展期（後期）は，凍結防止剤による上側 鉄筋の腐食により床版上面のかぶりコンクリートが浮き始める段階と仮定した．加速期は，凍結防 止剤による塩害と疲労の複合劣化が生じる段階と仮定した．劣化期は，凍結防止剤による塩害，疲 労および中性化による複合劣化が生じる段階と仮定した． 3) 舗装にポットホールが生じる段階は，すなわち凍結防止剤による上側鉄筋の腐食により床版上面の かぶりコンクリートが浮き始める段階である．このため凍結防止剤の影響を受けた床版として，加 速期にあたる段階と位置付けた．舗装のポットホールは，凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化を 著しく進行させる．このため凍結防止剤の影響を受けた床版の診断法は，舗装のポットホールが生 じる前の段階において，劣化の兆候を正確に把握することが重要と考えた． 4) 舗装のポットホールが生じる前の段階における凍結防止剤の影響を受けた床版の診断技術は，路面 性状測定車による舗装点検や，自然電位による鉄筋腐食の推定法，床版からコンクリートコアを採 取することによる含有塩分量の調査，舗装面からのたたき点検ならびに地中レーダ法による床版上 面の浮きを検知する技術などがあった． 5) わが国において凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化を効率的に診断するためには，第一に路面性 状測定車により舗装点検から床版上面の劣化の可能性を広く調べることが先決と考えた．つぎに自 然電位測定またはたたき点検により凍結防止剤による床版上面の影響による劣化進行を早期に診断 し，予防や補修計画を立案することが理想であると考えた． 6) 凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化が外観調査により顕著に確認される場合，凍結防止剤による 床版の劣化が非常に進行した状態と推定された．このため，この段階の調査としては，補修の緊急 性を把握するため，試験車の載荷による床版たわみの診断法や，重錘落下の衝撃による床版たわみ の診断法により，床版の構造安全性を評価する必要があると考えた． - 159 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.4.3 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の重篤さの分類 (1) 研究の目的 鋼橋 RC 床版の効率的な維持管理を行うには，ある時点での床版の劣化の程度を定量的に見極め，最 適な補修法を選択し維持管理計画を立案することが重要である．この研究では北陸道ならびに東海北陸 道における凍結防止剤の影響を受けた床版を対象に，床版上面，下面の状態を組合せた床版の重篤さを 分類し，凍結防止剤による影響を受けた床版の劣化の兆候を早期に把握する評価法を提案する． (2) 床版上面の評価 凍結防止剤の影響を受けた床版は，床版上面側から劣化が進行する特徴を持つ．このため凍結防止剤 の影響を受けた床版の早期診断は，床版上面の状態を推測する点検結果を基にして評価することが不可 欠である．床版上面が凍結防止剤で塩害劣化する診断法は，路面性状測定車による舗装の破損から床版 上面の浮きを推定する実務法や，床版上面のたたき点検による診断ならびに床版下面からの自然電位測 定による診断が有効となる． ここでは上記の診断結果をもとに，床版上面の変状を大まかに 3 段階に整理することを提案する．床 版上面の変状は，表 4.4.1 に示すようにレベル 1 の床版上面の劣化がない段階，レベル 2 の床版上面の 劣化が進行中の段階，レベル 3 の劣化がある段階に区分する． 床版上面の劣化がレベル 1 の状態とは，舗装にひび割れやポットホールなどの変状がなく，さらに舗 装上面からのたたき点検，床版下面からの自然電位測定により鉄筋腐食などの変状が認められないもの をさす．この段階は，舗装の遮水効果が期待できることを想定している．このため床版上面の凍結防止 剤による影響は極めて少ないと想定する． 床版上面の劣化がレベル 2 の状態とは，舗装にひび割れが認められるが，舗装上面からのたたき点検 では変状が認められないものをさす．この段階は床版下面からの鉄筋腐食の範囲がパネル面積の 3 割未 満と想定している．この段階は舗装のひび割れにより舗装の遮水効果が低下しつつある状態を想定して おり，床版上面の劣化の進行を懸念する． 床版上面の劣化がレベル 3 の状態とは，舗装上面のたたき点検で変状が認められるもの，もしくは床 版下面からの自然電位測定により鉄筋腐食の範囲がパネル面積の 3 割以上のものを想定している．この 段階は，床版上面に変状が在るか無いかが重要な指標となることから，舗装変状の有無は考慮しない． 表 4.4.1 床版上面のパネル評価 床版上面の劣化 舗装の目視点検 舗装のたたき点検 記号 進行性の状況 舗装変状の有無 濁音箇所の有無 レベル 1 ない ない ない レベル 2 進行中 ある ない レベル 3 ある -- ある - 160 - 自然電位測定による鉄筋の 腐食の推定 鉄筋腐食の面積がパネル面 積の 3%未満である 鉄筋腐食の面積がパネル面 積の 3~29%にある 鉄筋腐食の面積がパネル面 積の 30%以上である 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (3) 床版下面の評価 橋軸直角方向に主鉄筋を有する一般的な道路橋 RC 床版の疲労劣化は，表 4.4.2 に示すように RC 床版 下面に活荷重たわみによるひび割れが生じ，ひび割れが無い E に続き D→C→B→A の過程を経る．わが 国の高速道路は，床版下面からのパネル判定法により全国一律で点検，評価している． 床版下面の疲労劣化の過程は，まず床版下面に微細な乾燥収縮ひび割れが橋軸直角方向に発生するこ とに端を発する．その後，一方向のひび割れにより梁状となった床版に輪荷重が繰返し載荷することで 橋軸方向のひび割れが進展し，亀甲状のひび割れが発生し始める．また主げた付近のねじりモーメント により床版上面もひび割れが発生し，せん断力の作用で下面側のひび割れの一部は上面のひび割れと連 結し，一部のひび割れは床版の部材厚を貫通する．床版に貫通したひび割れ（以下，貫通ひび割れ）が 生じると路面水がひび割れを伝い流れ落ち始め，また活荷重による正負交反するせん断力によりひび割 れがすり磨かれ床版下面に遊離石灰を析出する． (4) 床版上面と下面の評価 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版は，床版上面側から塩分が浸透し，塩害劣化が進行する．このた め，図 4.4.19 に示すように北陸道の床版の 427 パネルを対象に，床版下面の状態によるパネル判定と提 案する床版上面のパネル判定の関係を調べる．この結果から，実橋床版では床版下面のパネル判定が健 全な場合でも，床版上面に劣化が生じている場合がある．このため凍結防止剤の影響を受けた床版の評 価は，表 4.4.3 のように床版上面と下面の状態を組合せて評価することを提案する． 表 4.4.2 D パネル判定 ひび割れ イメージ図 ひび割れ形態 遊離石灰の発生 一方向 なし 床版下面の劣化過程とパネル判定 C B 二方向 軽微 図 4.4.19 亀甲状 多い 実橋床版の健全度評価の試行例 - 161 - A 亀甲状 著しい 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (5) まとめ 本研究では北陸道における鋼橋 RC 床版を対象に，凍結防止剤の影響を受けた RC 床版内部の劣化を 早期，かつ的確に把握するため，床版上面と下面の診断法を組み合わせ RC 床版の重篤さを評価するこ とを提案した．この研究で得られた知見を以下に示す． 1) 床版上面の変状は 3 段階でパネル判定することを提案した．レベル 1 は床版上面の劣化がない段階， レベル 2 は床版上面の劣化が進行中の段階，レベル 3 は劣化がある段階と仮定した． 2) 床版下面の変状を 5 段階で区分した．変状の区分は，従来からの床版下面の目視点検の評価による ものとして，床版下面に生じるひび割れの方向や遊離石灰を有無でパネル判定する． 3) 北陸道の床版の 427 パネルを対象に，床版下面の状態によるパネル判定と提案する床版上面のパネ ル判定の関係を調べた．この結果，実橋床版では床版下面のパネル判定が健全な場合でも床版上面 に劣化が生じている場合があり，床版上面と下面の状態を組合せて評価することを提案した． 表 4.4.3 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の健全度評価 床版下面 床版下面のパネル判定 E D C B A 床版上面 レベル 1 潜伏期 ~ 進展期（前期） 進展期（後期） ~ 加速期 ~ ~ 進展期（前期） 進展期（後期） 加速期 劣化期 進展期（前期） 進展期（後期） 加速期 劣化期 レベル 2 ~ ~ ~ 進展期（後期） 加速期 劣化期 進展期（後期） 加速期 ~ ~ 加速期 劣化期 劣化期 劣化期 劣化期 劣化期 レベル 3 劣化期 - 162 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.4.4 凍結防止剤の影響を予防する床版防水に関する基礎実験 (1) 研究の目的 床版防水は戦後 1945 年頃に旧西ドイツが合成鈑桁を実用化したことが発端となり開発されている．わ が国の高速道路における床版防水に関する取組みは，欧州から約 50 年遅れ 1998 年の設計要領に明文化 され，床版防水は発展途上の技術と位置づけられる．この研究は，わが国の高速道路に使用する床版防 水システムとして，1998 年の旧 JH の設計要領が公布された時代の床版防水について基礎実験を行い， 床版防水システムの基礎知識を得ることを目的とする． (2) 床版防水のブリスタリング現象の基礎実験 1) ブリスタリング現象の実験概要 舗装のひび割れや，橋梁の端部などから流入した雨水ならびに凍結防止剤により，床版の耐久性は著 しく低下する 56)．このため近年では床版の耐久性を向上する目的として，床版防水システムを設置し床 版内部に水や塩水が浸透することを防ぐことが重要と認識され始めている． 本研究は床版防水層に関する基礎知識を得る目的として，床版のコンクリートの水分が蒸発した場合 を想定したブリスタリング現象の基礎実験を行う．なお床版防水層のブリスタリングを再現する実験は 英国の防水指針である BD47/9957)に準じる． 2) ブリスタリング現象の実験方法 床版防水層のブリスタリングを再現する基礎実験は，シート系の床版防水を 4 製品，塗膜系の床版防 水の 5 製品を対象に実施する．実験で使用するコンクリート供試体は，寸法 300×300×55mm の JIS 平板 で水に浸した状態で 24 時間，表面乾燥のため 2 時間静置したものを用いる．図 4.4.20 に実験の手順， 図 4.4.21 に供試体の寸法を示す．床版防水にブリスタリング現象や気泡が発生しないか目視で観察し， 記録する． 300 C L コンクリート供試体 (300×300×55mm） 1）水浸状態で24時間 2）乾燥状態で 2時間 床版防水の設置する 床版防水の状態を目視する 図 4.4.20 実験の手順 図 4.4.21 - 163 - コンクリート供試体 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 3) ブリスタリング現象の実験結果 表 4.4.4 にブリスタリング現象の実験より得られた結果を示す．シート系の床版防水の場合，ブリス タリング現象は確認されなかった．しかしながら防水シートの下に細かい気泡が発生している状態が確 認され，図 4.4.22 の状態である．また塗膜系の床版防水は，図 4.4.23 のように床版防水の表面に直径 1-3mm 程度の気泡が発生する．気泡の発生は塗膜系防水を増し塗りしても収まらず，気泡が発生した同 位置に再び気泡が生じている． 表 4.4.4 番号 ブリスタリングの試験結果 床版防水の種類 試験結果 流し貼り型 防水シートの表面にブリスタリングおよび気泡発生はない． NO.2 流し貼り型 防水シートの表面にブリスタリングおよび気泡発生はない． NO.3 シート 系 NO.1 防水シートをコンクリート供試体から剥がすと，気泡が確認される． 溶着型 防水シートの表面にブリスタリングおよび気泡発生はない． NO.4 自着型 防水シートの表面にブリスタリングおよび気泡発生はない． NO.5 加熱型 防水の表面に直径 1mm 程度の気泡が発生している． NO.6 溶剤型 塗膜系溶剤型を塗布後，直径 1-3mm 程度の気泡が発生している． NO.7 NO.8 NO.9 塗 膜 系 気泡を潰し，再度，防水材料を塗布したが，同位置で気泡が発生する． 溶剤型 防水の表面に直径 1-3mm 程度の気泡が発生している． 気泡を潰し，再度，防水材料を塗布したが，同位置で気泡が発生する． 反応型 防水の表面に直径 1mm 程度の気泡が発生している． 反応型 防水の表面に直径 1mm 程度の気泡が発生している． 図 4.4.22 防水シート下の気泡 図 4.4.23 - 164 - 塗膜系防水の気泡 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4) まとめ 実際の現場で生じる床版防水のブリスタリング現象ならびに気泡が発生する現象は，コンクリート床 版の含水率や，気温および湿度，化学的な要因が影響する．これらの現象を実験室で厳密に再現するこ とは困難であるが，コンクリート平板の水分を蒸発させる簡易な実験により，床版防水の気泡の発生を 実験室で再現できた． 床版防水のブリスタリング現象や気泡の発生は，舗装と床版防水の付着性能に影響する問題である． このため実際の現場では，降雨後に床版防水を設置することを避けることや，あらかじめブリスタリン グ現象や気泡の発生に対して考慮されている高性能な床版防水を用いることが必要と考えた． (3) 舗装転圧時に関する基礎実験 1) 実験概要 舗装転圧時に関する基礎実験は，床版防水を施工する際に最も損傷を与えやすい舗装転圧時のアスフ ァルト骨材の押し込み挙動を再現し，目視観察するものである． 2) 床版防水に作用する力 床版防水が施工時に受ける損傷要因は，表 4.4.5 に示すように作業員の歩行，施工車両の通行荷重， 舗装転圧による損傷がある．舗設作業中のアスファルトフィニッシャや運搬トラックのキャタピラ・タ イヤ等が床版防水に作用する影響は，タンデム軸を考慮するとタイヤ接地圧 0.5N/mm2 程度となる．ま た夏場の路面温度を考慮すると，その負荷が作用する温度は 60℃程度と想定する．これに対し，舗装転 圧時におけるアスファルト骨材による床版防水の影響は，ロードローラの線圧が 45～65kgf/cm の範囲で ありローラの接地幅を 10cm と仮定すると，転圧時の接地圧は 0.6N/mm2 程度となる．またその時の温度 は密粒度アスファルトの舗設温度 170℃程度となる． このことから施工時における床版防水に影響する負荷は，接地圧ならび温度を考慮すると，施工車両 よりもアスファルト転圧による損傷の方が危険であると考える．この基礎実験では舗設作業時における 損傷要因の１つである舗装転圧時のアスファルト骨材の押し込み挙動を再現し，舗装転圧時の損傷要因 および損傷状況の把握を行っている． 表 4.4.5 損傷時期 損傷要因 温度 床版防水システムに損傷を与える影響要因 防水層設置時 作業員の歩行，工具落 舗装合材の運搬時 施工車両の通行による損傷 舗設時 舗装転圧によるアスファルト 下による損傷 骨材の押込みによる損傷 路面温度 60℃（夏期） 路面温度 60℃（夏期） 舗設温度 170℃ 接地圧 ―― 接地圧 接地圧 =輪荷重×(1+衝撃係数）/面積 =線圧／接地幅 =40kN×(1+0.25）/1000 =60(kgf/cm)／10(cm)=0.6N/mm2 =0.5N/mm2 - 165 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 3) 実験の方法 床版防水層に作用する力学的挙動は，舗設転圧時の場合に最も不利な状況が作用する．コンクリート 床版にアスファルト舗装転圧を行う場合，舗装骨材による押込み，舗装熱による影響が作用すると考え られ，これらの力学的な要因は場合によって床版防水層に破損や貫通孔などの損傷が生じ，漏水の主た る原因になると考えられる．このため図 4.4.24 ならびに図 4.4.25 に示す舗設転圧時による防水層への負 荷状況を再現する目的として，アスファルト合材の試験体を作成する締固め装置（ローラーコンパクタ） を用いて負荷試験を行う． 実験は密粒アスファルト（温度 170℃程度）をローラーコンパクタ（線圧 30kgf/cm，締固め回数を 22 往復）により転圧し，アスファルトが冷却後に防水層表面や舗装状況を観察し，舗装転圧時における床 版防水の損傷状況の把握する．なお実験に用いる供試体は，実験方法の妥当性を確認する目的としてア ルミ箔を剥型材に利用し，シート系防水工法ならびに塗膜系防水工法に関して実施する． 4) 実験の結果 舗装転圧により床版防水は，アスファルト骨材の押し込み挙動により表面破損や貫通孔などの損傷が 生じており，ローラーコンパクタを用いた締固めは舗設転圧時のアスファルト骨材の押し込み挙動を再 現できることが確認された．塗膜系加熱型は，図 4.4.26 のようにゴムアスファルトの塗布量に関係なく 面的な破損が確認された．このため防水機能が喪失していると考えられる．またシート系防水工法の試 験体は，芯材の目付量が少ない場合に図 4.4.27 のように防水シートが破損や貫通孔が生じていることが 確認された．以上のことから床版防水の性能評価は，床版防水の材料単体で評価するのではなく，床版， 防水層，舗装を含めた複層の床版防水システムとして評価する必要があると考えられた． 図 4.4.24 アスファルト転圧状況 図 4.4.25 試験体の仕様 貫通孔 図 4.4.26 塗膜系防水の損傷状況 図 4.4.27 - 166 - 防水シートの貫通孔 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (4) まとめ 凍結防止剤の影響を予防する床版防水に関する基礎実験を行い，床版防水システムの基礎知識を得た． 本研究で得られた結果を以下に整理する． 1) 床版防水に生じるブリスタリング現象ならびに気泡の発生は，気温変化やコンクリートの湿度等が 影響する要因である．コンクリート内の水分を蒸発させることで簡易に気泡の発生を再現できた． 2) 床版防水のブリスタリング現象や気泡の発生は，舗装と床版防水の付着性能に影響する問題である． 実際の現場では降雨後に床版防水を設置することを避けることや，高性能な床版防水システムを用 いることが望ましいと考えた． 3) 舗装転圧時の基礎実験では，アスファルト骨材の押し込みにより防水シートや塗膜系防水が貫通し た．床版防水はビルの屋根上防水と異なり，舗装と床版の間に位置する．このため床版防水の性能 評価はアスファルト骨材の押し込みを与え評価する必要があり，床版，防水層，舗装を含めた三位 一体で防水が機能するかを評価する必要があると考えた． 4.4.5 凍結防止剤の影響を予防する鉄筋コンクリート床版の維持管理計画 (1) 研究の目的 凍結防止剤の影響を予防する床版の維持管理計画は，床版の劣化を早期に発見し，床版がどの程度の 重篤な状態であるか分類することが重要である．凍結防止剤の影響を受けた床版の重篤さを分類するこ とで，補修法が明確になり，その後の設計，施工ならびに点検の一連した維持管理計画につながる．こ の研究は凍結防止剤による影響を受けた床版の維持管理計画を立案するための基本的な考え方を整理す るため，床版の重篤さの分類から最も適切と考える補修対策を提案することを目的とする． (2) 凍結防止剤の影響を予防する鉄筋コンクリート床版の維持管理の流れ 凍結防止剤の影響を受けた床版の塩害は舗装のポットホールを誘発する．また一旦，舗装にポットホ ールが顕在化し始めると道路の使用性は格段に低下し，さらに床版の劣化は加速的に進行する．このた め北陸地方の RC 床版の維持管理計画は，表 4.4.6 に示す 4 段階の基本的な考え方を整理している． 表 4.4.6 段階 第 1 段階 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の維持管理の流れ 基本となる思考法 凍結防止剤による塩害劣化の徴候を早期に見つけるためのスクリーニング分析や，継続的 な床版点検による変化に対して気付くことが重要と位置付ける． 第 2 段階 凍結防止剤による塩害劣化を認める床版に対し，塩害の進行度，疲労の劣化度により劣化 グレードを定義する．床版劣化の劣化グレードから将来に予想される状態を推定し，どの 段階で，どの補修法を選択するか計画することが重要と位置付ける． 第 3 段階 選択された補修法について詳細な設計を行うことが重要と位置付ける． 第 4 段階 詳細設計を基に施工が実施されているか，品質，施工を管理し，施工前における床版状況 の記録や，補修方法，補修した箇所についての記録を残すことが重要と位置付ける． - 167 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (3) 凍結防止剤の影響を予防するための鉄筋コンクリート床版の補修法 図 4.4.28 に RC 床版の劣化の重篤さと提案される RC 床版の対策の種類とその方法を示す．RC 床版の 対策の種類は，延命的な対策，根治的な対策，緩和的な対策の三つに区分する．図 4.4.29 に各対策の補 修コストと再劣化リスクの概念を示す． 1)延命的な対策 延命的な対策とは，劣化因子が床版内部に深達することを抑制する目的で行う補修・補強を指すもの である．凍結防止剤の塩分浸透を抑制する対策として，床版防水の対策が位置付けられる．またコンク リートの中性化の進行を抑制する対策として，コンクリート保護工などの中性化対策があり再劣化リス クを極力除くことができる．また床版疲労の抑制として，床版上面増厚，縦桁の増設，鋼板接着や炭素 繊維接着などの剛性の機能を回復する対策がある． 2)根治的な対策 根治的な対策とは，床版に内在する劣化因子を根本から除去する目的で行う補修，更新を指すもので ある．凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化範囲の広がりにより，床版上面打換工法，打替え 工法，床版更新を区別する．この対策は，RC 床版の再劣化リスクをなくすことができるが，補修費が 他工法に比べて高く，交通規制などの制約条件により選択肢になりえない場合もある． 3)緩和的な対策 緩和的な対策とは，床版劣化の進行を緩和する目的で行う補修を指すものである．水平ひび割れに樹 脂注入を行う対策や，舗装のみを更新する対策があるこれにあたる．この対策は，群発するポットホー ルの発生頻度を緩和する目的に対して有効で，再劣化リスクを許容する． 図 4.4.28 図 4.4.29 床版の重篤さと対策の選定 補修コストと再劣化リスクの概念 - 168 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 床版の補修工法の選定は，劣化グレードで評価し，そのグレードに適切なものを選定する．また補修 のタイミングは，他部材の補修も考慮した総合判断によることが望ましい．表 4.4.7 に床版の主な補修 工法の概要を示す． 表 4.4.7 床版の補修工法 工法 概要 効果 施工 交通規制 床版防水 舗装と床版の間に防水 劣化因子の浸入 吹付け，貼付けで施工 交通規制が 材を設置する を防ぐ 既設床版上面に SFRC 耐荷力の回復効 等を用いて増厚する 果がある 既設と増厚のはく離面 既設と増厚の一 に樹脂を注入する 体化 塩分浸透や鉄筋腐食に 劣化した部分の よるひび割れを取除き 除去 上面増厚 樹脂注入 上面打換え 必要 専用機械による施工 必要 圧入機により注入 交通規制が 必要 ＷＪによるはつり施工 比較的長い 交通規制が 打換る 部分打換え 交通規制が 必要 床版の全厚を取除き， 劣化した床版の 現場打ちによるコンク 比較的長い 打替る 除去 リート打設 交通規制が 必要 取替え 床版全体を撤去し，新 取替えにより耐 クレーンなどの重機に 比較的長い しい床版に取替る 荷力が回復する よる施工 交通規制が 必要 (4) まとめ 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行を予防するため，凍結防止剤の影響を受ける RC 床版 の重篤さごとに，対策の種類とその方法を考え，以下のように整理した． 1) 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の対策の種類は，延命的な対策，根治的な対策，緩和的な対策 の三つに区分する． 2) 延命的な対策とは，劣化因子が床版内部に深達することを抑制する目的で行う補修・補強を指すも ので，床版防水や中性化の抑制対策が具体的な対策方法となる．凍結防止剤の影響を受けた RC 床 版の劣化進行を予防するため，最も費用対効果が高い対策と考えられる． 3) 根治的な対策とは，床版に内在する劣化因子を根本から除去する目的で行う補修，更新を指すもの で，凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化範囲の広がりにより，床版上面打換工法，打替 え工法，床版更新を区別する．この劣化の予防対策は RC 床版の再劣化リスクをなくすことができ るが，補修費が他工法に比べて高い． 4) 緩和的な対策とは，床版劣化の進行を緩和する目的で行う補修を指すものである．水平ひび割れに 樹脂注入を行う対策や，舗装のみを更新する対策があるこれにあたる．この対策は，群発するポッ トホールの発生頻度を緩和する目的に対して有効であるが，RC 床版の再劣化リスクを許容するもの である． - 169 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.4.6 研究のまとめ (1) 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化現象と各種診断方法の適用範囲 1) 凍結防止剤の影響を受ける床版の劣化メカニズムは，床版の劣化進行から概ね 5 つの過程を経ると 仮定した．潜伏期は凍結防止剤により上側鉄筋の腐食が生じる前の段階である．進展期（前期）は 凍結防止剤により上側鉄筋の腐食し始める段階である．進展期（後期）は凍結防止剤により上側鉄 筋の腐食し，床版上面に浮きが生じ始める段階である．加速期は凍結防止剤の塩害と疲労による複 合劣化が生じ，床版に貫通ひび割れが生じ始める段階である．劣化期は凍結防止剤の塩害と疲労， および中性化による複合劣化が生じ，床版の貫通ひび割れを伝い流れ落ちた塩分が床版下面に留ま り，床版下面からコンクリート内部に浸透し下側鉄筋を腐食させる段階である． 2) 舗装のポットホールが生じると，凍結防止剤の影響を受ける床版の劣化は著しく進行速度を加速さ せるため，凍結防止剤の影響を受けた床版の診断法は，舗装のポットホールが生じる前の段階の劣 化の兆候を把握することが重要と考えた． 3) 凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化の兆候を把握するには，第一に路面性状測定車により舗装の ひび割れ状況から床版上面の劣化の可能性を広く調べることが先決と考えた．その後，凍結防止剤 による影響が懸念される床版に対して，自然電位測定やたたき点検により凍結防止剤による床版上 面の劣化範囲を推定し，早期に評価，対策することが重要と考えた． (2) 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の重篤さの分類 1) 床版上面の変状は 3 段階でパネル判定することを提案した．レベル 1 は床版上面の劣化がない段階， レベル 2 は床版上面の劣化が進行中の段階，レベル 3 は劣化がある段階と仮定した． 2) 床版下面の変状を 5 段階で区分した．変状の区分は，従来からの床版下面の目視点検の評価による ものとして，床版下面に生じるひび割れの方向や遊離石灰を有無でパネル判定する． 3) 北陸道の床版の 427 パネルを対象に，床版下面の状態によるパネル判定と提案する床版上面のパネ ル判定の関係を調べた．この結果，実橋床版では床版下面のパネル判定が健全な場合でも床版上面 に劣化が生じている場合があり，床版上面と下面の状態を組合せて評価することを提案した． (3) 凍結防止剤の影響を予防する床版防水に関する実験 1) 床版防水に生じるブリスタリング現象ならびに気泡の発生は，気温変化やコンクリートの湿度等が 影響する要因である．コンクリート内の水分を蒸発させることで，実験室でも簡易に気泡の発生を 再現できた． 2) 床版防水のブリスタリング現象や気泡の発生は，舗装と床版防水の付着性能に影響する問題である． 実際の現場では降雨後に床版防水を設置することを避けることや，高性能な床版防水システムを用 いることが望ましいと考えた． 3) 舗装転圧時の基礎実験では，アスファルト骨材の押し込みにより防水シートや塗膜系防水が貫通し た．床版防水はビルの屋根上防水と異なり，舗装と床版の間に位置する．このため床版防水の性能 評価はアスファルト骨材の押し込みを与え評価する必要があり，床版，防水層，舗装を含めた三位 一体で防水が機能するかを評価する必要があると考えた． - 170 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (4) 凍結防止剤の影響を予防する鉄筋コンクリート床版の維持管理計画 1) 凍結防止剤の影響を受けた床版の対策の種類は，延命的な対策，根治的な対策，緩和的な対策の三 つに区分する． 2) 延命的な対策とは，劣化因子が床版内部に深達することを抑制する目的で行う補修・補強を指すも ので，床版防水や中性化の抑制対策が具体的な対策方法となる．凍結防止剤の影響を受けた床版の 劣化進行を予防するため，最も費用対効果が高い対策と考えた． 3) 根治的な対策とは，床版に内在する劣化因子を根本から除去する目的で行う補修，更新を指すもの で，凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化範囲の広がりにより，床版上面打換工法，打替 え工法，床版更新を区別する．この劣化の予防対策は RC 床版の再劣化リスクをなくすことができ るが，補修費が他工法に比べて高いと考えた． 4) 緩和的な対策とは，床版劣化の進行を緩和する目的で行う補修を指すものである．水平ひび割れに 樹脂注入を行う対策や，舗装のみを更新する対策がこれにあたる．この対策は，群発するポットホ ールの発生頻度を緩和する目的に対して有効であるが，RC 床版の再劣化リスクを許容するものであ ると考えた． - 171 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 4.5 結言 本章では凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法と題し，北陸 道で見られる凍結防止剤の影響を受けた鋼橋 RC 床版に対して，劣化進行の診断法を各種で試し，劣化 進行の予防法に関して研究した．本章での研究は，次の 2 つに区分され研究で得られた内容を次のよう に結論する． (1) 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法 1) 舗装の亀甲状ひび割れは，床版上面の浮きや床版下面のパネル判定は劣化が進行する傾向にあった． しかしながら，舗装の亀甲状ひび割れの位置と床版上面の浮き位置は，厳密には一致しないことが わかった． 2) 舗装の変状箇所と床版の変状箇所が一致しない原因として，横断ならびに縦断勾配の影響，床版防 水の影響があると考えた．また舗装に亀甲状のひび割れがあると，雨水や凍結防止剤が舗装内部を 容易に流下する．このため床版上面のコンクリートに舗装を流下する水や塩分が過剰に供給され， 床版の劣化進行を早めると考えた． 3) 路面性状測定車による舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法としては，舗装に生じた亀 甲状のひび割れの有無や分布から，床版が凍結防止剤の影響を受けやすい環境にあるか簡易に判定 できると考えた． 4) 舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法で，舗装に亀甲状ひび割れが生じた箇所をコンク リートコアで削孔して床版上面の浮きの有無を目視確認した．結果，舗装の亀甲状ひび割れが生じ た箇所の約 63%のコアに床版上面の浮きがあった．舗装上面からのたたき点検による診断法は，各 種診断法の中でも床版上面のコンクリートの浮きに対して最も的確な情報を得た． 5) 床版上面の浮きの検知は費用対効果を考慮すると舗装の破損から床版上面の浮きを推定する実務法 が最も優れ，ついでたたき点検による診断法が良い．北陸道ならびに東海北陸道の床版上面を点検 するためには，二つの診断法を組合せることが実用的と考えた． 6) 凍結防止剤の影響を受けた床版は，自然電位測定により上側鉄筋を含む床版内部の鉄筋の腐食を推 定できた．約 4,500m2 の RC 床版に自然電位法を試した結果，実務においても床版の上面の浮きを把 握することができ，交通規制の必要がなく床版上面の浮きを診断する診断方法を整備した． 7) 実橋の載荷試験による床版のたわみ量の計測は，床版の健全度評価法として有用であった．実橋で 劣化した床版のたわみ量（δ=0.25mm）は，格子解析の結果から増厚コンクリートと既設床版がは く離し，床版が 2 層化した状態にあると仮定することで再現できた．したがって実構造物における 床版のたわみ量を計測し，解析の結果と比較することで健全度評価が行えることが明らかになった． 8) 床版厚 25cm の RC 床版で全断面が有効である場合，活荷重によるたわみ量は実橋での載荷試験から 0.12mm と計測された．この計測結果を基に，健全なたわみ量の 1.3 倍の 0.16mm を補修の計画が必 要となるレベル，たわみ量の 1.7 倍の 0.20mm を緊急に補修が必要なレベルと提案し，荷重による補 正や，床版厚さならびに主げたの間隔でたわみ量を補正する診断法を提案した． 9) 現地調査から，FWD 測定は走行載荷と高い相関関係にある．劣化した床版のたわみ形状は，重錘落 下の近傍で急激な形状となり床版の貫通ひびわれに起因する走行載荷による床版健全度評価を拡張 することで，より迅速に FWD 測定による床版健全度評価が可能と提案した． - 172 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 (2) 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の予防法に関する研究 1) 凍結防止剤の影響を受ける床版の劣化メカニズムは，床版の劣化進行から概ね 5 つの過程を経ると 仮定した．潜伏期は凍結防止剤により上側鉄筋の腐食が生じる前の段階である．進展期（前期）は 凍結防止剤により上側鉄筋が腐食し始める段階である．進展期（後期）は凍結防止剤により上側鉄 筋が腐食し，床版上面に浮きが生じ始める段階である．加速期は凍結防止剤の塩害と疲労による複 合劣化が生じ，床版に貫通ひび割れが生じ始める段階である．劣化期は凍結防止剤の塩害と疲労， および中性化による複合劣化が生じ，床版の貫通ひび割れを伝い流れ落ちた塩分が床版下面に留ま り，床版下面からコンクリート内部に浸透し下側鉄筋を腐食させる段階である． 2) 舗装のポットホールが生じると，凍結防止剤の影響を受ける床版の劣化は著しく進行速度を加速さ せるため，凍結防止剤の影響を受けた床版の診断法は，舗装のポットホールが生じる前の段階の劣 化の兆候を把握することが重要と考えた． 3) 凍結防止剤の影響を受けた床版の劣化の兆候を把握するには，第一に路面性状測定車により舗装の ひび割れ状況から床版上面の劣化の可能性を広く調べることが先決と考えた．その後，凍結防止剤 による影響が懸念される床版に対して，自然電位測定やたたき点検により凍結防止剤による床版上 面の劣化範囲を推定し，早期に評価，対策することが重要と考えた． 4) 凍結防止剤の影響を受けた床版内部の劣化を早期，かつ的確に把握するため，床版上面と下面の診 断法を組み合わせ床版の重篤さを評価することを提案した． 5) 床版防水に生じるブリスタリング現象ならびに気泡の発生は，気温変化やコンクリートの湿度等が 影響する要因である．コンクリート内の水分を蒸発させることで，実験室でも簡易に気泡の発生を 再現できた． 6) 床版防水のブリスタリング現象や気泡の発生は，舗装と床版防水の付着性能に影響する問題である． 実際の現場では降雨後に床版防水を設置することを避けることや，高性能な床版防水システムを用 いることが望ましいと考えた． 7) 舗装転圧時の基礎実験では，アスファルト骨材の押し込みにより防水シートや塗膜系防水が貫通し た．床版防水はビルの屋根上防水と異なり，舗装と床版の間に位置する．このため床版防水の性能 評価はアスファルト骨材の押し込みを与え評価する必要があり，床版，防水層，舗装を含めた三位 一体で防水が機能するかを評価する必要があると考えた． 8) 凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の対策の種類は，延命的な対策，根治的な対策，緩和的な対策 の三つに区分する．延命的な対策とは，劣化因子が床版内部に深達することを抑制する目的で行う 補修・補強を指すもので，床版防水や中性化の抑制対策が具体的な対策方法となる．凍結防止剤の 影響を受けた RC 床版の劣化進行を予防するため，最も費用対効果が高い対策と考えられた．根治 的な対策とは，床版に内在する劣化因子を根本から除去する目的で行う補修，更新を指すもので， 凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化範囲の広がりにより，床版上面打換工法，打替え工 法，床版更新を区別する．この劣化の予防対策は RC 床版の再劣化リスクをなくすことができるが， 補修費が他工法に比べて高いと考えた．緩和的な対策とは，床版劣化の進行を緩和する目的で行う 補修を指すものである．水平ひび割れに樹脂注入を行う対策や，舗装のみを更新する対策があるこ れにあたる．この対策は，群発するポットホールの発生頻度を緩和する目的に対して有効であるが， RC 床版の再劣化リスクを許容するものであると考えた． - 173 - 第 4 章 凍結防止剤の影響を受けた鉄筋コンクリート床版の劣化進行の診断法と予防法 参考文献 1） 鉄筋腐食・防食および補修に関する研究の現状と今後の動向，コンクリート技術シリーズ No.26， pp.3-19，コンクリート委員会腐食防食小委員会，（社）土木学会，1997 年 12 月 2） 渡辺暁央，石川裕一，廣川一巳，青山實伸：鋼橋 RC 床版の模擬供試体による貫通ひび割れ部の塩分 浸透に関する一考察，第 67 回土木学会年次学術講演会，pp.197-198， （社）土木学会，2012 年 9 月 3） 大即信明：コンクリート構造物の耐久性シリーズ 塩害 I，pp.23-88，ISBN 4-7655-2373-X，技報堂出 版（株），1986 年 4） Herbert H Uhlig， R Winston Revie，岡本剛（監修），松田清吾，松島巌（共訳）：腐食反応とその制 御，第 3 版，pp．62-91，ISBN 4-7828-3006-8，産業図書（株），1994 年 1 月 5） 融雪剤によるコンクリート構造物の劣化研究委員会報告書・論文集，pp.98-125，ISBN 4-931451-14-2， （社）日本コンクリート工学協会，1999 年 10 月 6） Transportation Research Board National Academy of Sciences: Durability of Concrete Bridge Decks, NCHRP Synthesis 57, ISBN 0-309-02906-6,National Cooperative Highway Research Program, May 1979 7） Reinhard Ruhrberg, 山崎淳，成井信（監訳），上阪康雄，松田浩（共訳） ：ドイツ連邦交通省道路局 道 路橋の補修・補強事例集，報告書 1990，土木施工 4 月臨時増刊，Vol.36，No.5， （株）山海堂，1995 年4月 8） Khossrow Babaei, Ronald L. 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わが国の高速道路では，鋼製フィンガージョイント，ゴムジョイント，突合せジョイント，ビーム型 ジョイントおよび埋設ジョイントが用いられているが 2) ，ジョイントは活荷重が直接作用するため衝撃 を受けやすく，橋のなかで最も傷みやすい部材となっている 3) ．ジョイントの破損は，道路を利用する ドライバーに対して走行性を低下させ不快感を与えるだけではなく，自動車の通過によりジョイントか ら発生する騒音や振動が，道路に隣接する住民の環境問題を誘発しやすい 4,5)．また北陸道では凍結防止 剤を多く使用するため，ジョイントの破損だけが維持管理上の問題となるだけでなく，ジョイントが老 朽化することによる止水や排水機能の低下により，けた端部の鋼材や RC 部材を劣化させるといった道 路橋の耐久性に関する問題が大きい．ジョイントの漏水が道路橋の耐久性に及ぼす影響としては，けた 端部における鋼材の腐食，鋼製支承の機能不全，RC 橋台および RC 橋脚を塩害させることが報告されて いる 7) 6) ．このため近年では新設橋の計画段階において，ジョイントの箇所を削減する多径間の連続化や ，橋けたと橋台および土工部を連結化する技術（以下，橋台連結化）8)が採用され始めている．高速道 路における代表的な橋台連結化は，延長床版 9)，インテグラルアバット ットおよびポータルラーメン 13) 10-12) ，セミ・インテグラルアバ がある．また既設橋の補修計画の段階ではジョイント改良として，ゴム アスファルト等で構成される埋設ジョイントや 14-16)，鋼製フィンガージョイントを非排水化にすること 17) が行われている． 本研究は凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近のけた端部，橋台および橋脚を対象に，北陸道の 約 1700 箇所ある道路橋のジョイントからの漏水の実態を調べ，凍結防止剤により塩害した RC 橋台部の 塩分浸透の特徴を実験的に確かめる 18,19)．またジョイント付近のけた端部，橋台および橋脚の劣化の予 防法を提案するため，鉄筋とコンクリートで橋梁の遊間を閉塞する RC 連結ジョイント（以下，RC 連結 ジョイント）を提案し 20,21)，活荷重の影響 22)や温度変化の影響 23,24)を分析する．さらに研究室での三次 元有限要素法解析（以下，3D-FEA）による分析と，現地での計測を比較することで設計法を提案する 25) ．北陸道の RC 連結ジョイントの施工は，老朽化した既設ジョイントを取除き，連結鉄筋の配筋，繊 維補強コンクリートを打設，防水シートならびに舗装を敷設する手順となる．実用に向けた研究として RC 連結ジョイントの施工性を確認し，北陸道で施工された約 100 箇所の事例のモニタリング 26)や，走 行車両の応答振動を計測する 27)．また RC 連結ジョイントの連結構造の細目に関する研究として繊維補 強コンクリート中の鉄筋の重ね継手の付着力を調べる基礎的実験 28-32)を調べ，橋の供用期間中に発生す る確率が高い地震動（以下，レベル 1 地震動）を想定し，材料の弾性域で 3D-FEA による力学的な安全 性の評価を行う．さらに橋の供用期間中に発生する確率が低い地震動（以下，レベル 2 地震動）におい て RC 連結ジョイントの終局破壊の形態を調べるため，実物大の供試体を用いた終局実験を行う 33-38)． - 177 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.2 本研究の位置づけ 5.2.1 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態 凍結防止剤による道路橋の塩害は，けた端部，床版ならびに張出部，橋台の前面部，掛け違い橋脚で 多く見られ，部分的かつ限定した部材に集中する 39)．表 5.2.1 は 2010 年度の北陸道（木之本 IC から朝 日 IC），東海北陸道（白川郷 IC から小矢部砺波 IC）の橋梁のけた端部における塩害の発生数を示す．け た端部の塩害の発生の割合は鋼橋が 54％とコンクリート橋の 73～78％に比べ低い．図 5.2.1 は旧 JH の 北陸支社におけるジョイントの漏水数の集計したものである．どのジョイントからも漏水があることが わかる．ジョイントからの漏水は，図 5.2.2 で示すように橋梁のけた端部や，橋台・橋脚を塩害劣化し やすく，鋼製支承が腐食し機能不全となる．図 5.2.3，図 5.2.4 にけた端部の塩害の劣化例を示す． 表 5.2.1 橋梁のけた端部における塩害の発生数（2010 年度の集計） 橋 種 コンクリート橋 劣化数／全数 割 合 RC 橋 724／924 か所 78％ PC 橋 480／662 か所 73％ 337／624 か所 54％ 鋼橋 鋼製フィンガージョイント（非排水型） 鋼製フィンガージョイント ゴムジョイント 凡例 埋設ジョイント 漏水あり 漏水なし その他 0 500 図 5.2.1 図 5.2.3 1000 1500 ジョイントごとの漏水箇所 39) 図 5.2.2 コンクリート橋のけた端部の劣化例 図 5.2.4 - 178 - ジョイントからの漏水による塩害 鋼橋のけた端部の劣化例 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.2.2 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の予防法 道路橋のジョイントは，温度変化やコンクリート材料のクリープ・乾燥収縮による橋けたの伸縮や， 活荷重等による橋けたの変形に対して追従することが必要である．図 5.2.5 に道路橋のジョイントの種 類を示す．道路橋のノージョイントは上部構造を延長しジョイントを移設する工法や，橋けたの変形を 分散や吸収し橋台部のジョイントを無くすものがある．道路橋のノージョイント化は，通行車両の振動 騒音の低減やジョイントからの漏水を無くす効果があり，橋全体の耐久性の向上を図ることができる． (1) 1) 橋の構造系を変えないジョイント 鋼製ビーム型ジョイント 鋼製ビーム型ジョイントは，橋軸方向に並列に配置された梁の上にベアリングを介して橋直方向の梁 が並ぶ構造となる．橋直方向の梁の並列数を増やすことで大きなけた伸縮量に対応でき，吊橋や斜張橋 などの長大橋に用いられることが多い．この種類のジョイントの損傷として，ベアリングが腐食するこ とによる滑動不全から，梁部材が金属疲労する事例がある． 2) 鋼製フィンガージョイント 鋼製フィンガージョイントは，鋼製のくし型のフェースプレート，ウエブプレート，リブ等を組立て 製作する．フェースプレートを両側から張出す片持ち式と，片方より他方に乗せる支持式の 2 タイプが あり，比較的に大きなけた伸縮量に対応できる．この種のジョイントの損傷として，フェースプレート の段差，アンカー部のボルト頭の腐食，スノープラウの接触によるくし歯の折損する事例がある． 3) ゴムジョイント ゴムジョイントは，ゴム製ジョイントと鋼板を一体化して荷重を支持するものである．けた伸縮量が 少ない中小規模の橋梁に適用することが多い．この種のジョイントの損傷として，ゴム本体の破損が多 く，アンカーボルトの破損やジョイント前後に施工する後打ちコンクリートのひび割れ破損などがある． 4) 埋設ジョイント 埋設ジョイントは，アスファルト混合物を主材料とし，けた端部に生じる変形を吸収するものである． けた伸縮量が少ない小規模の橋梁に適用することが多い．この種のジョイントの損傷として，アスファ ルト舗装のわだち掘れやポットホールの発生など，アスファルト材料特有の変状がある． 図 5.2.5 道路橋ジョイントの種類 - 179 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (2) 1) 橋の構造系を変えるジョイント 延長床版工法 延長床版工法は，上部構造の床版を橋台背面の土工部にまで延長する構造である．図 5.2.6 に延長床 版工法の概要を示す．ジョイントを橋台の遊間部から土工部に移動することにより，支承部に漏水する ことを防ぎ，鋼製支承の腐食やけた端部の局部的な塩害劣化を防止する．また土工にジョイントを移動 することにより，車両走行によるジョイントの騒音・振動を低減できる．適用できる伸縮けた長は大き いが，建設コストは高い．また既設橋のノージョイント工法としては延長床版工法を施工する場合は， 土工部の掘削，底版ならびに延長床版の構築，ジョイントの設置，アスファルト舗装の敷設などを行う 必要があり，工事必要となる交通規制の期間は長くなる． 2) インテグラルアバット工法 インテグラルアバット工法は，橋梁の維持管理上の弱点となりやすい支承やジョイントを省略し，橋 台基礎の単列杭が柔構造にすることにより上部構造と下部構造を一体化する工法である．図 5.2.7 にイ ンテグラルアバットの概要を示す．また同類な工法として，ジョイントのみを省略し支承を設置する形 式としてセミ・インテグラルアバット工法がある．このノージョイント工法は，下部構造の基礎を単列 杭にする必要があることから，新設橋梁の建設において採用される． 図 5.2.6 図 5.2.7 延長床版工法 インテグラルアバット工法 - 180 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 3) 充腹アーチ工法 充腹アーチ工法は，上路式アーチ橋で路面部とアーチ部の間に材料が隙間なく敷き詰められているも のである．中詰め土を転圧し道路としての路床を構成し，その上に土工部と同じ舗装を敷設することで 活荷重を受け持たせる．図 5.2.8 に充腹アーチ工法によるノージョイントの概要を示す．このノージョ イント工法は，充腹アーチを必要とすることから新設橋梁の建設において採用される． 4) ポータルラーメン工法 ポータルラーメン工法は，上部構造と下部構造を剛結した単径間のラーメン橋で，橋台と基礎が変形 することにより桁の伸縮に追従するものである．図 5.2.9 に概要を示す．このノージョイントは新設橋 梁の建設において採用される． 5) RC 連結ジョイント工法 RC 連結ジョイント工法は，図 5.2.10 のように既設橋梁の遊間をコンクリートと鉄筋で連結しノージ ョイント化する工法である．橋台と基礎が変形することにより桁の伸縮に追従するものである．本論文 では，凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の予防法として RC 連結ジョイントを研究対象とする． 図 5.2.8 充腹アーチ工法 図 5.2.10 図 5.2.9 RC 連結ジョイント工法 - 181 - ポータルラーメン工法 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.3 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態に関する研究 5.3.1 北陸地方の高速道路におけるジョイント漏水状況 (1) ジョイントからの漏水箇所数 降雨後におけるジョイントからの漏水状況を図5.3.1，図5.3.2に示す．ジョイントからの漏水は，凍結 防止剤を含む塩分が流れ落ちるため橋梁のけた端部，橋台の前面部，橋脚のコンクリートに塩害が生じ やすい．このため北陸道（木之本ICから朝日IC）の1052基ある橋台（上下線別計上），ジョイント直下 の583基ある橋脚（上下線別計上）について，ジョイントからの漏水を目視で調べる．ジョイントからの 漏水調査の結果を表5.3.1，表5.3.2に示す．ジョイントからの漏水は橋台と橋脚で有意な違いはない．ジ ョイントの設計伸縮量が50mm未満の場合に漏水が多く，すなわち設計伸縮量が50mm未満に適用される 埋設ジョイント，製品ジョイント，ゴムジョイントが漏水しやすいと言える． 表5.3.1 橋台上のジョイントからの漏水箇所 設計伸縮量 全数 漏水箇所 漏水の割合 20mm 未満 441 259 59% 20mm 以上 50mm 未満 508 323 64% 50mm 以上 100mm 未満 93 24 26% 100mm 以上 10 1 10% 1052 607 58% 計 表5.3.2 図 5.3.1 橋脚上のジョイントからの漏水箇所 設計伸縮量 全数 漏水箇所 漏水の割合 20mm 未満 31 16 52% 20mm 以上 50mm 未満 227 152 67% 50mm 以上 100mm 未満 298 112 36% 100mm 以上 27 4 15% 計 583 284 49% ジョイントからの漏水例（橋台） - 182 - 図 5.3.2 ジョイントからの漏水例（橋脚） 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (2) ジョイントからの漏水とけた端部劣化の関係 表 5.3.3，表 5.3.4 は，橋台ならびに橋脚上のジョイントからの漏水と，橋梁のけた端部が塩害で劣化 している面積率（以下，劣化面積率）の関係を整理している．ジョイントからの漏水がある橋台の場合， 85-90％の割合で橋梁のけた端部が劣化している．またジョイントからの漏水がある橋脚においては， 68-87%の割合で橋梁のけた端部が劣化している．橋台ならびに橋脚について，ジョイントからの漏水が 生じてなければ橋梁のけた端部が劣化することが少ない．橋梁のけた端部の劣化の発生は，ジョイント からの漏水の有無で二極化する． (3) まとめ 北陸地方の高速道路におけるジョイントからの漏水状況を調べ，ジョイントからの漏水とけた端部劣 化の関係を調べた．本研究で得られた結果を以下に示す． 1) 北陸道（木之本 IC~朝日 IC）の橋台 1052 基，橋脚 583 基でジョイントからの漏水状況を調べた． ジョイントから漏水する割合は橋台と橋脚上のジョイントで有意な違いはない．この調査ではジョ イント全数の約半分以上でジョイントからの漏水が確認された． 2) ジョイントからの漏水は，設計伸縮量が 50mm 未満のジョイントに生じることが多い．設計伸縮量 が 50mm 未満に適用されるジョイント，すなわち埋設ジョイント，製品ジョイント，ゴムジョイン トが漏水している場合が多い．このことから道路橋の維持管理において，設計伸縮量が 50mm 未満 のジョイントの止水化が喫緊の課題であることが明確となった． 3) ジョイントからの漏水とけた端部の劣化に関係が見られた．ジョイントからの漏水がある場合，橋 台で 85-90%，橋脚で 68-87%の橋梁のけた端部が凍結防止剤の影響を受けて劣化していた．ジョイ ントからの漏水により，橋梁のけた端部の塩害劣化は二極化することがわかった． 表 5.3.3 橋台上の橋梁のけた端部の劣化面積率 橋梁のけた端部の劣化面積率 <1% 1-3% 3-5% 5-7% 10%< 箇所 411／482 293／350 233／276 207／239 166／185 割合 85% 84% 84% 87% 90% 箇所 71／482 57／350 43／276 32／239 19／185 割合 15% 16% 16% 13% 10% 漏水あり 漏水なし 表 5.3.4 橋脚上の橋梁のけた端部の劣化面積率 橋梁のけた端部の劣化面積率 <1% 1-3% 3-5% 5-7% 10%< 箇所 333／487 256／350 201／255 169／211 136／157 割合 68% 73% 79% 80% 87% 箇所 154／487 94／350 54／255 42／211 21／157 割合 32% 27% 21% 20% 13% 漏水あり 漏水なし - 183 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.3.2 ジョイントからの漏水を想定したコンクリートの塩分浸透に関する基礎実験 (1) 実験の目的 道路橋のジョイントは老朽化などにより漏水することが多い．ジョイントからの漏水は冬期に散布さ れる凍結防止剤を含む路面水が流れ落ちるため，けたの遊間部の塩害や，支承を腐食させ機能不全し易 い環境下に置く．またジョイントの止水機能の破損により著しく漏水する場合は，ジョイントからの漏 水が橋台前面や橋脚のコンクリートを湿潤させ，コンクリートの塩害を生じさせる．この実験は道路橋 のジョイントから漏水する凍結防止剤の塩分浸透を調べるため，コンクリート供試体に塩水を流下させ コンクリートの塩分浸透の特性を明らかとする．この基礎実験から実橋におけるジョイントからの漏水 跡と，コンクリートに含まれる面的な塩分濃度分布を推定することができ，ジョイントからの漏水で劣 化した橋台，橋脚の維持管理において有用な情報を供する． (2) 実験概要と方法 実験に用いるコンクリート供試体は，図 5.3.3 に示す高さ 600mm×幅 400mm×厚さ 100mm の平板を 用いる．コンクリートは水セメント比 55%に設定し，表 5.3.5 の配合とする．図 5.3.4 に実施手順を示す． 表 5.3.5 供試体に用いるコンクリートの配合 単位量(kg/m3) セメント 水 細骨材 粗骨材 AE 減水剤 250 138 817 1189 2.5 400 200 100 供試体の製作 200 湿潤養生 ：1週間 シート養生：3ヶ月間 100 3.5％の塩水を 流下させる面 塩分供給 1～4週間 塩水の供給 ・塩分濃度3.5%をコンクリート 壁面に1日間流下させる A列 B列 C列 4週目 乾燥 ・6日間自然乾燥させる 3週目 外観目視 2週目 1週目 塩分測定 コンクリートの試料採取 ・φ20mmのドリル 凡例 図 5.3.3 塩分測定の 試料採取位置 （深さ0-20,20-40,4060,60-80mm） コンクリート供試体の概要 コンクリート塩分量測定 ・蛍光X線法 図 5.3.4 - 184 - ジョイントからの漏水を想定する基礎実験 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 ジョイントからの漏水を想定する基礎実験のため，図 5.3.3 のコンクリート供試体の半面に 3.5%濃度 の塩水を流下させる．コンクリート供試体の塩分供給は，塩水を 1 日間流し，その後 6 日間の自然乾燥 させる．塩分供給と自然乾燥を 1 サイクルとして，4 サイクルまでコンクリート供試体に負荷を与える． コンクリート供試体はサイクルごとに外観目視や，JSCE-G 573-2003 に準じたドリル法によりコンクリ ートの粉末試料を採取する．なお試料採取は直径 20mm のドリルを用い，コンクリート表面から 0-20mm， 20-40mm，40-60mm，60-80mm の深さごとに削孔する．その後，コンクリート粉末に含まれる塩分濃度 を蛍光 X 線法で測定する．なおコンクリート供試体の削孔位置は，塩水を流下させる半面の中心線（A 列），塩水を流下させる半面の境界線である B 列ならびに C 列とする．コンクリート供試体の下方側か ら採取し塩水の流下に影響しないよう配慮する．またコンクリート供試体の削孔はモルタルで埋め戻し， 削孔部からの塩分浸透がないよう配慮する． (3) 外観目視の状況 図 5.3.5，図 5.3.6 は，塩分供給の 1 週目と 4 週目のコンクリート供試体の外観を示す．塩水によるコ ンクリートの湿潤範囲は，1 週目においては塩水を流下させる半面の境界線から 5～10mm の範囲となる． 塩水によるコンクリートの湿潤範囲は時間の経過とともに拡大し，4 週目におけるコンクリートの湿潤 範囲は，境界線から約 20mm となる．またコンクリートの湿潤面と乾燥面の境界には，白色析出物が確 認される．白色析出物は，コンクリート供試体の塩水が流れ落ちる頻度により広がることが確認される． 図 5.3.5 塩分供給 1 サイクル目の外観状況 - 185 - 図 5.3.6 塩分供給 4 サイクル目の外観状況 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (4) 塩分の浸透状況 図 5.3.7 に基礎実験で得たコンクリートの塩分濃度の分布を示す．塩水の供給する面の中心である A 列に着目すると，塩分供給の回数に従いコンクリート表層部の深さ 0～20mm の塩分濃度が高くなる． またコンクリートに含まれる塩分濃度分布は，試料採取の位置で異なり C 列 > B 列 >A 列の順に高くな る．コンクリートに含まれる塩分濃度が面的に不均一となる原因としては，図 5.3.8 に示す塩分浸透の 特性が影響すると考える．すなわちコンクリート壁面を流れ落ちる塩分は，乾燥したコンクリートに毛 管現象で拡散し，塩水は水分だけが蒸発して高濃度の塩分がコンクリートに残留し，コンクリート表面 に白色析出物を生じさせる． (5) まとめ ジョイントからの漏水を想定したコンクリートの塩分浸透の基礎実験で得られた結果を以下に示す． 1) コンクリート壁面に塩水の流下を繰返すと，塩水により湿潤するコンクリートの範囲は拡大し，そ れにともない白色析出物も移動した．また白色の析出物の幅は，塩水を供給により広くなった． 2) 塩水の供給面と乾燥面の境界付近は，コンクリートに含まれる塩分濃度が高くなり，コンクリート 壁面を流下する塩水が毛細管現象により乾燥したコンクリート面に拡散すると考えた．毛細管現象 による塩分拡散と，水分の蒸発により塩分は高濃度化し，境界部に白色の析出物が生じたと考えた． 図 5.3.7 塩水流下によるコンクリートの塩分濃度分布 図 5.3.8 塩分供給境界における塩分拡散の概念図 - 186 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.3.3 研究のまとめ 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態を把握するため，北陸道の約 1700 箇所あるジ ョイントに対して漏水調査を行い，ジョイントからの漏水とけた端部の劣化の関係を調べた．またジョ イントからの漏水が著しい場合を想定して，コンクリート橋台ならびに橋脚の壁面に塩水が流下する場 合のコンクリートへの塩分の浸透特性を調べた．本研究で得られた結果を以下に示す． (1) 北陸地方の高速道路におけるジョイント漏水状況 1) 北陸道の橋台 1052 基，橋脚 583 基のジョイントからの漏水状況を調べた．ジョイントからの漏水 する割合は橋台と橋脚で有意な違いはなく，ジョイント全数の約半分以上でジョイントからの漏水 が見られた． 2) ジョイントからの漏水調査の結果から，設計伸縮量が 50mm 未満のジョイントで漏水している割合 が多い．設計伸縮量が 50mm 未満に適用されるジョイントの形式は，埋設ジョイント，製品ジョイ ント，ゴムジョイント等である．これらのジョイント形式ではジョイントからの漏水が多いという 実態を把握すると伴に，道路橋の維持管理において既設橋の設計伸縮量が 50mm 未満のジョイント の止水化が課題であることが明確となった． 3) ジョイントからの漏水とけた端部の劣化に関係が見られた．ジョイントからの漏水がある場合，橋 台で 85-90%，橋脚で 68-87%の橋梁のけた端部が凍結防止剤の影響を受けて劣化していた．ジョイ ントからの漏水により，橋梁のけた端部の塩害劣化は二極化することがわかった． (2) ジョイントからの漏水を想定したコンクリートの塩分浸透に関する基礎実験 1) ジョイントから著しく漏水する場合，ジョイント直下の橋台前面や橋脚が凍結防止剤を含む塩水で 湿潤し，コンクリートを塩害させる．この基礎実験ではコンクリート供試体に塩水が流下するケー スを想定して，コンクリートの塩分浸透の特性を明らかにすることを目的として行った． 2) コンクリート供試体に塩分濃度 3.5%の塩水を流すと，塩水によりコンクリート表面は湿潤し，コン クリートの湿潤面と乾燥面の境界には，白色析出物が発生した．またコンクリートが湿潤する範囲 は塩水を供給する頻度により拡大し，白色析出物の発生範囲も広くなった． 3) 塩水の供給面と乾燥面の境界付近は，コンクリートに含まれる塩分濃度が高くなり，コンクリート 壁面を流下する塩水が毛細管現象により乾燥したコンクリート面に拡散すると考えた．毛細管現象 による塩分拡散と，水分の蒸発により塩分は高濃度化し，境界部に白色の析出物が生じたと考えた． - 187 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.4 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の予防法に関する研究 5.4.1 RC 連結ジョイント工法の概要 道路橋のジョイントは，止水・排水機能の低下により凍結防止剤を含む路面水が漏水することが多く， 上部構造の端部や橋台および掛違い橋脚に塩害劣化を発生させている．ジョイントは路面が不連続とな るため車両通過時に衝撃や振動が発生しやすい．また車両の走行性や，お客様の乗り心地を悪くするこ ともあり，道路橋の維持管理の大きな課題と認識されている． 北陸地方の高速道路では，凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化進行を予防する方法とし て RC 連結ジョイント工法の開発を行い，2008 年から本線橋への導入を行っている．RC 連結ジョイン ト工法は，図 5.4.1 に示すように橋梁の遊間をコンクリートと鉄筋で連結し，ノージョイント化する工 法である．この構造は温度変化によるけた伸縮を図 5.4.2 に示すように下部構造や基礎構造が変形して 追従する特徴を持つ．けた遊間を RC 部材で閉塞することから，ジョイントからの漏水対策や，車両が ジョイントを通過する際の衝撃が無くなり，道路橋のジョイントの諸問題を解決すると期待される． 本研究は凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化進行の予防法を提案するため，RC 連結ジ ョイントを対象に，構造解析，現地計測，実験，現場での追跡調査ならびにモニタリングを行っている． まず RC 連結ジョイントの設計法を提案するため，活荷重の影響や温度変化の影響を 3D-FEA により分 析し，現地計測と比較する．つぎに温度変化による影響を考慮したパラメータ分析を行い，RC 連結ジ ョイントが適用できる範囲を明確にする．また RC 連結ジョイントの構造の細目に関する検証として， 繊維補強コンクリート中の鉄筋の重ね継手の強度に関する基礎実験を行い，設計法を提案する． RC 連結ジョイントの地震時の構造安全性を確かめるため，橋の供用期間中に発生する確率が高いレ ベル 1 地震動を想定し，材料の弾性域で 3D-FEA による力学的な安全性の評価を行う．さらに橋の供用 期間中に発生する確率が低いレベル 2 地震動を想定し，実物大の供試体を用いた終局実験を行い，RC 連結ジョイントの終局破壊の形態を調べる．最後に RC 連結ジョイントの施工性の確認や，実用化の検 証を行う目的として，北陸道で施工された約 100 箇所の事例について施工性の確認や追跡調査を行って いる．さらに RC 連結ジョイントを施工した橋梁のモニタリングや，走行車両の応答振動を計測事例の データをもとに RC 連結ジョイントの実用性を評価する． 図 5.4.1 RC 連結ジョイントの標準構造 図 5.4.2 - 188 - 温度変化による橋体の挙動 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.4.2 活荷重による有限要素解析と現地計測 (1) 研究の目的 本研究は中小規模の既設コンクリート橋梁を対象にした RC 連結ジョイントを対象に，活荷重による 3D-FEA による力学特性の把握を行う目的とする．3D-FEA で得た分析結果の妥当性を検証するため， RC 連結ジョイントが設置された実橋の挙動を把握する．また現地での計測として，試験車を用いた載 荷試験を行っている．この研究の成果から RC 連結ジョイントが施工された道路橋の活荷重による力学 特性を把握でき，RC 連結ジョイントを設計するための基礎資料を得る． (2) 研究の対象 RC 連結ジョイントは，図 5.4.3 に示す北陸道の GG 橋で初めて採用される．この橋梁は橋長 31.3m の 2 径間連続の中空床版橋である．中空床版橋とは床版橋で最も一般的に採用される構造形式であり，自 重低減とプレストレスの効率的な導入の観点等から円筒型枠を埋設した構造形式をとる．GG 橋は固定 支承側の A1 橋台のみを RC 連結ジョイントでノージョイント化している．GG 橋の RC 連結ジョイント は，直径 16mm の異形鉄筋を U 型に加工して連結鉄筋とし，橋軸直角方向に 250mm 間隔で配置する． またコンクリートには鋼繊維補強コンクリート（以下，SFRC）を用い，厚さ 100mm，橋軸方向に幅 620mm でコンクリートを打設している．また縁石からの漏水を防ぐため，SFRC を縁石まで連続的に仕上げて いる．また RC 連結ジョイントは確実な止水機能を持続させるため，橋面から連続的に床版防水を敷設 し，その後に連続した舗設が行われている． 31150 50 500 RC連結ジョイント A1 15000 15000 500 50 A2 P1 Fix Move Move 5833 4667 側面図 (a) 12950 10750 2% 700 150 800 380 270 1450 900 7@900= 6300 900 (b) 図 5.4.3 5250 断面図 GG 橋の橋梁一般図 - 189 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (3) 影響線載荷を考慮する有限要素解析 1）解析の概要 研究対象の GG 橋を汎用有限要素解析ソフト｢Diana｣を用いてモデル化する．表 5.4.1 と図 5.4.4 に GG 橋の FEA モデルの概要を示す．GG 橋は RC 中空床版橋の主版の上に厚さ 100mm の上面増厚が施工され ており，A1 橋台のみを RC 連結ジョイントでノージョイント化している．RC 連結ジョイントを設置す る部分は，図 5.4.5 のように構造を単純化し 3D-FEA でモデル化する． 表 5.4.1 GG 橋の FEA に用いたモデルの概要 使用する汎用 FEA ソフト DIANA 節点数 353,944 要素数 72,706 20 節点ソリッド要素 要素タイプ 材料条件 ヤング係数 3.1×104N/mm2 ポアソン比 0.167 Z Y X RC連 結 ト イン ジョ 置 の設 A1 P1 A2 図 5.4.4 GG 橋の FEA に用いたモデル RC連結ジョイント 主版 支承 ウイング 橋台 図 5.4.5 RC 連結ジョイント部の FEA モデル - 190 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 2) 有限要素解析で考慮する活荷重と評価点 GG 橋の A1 橋台に設置された RC 連結ジョイントについて，活荷重による影響を 3D-FEA で把握する． 図 5.4.6 に総重量 200kN の活荷重を想定し影響線載荷する．活荷重のタイヤの接地面積は 200mm×500mm とし，前軸 58.8kN，後軸はタンデム軸とし 73.5kN をそれぞれの軸に与えている．図 5.4.7 に活荷重の載 荷による橋梁の変形モード例を示す．活荷重による RC 連結ジョイントを設置した橋台の影響を調べる ため，図 5.4.8 に示す 2 点を評価点とし橋台の変位量を調べる． 図 5.4.6 解析で考慮する活荷重の諸元と作用位置 荷重の作用位置 図 5.4.7 図 5.4.8 影響線載荷による橋梁の変形モードの例 影響線載荷による橋台変位の評価点 - 191 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 3) 有限要素解析の結果 図 5.4.9 に 3D-FEA の活荷重の影響線載荷による橋台の変位量ならびに傾き量の結果を示す．影響線解 析の結果から活荷重の前軸が A1-P1 間にある時は，活荷重の影響を受けて橋台は背面側に変形する． 3D-FEA の結果から，RC 連結ジョイントを適用した橋台は上下部構造が一体となって挙動する特徴があ り，その変形の挙動からラーメン構造であることがわかった． (4) RC 連結ジョイントした橋台の現地測定 図 5.4.10 は RC 連結ジョイントを適用した GG 橋を対象に，試験車による載荷試験した結果を示す． 試験車は総重量 214kN のものを用い 80km/h で定速走行させる．橋台の評価点 A ならびに B について試 験車が通過する際の応答速度を測定し，応答速度を積分することで橋台の変位量，傾き量を得る．現地 計測の結果は 3D-FEA の解析結果とほぼ等しい挙動となる．RC 連結ジョイントを施工した橋台は，実 橋でもラーメン構造として挙動していることが確かめられた． 図 5.4.9 GG 橋の 3D-FEA による影響線載荷による橋台の変形量ならびに傾き量 図 5.4.10 GG 橋の載荷試験による橋台の変形量ならびに傾き量 - 192 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (5) RC 連結ジョイントの活荷重による応力照査 けた遊間上の RC 連結ジョイントに T 荷重が載荷した場合を考慮し部材の応力照査を行う．T 荷重の 載荷面の辺長は，橋軸方向および橋軸直角方向にそれぞれ 200mm および 500mm とし，図 5.4.11 に示す． 路面に作用した T 荷重は，図 5.4.12 のように橋梁の舗装厚 75mm を介し 45°で荷重が分散すると推察さ れたが，夏期はアスファルトが軟化するため安全側に考え，T 荷重の辺長を RC 連結ジョイントの部材 に作用させる．活荷重の載荷に際しては衝撃を考慮するものとし，衝撃係数は表 5.4.2 に示す 2 通りで 照査する． T 荷重による応力照査は，図 5.4.13 のように RC 連結ジョイントの両端固定した棒要素で考慮し，図 5.4.14 の棒要素の曲げ剛性（Ibeam）はコンクリートの引張域を無視する．なお RC 連結ジョイントの施工 時期により，けた遊間のセット量が変化するため 20mm から 120mm まで変化させる．表 5.4.3 および表 5.4.4 に T 荷重の応力照査の結果を示す．衝撃係数をｉ=0.4 で考慮した場合はけた遊間が 100mm 程度ま で応力照査を満足し，衝撃係数をｉ=1.0 で考慮した場合はけた遊間が 70mm まで応力照査を満足する． 表 5.4.2 衝撃係数 照査ケース 衝撃係数 備考 ケース 1 ｉ=0.4 製品ジョイントに適用 ケース 2 ｉ=1.0 フィンガージョイントに適用 橋軸直角方向 200 舗装 45° パラペット 図 5.4.11 T 荷重の載荷面と作用位置 図 5.4.13 両端固定・分布荷重によるモデル - 193 - 上部構造 図 5.4.12 T 荷重の載荷面積 図 5.4.14 棒要素の曲げ剛性 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 表 5.4.3 けた遊間量 L (mm) せん断力 Q （KN) T 荷重の応力照査の結果（衝撃係数ｉ＝0.4） せん断応力 曲げモーメント 曲げ応力 M τｃ：Q/Ac 圧縮縁 σc 鉄筋応力 σs （kN･mm) (Mpa) (MPa) (MPa) 0.9Mpa※2 8.0MPa※2 100 Mpa※3 -（σck=24MPa） （σck=24MPa） （SD345） 合成応力の 照査 (σc/σa)2+ (τc/τa)2<1.2 許容応力度※1 -- 20 7.00 0.18 23.33 0.15 2.71 0.04 40 14.00 0.35 93.33 0.60 10.85 0.16 60 21.00 0.53 210.00 1.36 24.42 0.37 80 28.00 0.70 373.33 2.42 43.42 0.70 100 35.00 0.88 583.33 3.78 67.84 1.17 120 42.00 1.05 840.00 5.44 97.69 1.82 表 5.4.4 けた遊間量 L (mm) せん断力 Q （KN) T 荷重の応力照査の結果（衝撃係数ｉ＝1.0） せん断応力 曲げモーメント 曲げ応力 M τｃ：Q/Ac 圧縮縁 σc 鉄筋応力 σs （kN･mm) (Mpa) (MPa) (MPa) 0.9Mpa※2 8.0MPa※2 100 Mpa※3 -（σck=24MPa） （σck=24MPa） （SD345） 合成応力の 照査 (σc/σa)2+ (τc/τa)2<1.2 許容応力度※1 -- 20 10.00 0.25 33.33 0.22 3.88 0.08 40 20.00 0.50 133.33 0.86 15.51 0.32 60 30.00 0.75 300.00 1.94 34.89 0.75 80 40.00 1.00 533.33 3.45 62.02 1.42 100 50.00 1.25 833.33 5.39 96.91 2.38 120 60.00 1.50 1200.00 7.77 139.56 3.72 ※1：許容応力度は，道路橋示方書Ⅲコンクリート橋編に準拠する． ※2：RC 連結ジョイントのコンクリート材料は，練混ぜから 3 時間程度で 24MPa となる．このため 28 日後の設計基準強度は 24MPa 以上と推察されるが，ここでは安全側に考え設計基準強度を 24MPa と仮 定し，許容押抜きせん断応力度および許容曲げ圧縮応力度を設定する． ※3：鉄筋の許容応力度は，ひびわれ幅と設計上の応力度の関係などから，コンクリート表面のひび割れ 幅が 0.2mm 程度以下となる鉄筋応力度となるよう考慮し設定した． ※4：発生応力が許容応力度を超過した場合，着色欄で表記する． - 194 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 図 5.4.15，図 5.4.16 は 3D-FEA により RC 連結ジョイントの縁端部に T 活荷重が作用した場合の最大 主応力の分布図を示す．RC 連結ジョイントの縁端部に T 活荷重が作用した場合，RC 連結ジョイントの コンクリート表面に局部的な引張力が生じることがわかる．特に本線のランプ橋など幅員が広く，床版 の張出しが長い場合は，縁端部に載荷する T 荷重によりコンクリートがひび割れを生じる可能性がある ため，RC 連結ジョイントの縁端部付近は鉄筋量を増やし，コンクリートのひび割れを防ぐことが必要 と考えられる． (6) RC 連結ジョイントした連結部のひずみ測定 図 5.4.17 は総重量 214kN の試験車による載荷試験での連結鉄筋のひずみの変動を示している．載荷試 験では試験車を 3 回通過させているが，この結果はひずみが最大となるケースを示す．試験車が通過す ることによる連結鉄筋のひずみの変動量は最大 6μとなる．この結果から活荷重による RC 連結ジョイ ントへの影響は小さいことがわかった． 図 5.4.15 路肩縁端部に T 荷重を作用した場合の 図 5.4.16 コンクリートの最大主応力分布図 図 5.4.17 中分縁端側に T 荷重を作用した場合の コンクリートの最大主応力分布図 載荷試験による RC 連結ジョイントの連結鉄筋のひずみ変動 - 195 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (7) まとめ RC 連結ジョイントを設置した GG 橋梁について，活荷重による影響を 3D-FEA ならびに試験車による 載荷試験により調べた．この研究で得られた結果を以下に整理する． 1) GG 橋をモデル化した橋梁全体系の 3D-FEA を用いて，活荷重による影響線載荷を行った．RC 連結 ジョイントで連結されている A1 橋台は，A1-P1 上に活荷重が作用すると活荷重の影響を受けて背面 側に移動する挙動となった．この橋台の挙動から RC 連結ジョイントを施工した橋梁はラーメン構 造となっていることがわかった． 2) 3D-FEA の結果から，活荷重のたわみ角は RC 連結ジョイントを介して橋台に伝達し，上部構造と下 部構造が一体となり挙動していることが明らかとなった． 3) GG 橋の活荷重作用時における橋台の変形を 214kN の試験車を通行させる載荷試験で調べた．現地 計測の結果は 3D-FEA の結果とほぼ等しい挙動となった．このため実橋においても，RC 連結ジョイ ントを施工することで橋梁はラーメン構造となることを確かめた． 4) RC 連結ジョイントに T 活荷重を載荷した応力照査では，衝撃係数をｉ=0.4 で考慮した場合はけた 遊間が 100mm 程度まで応力照査を満足し，衝撃係数をｉ=1.0 で考慮した場合はけた遊間が 70mm 程 度まで応力照査を満足した． 5) 3D-FEA により RC 連結ジョイントの縁端部に T 活荷重が作用した場合，RC 連結ジョイントのコン クリート表面に局部的な引張力が生じた．本線のランプ橋など幅員が広く，床版の張出しが長い場 合は，縁端部に載荷する T 荷重によりコンクリートがひび割れを生じる可能性があるため，RC 連結 ジョイントの縁端部付近は鉄筋量を増やし，コンクリートのひび割れを防ぐことが必要と考えた． 6) GG 橋の RC 連結ジョイントについて，214kN の試験車を通行させて連結鉄筋のひずみ変動を調べた． 活荷重によるひずみ変動の結果から，214kN の試験車が通過することによりひずみの変動量は最大 で 6μとなった．RC 連結ジョイントの活荷重載荷による影響は小さいことがわかった． - 196 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.4.3 温度変化による挙動計測 (1) 研究の目的 GG 橋の RC 連結ジョイントについて約 1 年間のモニタリング調査を行い，温度変化によるけた伸縮 で生じる連結鉄筋のひずみ変動を調べる．また HH 橋の RC 連結ジョイントについて温度変化と橋台の 傾斜角の関係を把握するため，約 2 週間の期間において橋台の傾きを調べる． (2) 温度変化による連結鉄筋のひずみ変化 図 5.4.18 は温度変化による連結鉄筋のひずみ測定の結果を示す．連結鉄筋のひずみ変動は 1 年間で約 ±150μとなる．温度変化による連結鉄筋のひずみ変動は，図 5.4.10 に示す活荷重の影響に比べて約 50 倍となる．RC 連結ジョイントの設計では，温度変化による影響を考慮すべきであることがわかった． (3) 温度変化による橋台の傾斜角の変化 図 5.4.19 は HH 橋の橋台に設置した傾斜計と温度変化の関係を約 2 週間モニタリングした結果である． RC 連結ジョイントを施工した橋梁は，温度変化によるけたの伸縮により橋台が追従し変形する．温度 変化と橋台の傾斜角の変化は相関があり，固定支承側で 0.0015°/℃，可動支承側で 0.0012°/℃となる． 図 5.4.18 1 年間の連結鉄筋のひずみ変動 0.025 ●可動支承側の橋台傾斜角 ○固定支承側の橋台傾斜角 橋台傾斜角の変化（°） 0.02 固定側 近似線 y = 0.0015x R2 = 0.76 可動側 近似線 y = 0.0012x R2 = 0.71 0.015 0.01 0.005 0 0 5 図 5.4.19 10 15 上部構造の温度変化（℃） 温度変化の影響による橋台の傾斜角 - 197 - 20 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (4) まとめ 温度変化の影響を調べる目的として，RC 連結ジョイントを設置した橋梁について連結鉄筋のひずみ や橋台の傾斜角をモニタリングした．この研究で得られた結果を以下に整理する． 1) 橋長 30m の GG 橋について，連結鉄筋のひずみ変動を約 1 年間モニタリング計測した．この結果， 1 年間における連結鉄筋のひずみ変動量は約±150μであることがわかった． 2) 1 年間の温度変化による連結鉄筋のひずみ変動は，活荷重が通過することによるひずみ変動に比べ て 50 倍程度となる．このことから RC 連結ジョイントの設計法は，年間の温度変化を考慮して照査 することを提案した． 3) HH 橋の橋台に設置した傾斜計と，約 2 週間の温度変化をモニタリング計測した．この結果，RC 連 結ジョイントを施工した橋梁は温度変化によるけたの伸縮で橋台が傾斜し，けたの伸縮に追従する ことがわかった．橋台の傾斜角は沓の可動条件に関係なく相関性がみられ固定支承側で 0.0015°/℃， 可動支承側で 0.0012°/℃であった． 5.4.4 RC 連結ジョイントの設計法の提案 (1) 研究の目的 RC 連結ジョイントの設計法を提案するため，年温度変化±20℃を想定した骨組み解析を行う．試設 計では上部構造，下部構造，基礎構造の剛性を変え，支間長，橋台高さ，杭長，地盤反力係数等をパラ メータとし試設計を行う． (2) 骨組み解析の概要 RC 連結ジョイントを施工した既設橋梁を，図 5.4.20 に示す 2 次元の骨組み要素でモデルし，汎用コ ード｢MULTI FRAME 3D Ver.9｣を用い骨組み解析する．部材が交わる領域は剛域とし，フーチングを地 盤バネで支持する．また支承は沓座下端とその直上 1mm の位置には 2 点のピン節点を設け，固定支承 の場合であっても若干の変位が生じることを想定する．このことにより RC 連結ジョイントの軸力の算 出に対して安全側な設計ができるよう配慮する． 図 5.4.20 RC 連結ジョイントの骨組解析モデル - 198 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (3) 上部構造の影響 表 5.4.5 の上部構造の種類や径間数，表 5.4.6 の下部構造の高さを解析パラメータとして温度変化± 20℃における RC 連結ジョイントの軸力に対する影響を調べる．図 5.4.21 は地盤条件を N 値 50 相当と して地盤バネを設定し，逆 T 形式橋台・直接基礎として RC 連結ジョイントの軸力を示す．RC 連結ジ ョイントの軸力は上部構造の種別による影響は少ないが，支間長や径間数の変化により影響を受ける． このため温度変化による断面力はけた剛性の影響が少なく，伸縮けた長さによる影響が大きい．また RC 連結ジョイントの軸力は下部構造の高さに影響を受ける．これは下部構造の高さが高くなると温度変化 による桁の伸縮を拘束する効果が軽減するためと考える． 表 5.4.5 橋 RC 橋 PC 橋 上部構造の曲げ剛性の設定 種 支間長さ L(m) けた高さ (m) けた剛性 IB (m4/m) 20m 0.9 0.07 中空床版橋 ポステン T 桁橋 20m 30m 40m 表 5.4.6 1.0m 主げた本数 7 本 1.5m 主げた本数 7 本 2.2m 主げた本数 7 本 橋台高さの条件 下部構造ならびに基礎構造形式 橋台の高さ 逆 T 形式 6.0m 直接基礎 8.0m 10.0m 図 5.4.21 上部構造と下部構造の影響による RC 連結ジョイントの軸力(N 値＝50) - 199 - 0.03 0.10 0.30 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (4) 下部構造の影響 下部構造の曲げ剛性は，逆 T 形式，扶壁式，ラーメン式になるに従い橋台は剛な部材となる．下部構 造のフーチング底版の面積が大きくなれば，地盤バネの影響が変化する．下部構造の曲げ剛性の影響を みるため，N 値 50 相当の直接基礎，RC 中空床版，単径間のモデルを用いて表 5.4.7 のように橋台の曲 げ剛性を変化させる．またフーチング底版の面積の影響をみるため，N 値 50 相当の直接基礎，RC 中空 床版，単径間のモデルを用いて表 5.4.8 のようにフーチング長さを変化させる． 図 5.4.22 に温度変化+20℃における橋台の曲げ剛性の変化と RC 連結ジョイントの軸力の関係を示す． 図 5.4.23 に温度変化+20℃におけるフーチング底版長さと RC 連結ジョイントの軸力の関係を示す．温度 変化による RC 連結ジョイントの軸力は橋台の剛性による影響は小さく，フーチング底版の面積の影響 は大きいことがわかる． (5) 骨組解析による試設計 構造物の設計例として，RC 連結ジョイントの施工が多いと予想される逆 T 形式の下部構造を想定し 試設計する．表 5.4.9，表 5.4.10 に温度変化±20℃による RC 連結ジョイントの連結鉄筋の発生軸力と， 必要鉄筋量を試算した結果を示す．RC 連結ジョイントに発生する軸力は地盤バネの影響を受けやすく， 硬岩などで下部構造が支持されている橋梁の場合，温度変化で RC 連結ジョイントに生じる発生軸力は 著しく大きくなる．橋台高さが 6m の場合，上部構造の伸縮けた長さ 40m 程度で RC 連結ジョイントを 適用できない場合があることがわかった． 表 5.4.7 下部構造形式 橋台の曲げ剛性 表 5.4.8 橋台の剛性 フーチングの底版長の変化 下部構造形式 フーチングの底版長さ 直接基礎 I1＝I 直接基礎 L1＝L （N 値 50 相当） I2＝10I （N 値 50 相当） L2＝1.5L I3＝50I L3＝2.0L I4＝100I L4＝2.5L I5＝200I 4 ※フーチングの底版長さ L＝5.5m 3 ※躯体厚さ 1.4m とし，I＝0.23m /m（1.4 /12） 図 5.4.22 橋台の曲げ剛性の変化による 図 5.4.23 RC 連結ジョイントの軸力変化 フーチング底版長さの変化による RC 連結ジョイントの軸力変化 - 200 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 表 5.4.9 温度変化を考慮した骨組解析による RC 連結ジョイントの軸力と必要鉄筋量 （地盤バネが N 値 50 の場合，逆 T 形式橋台） 橋種，支間長，径間数 ＲＣ橋 20m＠1 径間 20m＠2 径間 20m＠3 径間 ＰＣ橋 20m 30m 40m 橋台高さ 6.0m 8.0m 10.0m ±15.6kN/m ±9.5kN/m ±6.3kN/m D13＠250mm D13＠250 mm D13＠250 mm ±32.7kN/m ±20.0kN/m ±13.1kN/m D13＠250 mm D13＠250 mm D13＠250 mm ±49.8kN/m ±30.5kN/m ±19.9kN/m D13＠250 mm D13＠250 mm D13＠250 mm ±15.6kN/m ±9.5kN/m ±6.3kN/m D13＠250 mm D13＠250 mm D13＠250 mm ±24.3kN/m ±14.8kN/m ±9.8kN/m D13＠250 mm D13＠250 mm D13＠250 mm ±32.7 kN/m ±20.0 kN/m ±13.3 kN/m D13＠250 mm D13＠250 mm D13＠250 mm ※表上段は，温度変化-5～+35℃（基準温度+15℃）による RC 連結ジョイントの軸力を示す． ※※表下段は，鉄筋の許容応力度を 100N/mm2 と設定した場合の連結鉄筋の鉄筋径，鉄筋間隔を示す． 表 5.4.10 温度変化を考慮した骨組解析による RC 連結ジョイントの軸力と必要鉄筋量 （地盤バネが N 値∞の場合，逆 T 形式橋台） 橋種，支間長，径間数 ＲＣ橋 20m＠1 径間 20m＠2 径間 20m＠3 径間 ＰＣ橋 20m 30m 40m 橋台高さ 6.0m 8.0m 10.0m ±71.3kN/m ±38.6kN/m ±22.7kN/m D16@250mm D13＠250 mm D13＠250 mm ±148.4kN/m ±80.9kN/m ±47.6kN/m ― D16＠200 mm D13＠250 mm ±223.3kN/m ±122.6kN/m ±72.2kN/m ― ― D16＠250 mm ±71.3kN/m ±38.6kN/m ±22.7kN/m D16＠250 D13＠250 mm D13＠250 mm ±112.2kN/m ±60.4kN/m ±35.3kN/m ― D16＠250 mm D13＠250 mm ±150.5kN/m ±81.4kN/m ±47.6kN/m ― D16＠200 mm D13＠250 mm ※表上段は，温度変化-5～+35℃（基準温度+15℃）による RC 連結ジョイントの軸力を示す． ※※表下段は，鉄筋の許容応力度を 100N/mm2 と設定した場合の連結鉄筋の鉄筋径，鉄筋間隔を示す - 201 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (6) まとめ RC 連結ジョイントの設計法の提案するため，年温度変化±20℃を想定した骨組み解析を行った．こ の研究で得られた結果を以下に整理する． 1) 温度変化を考慮した骨組み解析の結果から，RC 連結ジョイントに生じる軸力は上部構造の伸縮け た長さに影響を受けることがわかった．RC 中空床版橋ならびにポステン T 桁橋の橋種の違いによ り RC 連結ジョイントに発生する軸力の違いは少なかった． 2) 温度変化を考慮した骨組み解析の結果から，下部構造の橋台高さにより RC 連結ジョイントに生じ る軸力は少なくなることがわかった．橋台高さが高くなることで温度変化による上部構造の伸縮に 追従しやすくなり，下部構造の拘束が低減するためと考えた． 3) 地盤バネの N 値を 50 とした場合，温度変化を考慮した骨組み解析の結果から，橋台の剛性の変化 により RC 連結ジョイントに生じる軸力はあまり変化しないことがわかった．逆 T 形式以外の扶壁 式橋台や箱式橋台などの剛性が高い橋台であっても RC 連結ジョイントが適用できると考えた． 4) 温度変化による影響を考慮した試設計より，逆 T 形式橋台における RC 連結ジョイントにおける発 生軸力ならびに必要鉄筋量を整理した．地盤バネが N 値 50 程度の場合，上部構造の伸縮けた長さ は 60m 程度まで RC 連結ジョイントを適用できる可能性があることがわかった． 5) RC 連結ジョイントに発生する軸力は地盤バネの影響を受けやすく，硬岩などで下部構造が支持さ れている橋梁の場合，温度変化で RC 連結ジョイントに生じる発生軸力は著しく大きくなる．橋台 高さが 6m の場合，上部構造の伸縮けた長さ 40m 程度で RC 連結ジョイントを適用できない場合が あることがわかった． 5.4.5 重ね継ぎ手の基礎実験 (1) 実験の目的 重ね継手は鉄筋の継手の種類の中で最も広く用いられる方法で，複数の鉄筋を所定の長さで重ねて結 束し，コンクリートの付着で一体化させるものである．重ね継手における力の伝達は，引張応力を鉄筋 周辺のコンクリートを介し他方の鉄筋に伝えるため，異形鉄筋の周辺のコンクリートには内部ひび割れ が生じ，コンクリート表面に割裂がみられ破壊する．異形鉄筋の重ね継手の強度を決める要因は，コン クリートと鉄筋の付着性状に大きく依存し，また継手長が与える影響が大きいため現行のコンクリート 標準示方書【設計編】に規定されている異形棒鋼の重ね継手長は，直径の 20 倍以上の継手長を確保する こととしている．この規定は，重ね継手が部材の弱点とならないよう重ね継手長を考慮したものであり， 重ね継手を有する梁供試体による曲げ実験により理論構築がされたものである． 一方，近年では大規模地震時に特定部材を積極的に破壊させ，重ね継手長を直径の 20 倍未満にして主 要な構造物を守るヒューズ機構の開発が求められている．ヒューズ機構の一例として，道路橋では落橋 防止装置の連結板にスリットを設ける事例や低降伏点鋼を用いる事例がある．しかし，重ね継手の強度 は，鉄筋に作用する引張応力度，コンクリートの強度，重ね合わせ長さ，かぶり等さまざまな要因に支 配される．このため異形鉄筋の重ね継手を用いたヒューズ機構を扱うための基礎的研究として，重ね継 手の長さが鉄筋の直径 20 倍未満となる場合について，両引き試験により重ね継手強度を調べる． - 202 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (2) 両引き試験による重ね継手長さの影響 重ね継手の性能を実験的に把握する方法としては，梁供試体の引張鉄筋に重ね継手を設けて実施する 方法が一般的である．この場合，重ね継手の強度特性に影響を与える要因が多くなり，ヒューズ機構を 検討する手法としては適切ではないと考えられる．そこで，両引き供試体を用いて重ね継手の強度特性 を検討することとした．既往の研究で行われている両引き供試体は，偏心の影響を除去するため，2 組 の重ね継手を平行に配置した供試体を作製し，2 組の重ね継手を同時に引っ張る方法が採用されている しかし，この手法は，専用の試験装置の製作等が必要となり，容易に行える実験ではない．そのため本 研究では，溶接継手等の性能試験と同様に，万能試験機を使用して重ね継手の評価を実施することを試 みた． 1) 重ね継手長さの実験方法 コンクリート標準示方書【設計編】で規定される異形鉄筋の定着長は，直径の 20 倍以上を確保する ように記されている．そのため，既往の研究では重ね継手の長さを直径 20 倍未満とした場合の両引き 試験の結果は乏しく，これまであまり報告されたものがない．本研究では異形鉄筋の重ね継手を用いた ヒューズ機構の基礎的研究として，重ね継手の長さを直径 20 倍未満とした供試体を用いて，両引き試験 を行う．図 5.4.24 に試験で使用した万能引張試験機を示す． 2) 重ね継手長さの実験結果 図 5.4.25 および表 5.4.11 は，コンクリートの W/C および異形鉄筋の重ね継手長さを変化させ，両引き 試験を実施した結果である．なお，図 5.4.25 中の破線は，異形鉄筋 D13 の降伏強度をあらわす補助線で ある．コンクリートの W/C の影響として，重ね継手強度は W/C が 45%の方が若干高い傾向にあり，55% の場合に比べて約 1.1 倍増加する．コンクリート材料自身の引張強度は，W/C 45%と 55%で 1.3 倍の相 対比があり，重ね継手強度の増加に寄与していると推察する．次に重ね継手長さに関する両引き試験結 果について考察する．重ね継手強度は，重ね継手長さを 170mm（公称直径の 13.4 倍）とした場合，重 ね継手強度と鉄筋の降伏強度が同等となり，170mm 以上の重ね継手長さを長くしても，鉄筋の降伏強 度で停滞する．また重ね継手長さが 170mm 未満の場合は重ね継手強度は重ね継手長さと相関性がある． 図 5.4.24 両引き試験による重ね継手強度試験 図 5.4.25 - 203 - 重ね長さによる重ね継手強度の変化 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 表 5.4.11 コンクリート の水セメント比 45% 55% 重ね継手長さによる重ね継手強度 継手長さ (mm) 最大引張力 (kN) 引張強度 (N/mm2) 0 30.0 237 50 32.0 253 100 39.0 308 170 44.8 354 250 50.0 395 350 51.2 404 0 17.8 141 50 29.8 235 100 36.4 287 170 45.0 355 250 46.4 366 350 50.8 401 両引き試験で生じたコンクリート表面のひび割れ形状を図 5.4.26 に示す．重ね継手長が 250mm 未満 の場合は，異形鉄筋を埋込んだコンクリートの端部から，鉄筋方向に沿ったひび割れが発生し，その後， 埋込み鉄筋の端部付近から鉄筋軸の直角方向にひび割れが生じて破壊する．鉄筋軸の直角方向のひび割 れは，重ね継手の応力伝達が不十分で，鉄筋端部で応力集中が発生したものと考えられる．すなわち， 重ね継手は引張荷重載荷の途中から応力伝達能力が低下し，鉄筋同士の一体性が失われ，コンクリート の引張破壊により崩壊に至るものと推察する．一方，重ね継手長が 250mm 以上の場合は，コンクリー ト表面に鉄筋の軸方向のひび割れが発生し，その後，鋼材の伸びが増大しコンクリートと鉄筋の付着切 れが生じたものと考えられる．重ね継手長が 250mm 以上の場合は，異形鉄筋の滑りにより生じる軸直 角方向のひび割れは認められない． 図 5.4.26 重ね継手長さの違いによるひび割れ形状 (W/C=45%) - 204 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 3) 重ね継手長さの実験結果まとめ 供試体寸法を変えた両引き試験結果から，供試体の寸法が小さいと重ね継手の効果が十分に発揮でき ないことがわかった．また重ね継手強度は，コンクリートの水セメント比に影響を受ける．水セメント 比の違いによりコンクリートの付着力が変化するためと推察される．異形鉄筋の重ね継手長さに，重ね 継手強度は影響を受ける．重ね継手長はコンクリート標準示方書【設計編】に規定される鉄筋付着長の とおり，直径の 20 倍以上で十分な引張強度が得られた． (3) コンクリートの材料特性の影響 RC 構造物の補修工事では，超速硬コンクリートを使用する事例や，コンクリートに非鋼繊維を混入 する機会が増えている．繊維補強コンクリートは，コンクリート材料のひび割れを分散させ，じん性が 向上する効果が期待される．このため異形鉄筋の重ね継手を繊維補強コンクリートで行う場合，重ね継 手の破壊で生じるコンクリート内部のひび割れが分散し，鉄筋とコンクリートの付着応力度に影響する と推察される．このような背景から，超速硬コンクリートにポリプロピレン繊維を 1.27Vol.%で混入した ものに異形鉄筋の重ね継手を行い，両引き試験により異形鉄筋の重ね継手強度や，最大引張荷重時の変 位を整理する． 1）供試体の製作 使用するコンクリートの W/C は 40％とし，表 5.4.12 に配合条件を示す．なお，使用するセメントの 種類は，RC 構造物の補修における施工時間の制約を想定し，超速硬タイプとする．また供試体は図 5.4.27 に示すポリプロピレン繊維を混入したもの，混入しないもの 2 種類を用いる．コンクリートに繊維を混 入する場合，その量は 1.27vol.％としている．また異形鉄筋は D13 を用い，種類は SD345 とし，重ね継 手長さは，50，100，150，200mm の 4 種類とする． 表 5.4.12 W/C が 40%の配合 No 水(g) セメント(g) 細骨材(g) 粗骨材(g) 減水剤（g） 1 164 416 745 1032 8.3 2 174 438 864 807 8.7 ※No.1 は繊維混入なしの配合，No.2 はポリプロピレン繊維を混入した配合を示す． 図 5.4.27 ポリプロピレン繊維 - 205 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 2）試験方法 両引き試験は，ロードセルによる引張荷重の測定と異形鉄筋を定着するチャックの変位量を測定する． また供試体のコンクリート表面には，ひび割れ発生状況を確認するため 5cm メッシュで墨付けし，載荷 重 10kN 毎にコンクリートのひび割れ状況を観察する．なお，異形鉄筋の定着チャックの滑りが想定さ れたため，定着チャックのなじみをとる目的として，約 30kN の引張荷重を数回にわけて予備載荷し， 供試体が破壊するまで引張力を与える． 3）使用材料の強度特性 特殊コンクリートにおける両引き試験の実施に先立ち，使用する材料の強度特性を調べる．表 5.4.13 に使用する材料の強度特性を整理する．また図 5.4.28 に，W/C が 40%において重ね継手長さを変化させ た時の両引き試験の結果を示す．なお，参考として W/C が 45%，55%の結果も併記する．両引き試験に よる結果から，コンクリートにポリプロピレン繊維を混入した場合，異形鉄筋の重ね継手強度は 4～13% 増加する．この原因は，繊維補強がコンクリートの引張特性を向上させることで，鉄筋付近のコンクリ ートが拘束効果を有し，異形鉄筋とコンクリートの付着強度が増加したものと推察する． コンクリート標準示方書【設計編】に規定されている異形棒鋼の重ね継手長は，直径の 20 倍以上の継 手長を確保するとされているが，普通コンクリート（W/C45%～55%）の場合は，重ね継手長さが鉄筋 直径の 13.4 倍に相当する 170mm 以上で，重ね継手強度が鉄筋の降伏強度を超過する．さらに超速硬繊 維補強コンクリートを使用した場合，鉄筋直径の 3.9 倍に相当する重ね継手長さ 50mm としても，鉄筋 の降伏強度と比べて重ね継手強度の低下はない．以上から，コンクリート標準示方書【設計編】に規定 される鉄筋付着長のとおり直径の 20 倍以上を確保すれば，重ね継手強度は十分な引張強度が期待できる． 4）重ね継手の引張荷重と変位量の関係 図 5.4.29，図 5.4.30 は W/C 40％の超速硬コンクリートに繊維補強したものと，繊維補強しないものの 重ね継手強度と変位の関係を示す．図 5.4.29 は重ね継手長さ 50mm の両引き試験結果である．ポリプロ ピレン繊維を 1.27 Vol.%混入した供試体と，繊維補強しない供試体を比較すると，重ね継手強度の最大 における変位量に違いが見られる．繊維補強なしの最大変位量が約 8mm であるのに対し，ポリプロピ レン繊維補強したものの最大変位量は約 14mm で約 1.8 倍の変形性能をもつ．このことからコンクリー トにポリプロピレン繊維を混入することで，異形鉄筋の重ね継手のじん性が向上することがわかる．さ らに図 5.4.30 は，重ね継手長さ 200mm の両引き試験の結果を示す．重ね継手長さ 200mm の場合，ポリ 表 5.4.13 使用材料の強度特性 繊維補強の有無 繊維あり 2 繊維なし 圧縮強度 48.1N/mm 51.2N/mm2 （繊維なしとの比） （0.9） （1.0） 2 引張強度 3.7N/mm 3.0N/mm2 （繊維なしとの比） （1.2） （1.0） 図 5.4.28 - 206 - 繊維混入による重ね継手の強度 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 プロピレン繊維を混入することで重ね継手強度が増加する．また重ね継手強度の最大における変位量は， 繊維補強なしで約 17mm，ポリプロピレン繊維補強した供試体の最大変位量は約 25mm となる．重ね継 手長さ 200mm の場合も同様に異形鉄筋の重ね継手のじん性は向上する． (4) まとめ 両引き試験による異形鉄筋の重ね継手に関する基礎試験で得られた結果を以下に示す． 1) 供試体寸法を変えた両引き試験結果から，供試体の寸法が小さいと重ね継手の効果が十分に発揮で きないことがわかった． 2) コンクリートの W/C に重ね継手強度は影響を受ける．W/C の違いによりコンクリートの付着力が変 化するためと推察される． 3) 異形鉄筋の重ね継手長さに，重ね継手強度は影響を受ける．重ね継手長はコンクリート標準示方書 【設計編】に規定される鉄筋付着長のとおり，直径の 20 倍以上で十分な引張強度が得られた． 4) コンクリートにポリプロピレン繊維を混入した場合，異形鉄筋の重ね継手強度は 4～13%増加する． 同条件の場合，鉄筋直径の 3.9 倍に相当する 50mm と短い重ね継手長さであっても，重ね継手強度 は鉄筋の降伏強度を超過することがわかった． 5) コンクリートにポリプロピレン繊維を混入した場合，重ね継手の最大変位が増加し，重ね継手が破 壊する際のじん性が向上した． 6) 両引き試験の結果を整理することで，水セメント比や，重ね継手長さ，コンクリート繊維補強の有 無の違いによる重ね継手強度を確かめた． 図 5.4.29 重ね継手の引張強度-変位関係 図 5.4.30 （W/C＝40%，重ね継手長さ 50mm） 重ね継手の引張強度-変位関係 （W/C＝40%，重ね継手長さ 200mm） - 207 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.4.6 レベル 1 地震時の構造安全性の確認 (1) 研究の目的 RC 連結ジョイントのレベル 1 地震時の構造安全性を確認するため，橋梁全体系をモデル化した 2 次 元の骨組み解析により設計照査を行う．また材料の弾性域で 3D-FEA を用いて力学的な安全性の評価を 行う．RC 連結ジョイントの適用範囲は，固有周期が 0.5sec 未満であり，橋長が 30m 程度のコンクリー ト中小橋梁を想定する．図 5.4.31 からレベル 1 地震時における設計水平震度は 0.30 とする． (2) レベル 1 地震時における作用力 上部構造のレベル 1 地震時の慣性力は，上部構造の死荷重に設計水平震度（三種地盤を仮定）を乗じ たもので想定される．レベル 1 地震時における断面力を算出するため，上部構造の慣性力を桁中央点に 作用させ，図 5.4.32 に示す骨組み解析を行う．骨組み解析の地盤バネには，橋台背面の裏込め土として 地盤反力係数（N 値＝15）を考慮し，圧縮のみ作用するバネで支持する．表 5.4.14 に上部構造の単位幅 当りの死荷重と RC 連結ジョイント 1 箇所当りの軸力を示す．RC 連結ジョイントの鉄筋量は 506.8mm2 （D13＠4 本/m）のため地震時における鉄筋の許容応力度の割増を考慮し 300N/mm2 とすると，その耐力 は 152kN/m となる．鉄筋量を 506.8mm2 程度とした場合，RC 連結ジョイントは伸縮けた長さ 40m 程度 まで適用できる． 表 5.4.14 レベル 1 地震時における RC 連結ジョイントの作用力[三種地盤] 単位幅の死荷重 項目 RC 橋 支間 RC 連結ジョイント 1 箇所あたりの軸力 設計水平震度 1 径間 2 径間 3 径間 （kN/m) （kN/m) （kN/m) 20m 392 784 1176 20m 245 -- -- L1 時 1 径間 2 径間 3 径間 （kN/m) （kN/m) （kN/m) 58.8 117.6 176.4 36.8 -- -- 0.3 PC 橋 30m 515 -- -- 77.3 -- -- 40m 981 -- -- 147.2 -- -- ※着色欄は鉄筋量を 506.8mm2 に設定した場合に許容する軸力 152kN/m を超えるものを示す． 図 5.4.31 レベル 1 地震動の固有周期と設計水平震度 - 208 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (3) レベル 1 地震時におけるパラペット部材の応力照査 表 5.4.15，図 5.4.33 ならびに図 5.4.34 は，レベル 1 地震時におけるパラペット部材の応力照査の結果 を示している．パラペットの曲げ耐力，すなわちパラペットの鉄筋が降伏する曲げモーメントは，踏掛 版がないなどの特異な条件を除いて約 150kN･m/m と推察する．レベル 1 地震時におけるパラペット基 部の曲げモーメントは橋長 40m（20m＠2 径間）まで応力照査を満足する．この結果から，橋長 40m 以 下の場合はレベル 1 地震時の耐震性を有すると考える． 表 5.4.15 項目 レベル 1 地震時におけるパラペット基部の曲げモーメント[三種地盤] 橋台背面の地盤バネ（N 値＝15）を考慮した パラペット基部の曲げモーメント 橋台高さ 6m 橋台高さ 8m 橋台高さ 10m （kN･m/m） （kN･m/m） （kN･m/m） 支間 59.1 117.9 175.5 36.6 76.9 146.6 20m＠1 径間 20m＠2 径間 20m＠3 径間 20m 30m 40m RC 橋 PC 橋 57.6 114.9 171.0 35.7 75.0 142.8 57.4 114.7 170.6 35.5 74.8 142.4 ※着色欄は，パラペット基部の曲げモーメントが 150kN・m/m を超えるもの 図 5.4.32 レベル 1 地震動による骨組解析モデル 図 5.4.33 設計年次とパラペットの曲げ耐力 300 250 200 20m＠3径間 150 20m＠2径間 100 PC40m PC30m 20m＠1径間 PC20m 50 0 橋台高さ6m 図 5.4.34 橋台高さ8m 橋台高さ10m 橋台高さ6m 橋台高さ8m レベル 1 地震時におけるパラペット基部の曲げモーメント - 209 - 橋台高さ10m 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (4) レベル 1 地震時における 3D-FEA の応力照査 レベル 1 地震時における RC 連結ジョイントの構造安全性を照査するために，図 5.4.35，図 5.4.36 に 示す FEA モデルを用いる．FEA モデルは GG 橋を対象に 3 次元ソリッド要素（要素数：約 8 万）を用い てモデル化する．表 5.4.16 に使用要素の諸元を示す．モデルの境界条件は下部構造の底版を N 値 30，50， ならびに軟岩（N 値 100 相当），硬岩（N 値 600 相当）で支持する．なお FEA モデルは支承は固定沓と する．レベル 1 地震時における上部構造の慣性力の作用方法を図 5.4.37 に示す．図 5.4.38 にレベル 1 地 震時の 3D-FEA による解析結果を示す．橋台の基礎が硬岩で支持される場合，RC 連結ジョイントの路 肩に最大主応力が集中しコンクリートの引張応力は 4.5N/mm2 程度となる．このため基礎が硬岩で支持 表 5.4.16 部材 FEA モデルの諸元 使用要素 材料条件 弾性係数 せん断弾性係数 2 （N/mm ） （N/mm ） ソリッド要素 2.5×104 10869.6 支承 ソリッド要素 2.0×10 5 4 下部構造 ソリッド要素 2.5×104 上部構造 7.7×10 0.167 0.30 10869.6 FEA モデル（全体表示） 図 5.4.36 2 パラペット天端の最大主応力（N/mm ) 図 5.4.35 ポアソン比 2 0.167 FEA モデル（下部構造のみ表示） 5.0 N値30 4.5 N値50 軟岩 硬岩 4.0 3.5 3.0 2.5 2.0 1.5 1.0 0.5 0.0 0 2500 5000 7500 10000 12500 路肩からの距離(mm) 図 5.4.37 上部構造の慣性力の作用位置 図 5.4.38 - 210 - レベル 1 地震時のパラペット天端の最大主応力 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 される立地環境にある橋梁に RC 連結ジョイントを適用した場合，路肩付近にひび割れが生じることが 懸念された．またレベル 1 地震時におけるパラペット天端の最大主応力は，軟岩（N 値＝100 程度）の 場合は 1.5N/mm2 と急激に応力緩和し，N 値 50 では 0.7 N/mm2 となる．このことから N 値が 100 未満の 地盤条件であれば RC 連結ジョイントに局部的な応力集中は生じず，レベル 1 地震時において RC 連結 ジョイントを材料弾性域で使用することが出来ることを確かめた． (5) まとめ レベル 1 地震時の RC 連結ジョイントの構造安全性の確認で得られた結果を以下に示す． 1） レベル 1 地震時において RC 連結ジョイントに発生する軸応力や，パラペットの基部に生じる曲げ 応力が弾性域内にあるか確認するため，レベル 1 地震時における上部構造の慣性力を想定し，骨組 み解析を行った． 2） RC 連結ジョイントの鉄筋量は 506.8mm2（D13＠4 本/m）程度を標準としている．レベル 1 地震時に おける鉄筋の許容応力度は割増を考慮すると 300N/mm2 と設定でき，その耐力は 152kN/m となる． 上部構造の質量に設計水平震度 0.3 を乗じた慣性力を考慮した骨組み解析を行い，RC 連結ジョイン トに発生する軸力を算出したところ，上部構造の伸縮けた長さが 40m 程度まで RC 連結ジョイント が適用できると考えた． 3） パラペットの高さや厚さは下部構造の設計年により異なる．このため北陸道におけるパラペットの 出来型を管理する記録からパラペットの諸元を調べパラペットの設計傾向を整理した．RC 中空床版 橋のパラペットの高さは平均 1.0m であり，踏掛版がない特異な橋台の場合を除きパラペットの最大 曲げモーメントは約 150kN･m/m であった． 4） レベル 1 地震時の上部構造の慣性力を考慮した骨組み解析より，RC 連結ジョイントの適用範囲を伸 縮けた長さを 40m までと制限することで，RC 連結ジョイントならびにパラペットは塑性化しない ことを設計で確かめた． 5） レベル 1 地震時の上部構造の慣性力を考慮した 3D-FEA から，基礎が硬岩で支持される場合は橋台 の翼壁付近の RC 連結ジョイントのコンクリートに応力が集中し，ひび割れが生じることが推察さ れた．また RC 連結ジョイントの軸応力は軟岩（N 値＝100 程度）の場合は 1.5N/mm2 となり，硬岩 で支持される場合に比べて著しく応力が緩和し，N 値 50 では RC 連結ジョイントの軸応力は 0.7 N/mm2 となった．このことから N 値が 100 未満の地盤条件であれば RC 連結ジョイントに局部的な 応力集中は生じず，レベル 1 地震時において RC 連結ジョイントを材料弾性域で使用することが出 来ることを確かめた． - 211 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.4.7 レベル 2 地震時の構造安全性の確認 (1) 実物大供試体の破壊実験の概要 図 5.4.39 のように 1500kN 油圧ジャッキを母材と母材の間に 2 台配置し，ジャッキ荷重により供試体 がセルフバランスする載荷システムとする．油圧ジャッキの作用点は，母材が抑揚しないよう事前に有 限要素解析（以下，FEA）を用いた検討を行い，RC 連結ジョイントの中心線と油圧ジャッキの軸線を一 致させる．また供試体は，RC 連結ジョイントの幅 1000mm，厚さ 80mm で，図 5.4.40 の 3 種類とし連結 鉄筋の鉄筋量や根入深さを実験のパラメータとする． （a）側面図 （b）平面図 図 5.4.39 実験の概要図 - 212 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 （a）供試体 1，鉄筋径 D13＠250，根入長 60mm （b）供試体 2，鉄筋径 D13＠250，根入長 40mm （c）供試体 3，鉄筋径 D16＠250，根入長 60mm 図 5.4.40 実験供試体のパラメータ - 213 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (2) 実物大供試体の破壊実験の結果 1）圧縮強度および静弾性係数 表 5.4.17 に供試体に使用した RC 連結ジョイントのコンクリートの 28 日後の圧縮強度および静弾性係 数を示す．なお，試験方法は，コンクリートの強度試験 JIS A 1107－1108 およびコンクリートの静弾性 係数試験 JSCE－G502 に準じる．RC 連結ジョイントのコンクリートは，圧縮強度は平均 48.1N/mm2，静 弾性係数は平均 2.99×104N/mm2 であった．またコンクリートの引張強度を圧縮強度の 1/13 と仮定する と，RC 連結ジョイントに用いるコンクリートの引張強度は約 3.7N/mm2 と推測された． 表 5.4.17 RC 連結ジョイントのコンクリート圧縮強度ならびに静弾性係数 試験体番号 2 圧縮強度（N/mm ) 4 2 静弾性係数（×10 N/mm ） No.1 No.2 No.3 平均値 45.4 46.7 52.2 48.1 3.02 2.88 3.08 2.99 2）実物大供試体の破壊実験 図 5.4.41，図 5.4.42 に荷重と遊間変位量の関係を示す．供試体 1 と 2 では載荷を開始すると，図 5.4.42 のようにほぼ同荷重で RC 連結ジョイントが塑性化し，既設コンクリートが付着切れを起こした．その 後，荷重は抜けて変位が増加し，連結鉄筋根入部の側面に 0.05mm 程度のひび割れが発生した（図 5.4.41 中の B 位置）．さらに荷重を加えると連結鉄筋が引抜け，母材コンクリートと RC 連結構造との界面に浮 上りが生じて滑動し，根入れ部のコンクリート側面のひびわれ幅が拡大した．供試体 1 と 2 を比較する と，鉄筋の根入れ長さにより，耐力が支配されていることがわかる（図 5.4.41 中の C 位置）．界面の浮 上り後，荷重は抜けて変位量が増加し，終局状態に至った．ただし，終局状態となっても，RC 連結構 造の表面にはひび割れは確認されなかった．供試体 3 では，他の供試体とは終局状態が異なり鉄筋の引 き抜けは見られず，母材コンクリートの破壊で終局となった． 供試体1 供試体3 250 供試体2 200 200 荷重(kN) 150 A 荷重(kN) 177kN 162kN C 150 124kN 110kN 100 100 B 50 50 供試体1 供試体2 0 0 0.0 0 -10 図 5.4.41 -20 -30 遊間変位(mm) -40 -50 荷重と遊間変位の関係 図 5.4.42 - 214 - 0.4 0.8 1.2 遊間の伸び量(mm) 1.6 2.0 微小変位における荷重-変位曲線 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 図 5.4.43 に供試体 1 の終局状態，図 5.4.44 に供試体 2 の終局状態，図 5.4.45 に供試体 3 の終局状態の 様子を示す．終局状態では，根入部のひび割れ幅が拡大し，供試体 1，2 では，連結鉄筋のコーン破壊が 見られた．鉄筋径の大きい供試体 3 では，鉄筋の引き抜けは見られず，母材コンクリートの破壊で終局 となった．表 5.4.18 に供試体ごとの鉄筋角度，コーン破壊の底面積，鉄筋の付着面積を示す．コーン破 壊面積は，破壊面をトレーシングペーパーに写し，方眼紙を用いて面積を算出した．鉄筋の付着面積は， 鉄筋を円柱と見なして，鉄筋径と根入れ長から算出した．供試体 2 は供試体 1 より付着面積が大きいた め，鉄筋の引き抜け時の荷重が大きくなった．最も付着面積が大きい供試体 3 では，母材コンクリート の破壊で終局となり，供試体 2 と供試体 3 における鉄筋の付着面積の間に破壊形態が変わる境界がある と考えられる．図 5.4.46 に，ここで定義する終局時の鉄筋角度を示す．引き抜け後の鉄筋の角度は，根 入れが深いほど角度は小さくなり，径が大きいほど角度が大きくなる結果となった． 図 5.4.43 図 5.4.44 供試体 1 の終局 供試体 2 の終局 表 5.4.18 供試体タイプ 鉄筋角度 θ（°） コーン破壊 の底面積（cm2） 鉄筋の付着面積 （cm2） 実験後の計測結果 No.1 No.2 No.3 40 27 40 114 132 52 78 θ 図 5.4.45 図 5.4.46 供試体 3 の終局 - 215 - 鉄筋角度 － 96 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (3) 実物大供試体の破壊実験の考察 RC 連結ジョイントの終局状態は，連結鉄筋の根入れ部の鉄筋降伏やコンクリートの終局が主たる破 壊機構となった．連結鉄筋の根入れ部の作用力は図 5.4.47 の新旧コンクリートの付着がある状態と新旧 コンクリートの付着がない状態で，その挙動が異なる．新旧コンクリートに付着がある状態は，連結部 の軸力が新旧コンクリート界面を面的に分布し，既設コンクリートに伝達する．実験供試体の新旧コン クリートの付着面積は 120×1000mm であり，最大荷重 180kN からせん断付着力を試算すると 1.5N/mm2 となる．新旧コンクリートの付着がない状態は，図 5.4.48 の FEA 結果で示されるように，RC 連結部の 軸力が連結鉄筋を介して既設コンクリートに伝達する．連結鉄筋の軸力は，鉛直方向と水平方向の力に 分割される．鉄筋に生じる水平方向の力は，コンクリートに局部的な支圧応力を作用させ，根入れ部の コンクリート側面にひび割れが生じると推察する．また鉄筋に生じる鉛直方向の力は，RC 連結ジョイ ントのコンクリートを浮上らせる挙動の主因と推察される． 図 5.4.47 実験結果から推測する RC 連結ジョイントの力の伝達イメージ 図 5.4.48 FEA による鉄筋の引抜け力の解析結果 - 216 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 また実物大供試体の破壊実験の結果から，RC 連結ジョイントは遊間の伸び量が 0.2mm で塑性化する． また RC 中空床版橋形式のパラペットの終局曲げモーメント時における変位量は，パラペット基部を固 定した片持ち梁で全断面有効とすると，（式 1）より 0.29mm と試算する．このことから，RC 連結ジョ イントの遊間の伸び量が 0.2mm の場合において，パラペットに発生する鉄筋の曲げ応力度は 206Mpa 程 度（降伏強度 300Mpa×（0.2/0.29））であり，パラペットの鉄筋は降伏しないことが推察される． 150[kN･m/m] 1.2^2[m] Pl 3 Mu l 2 0.29mm 3EI 3EI 3 2.5 107 [kN/m2 ] 0.01[m4 /m] ----------(式 4.4.1) 2.5×104[N/mm2 ] bh 3 1.0 0.53 I：パラペットの曲げ剛性 I 0.01 12 12 h：パラペット厚さ 50cm と仮定 ここで，E：コンクリートのヤング係数 (4) まとめ レベル 2 地震時の RC 連結ジョイントの構造安全性の確認で得られた結果を以下に示す． 1) レベル 2 地震時において，RC 連結ジョイントの終局状態を把握するため破壊実験を行った．RC 連 結ジョイントの破壊実験は，RC 連結ジョイントの幅 1000mm，厚さ 80mm を再現する供試体を用い て，3 パターンの連結鉄筋の鉄筋量や根入深さを設定した． 2) 実物大供試体の破壊実験による RC 連結ジョイントの終局は，連結鉄筋の根入れ部の鉄筋降伏やコ ンクリートのコーン破壊が主たる破壊機構となった．RC 連結ジョイントの終局状態を確認すること で，レベル 2 地震時における破壊形態がイメージできた． 3) FEA により RC 連結部の軸力は連結鉄筋を介して既設コンクリートに伝達し，鉛直方向と水平方向 の力に分割される．連結鉄筋に生じる水平方向の力はコンクリートに局部的な支圧応力を作用させ， 根入れ部のコンクリート側面にひび割れが生じると推察した．また鉄筋に生じる鉛直方向の力は， RC 連結ジョイントのコンクリートが浮上る挙動を作用させた． 4) 実物大供試体の破壊実験の結果から，RC 連結ジョイントは強制変位が 0.2mm で塑性化した．また パラペットの終局曲げモーメント時における変位量は，パラペット基部を固定した片持ち梁で全断 面有効として試算すると 0.29mm となった．RC 連結ジョイントはパラペットよりも先行して破壊す ることがわかり，レベル 2 地震時における RC 連結ジョイントの修復の容易さが確認できた． - 217 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.4.8 RC 連結ジョイントの施工性の確認および実用検証 (1) 漏水調査 RC 連結ジョイントは，図 5.4.49 に示すように北陸道で順次導入し，現在は約 100 橋で施工されてい る．RC 連結ジョイントは 2008 年に初めて導入されたが，RC 連結ジョイントが設置された路面にはポ ットホール等の新たな舗装の変状は無く，また降雨の際の漏水調査ではコンクリート橋のけた桁端部や 橋台前面は乾燥した状態を保っており，地覆部からの伝い水以外に路面からの漏水は見られない．図 5.4.50 は RC 連結ジョイントの導入の違いによる橋台前面の漏水状況を示す．図 5.4.48 の右側は，RC 連 結ジョイントを導入しているため漏水がなく乾燥した状態であるが，左側の橋台は RC 連結ジョイント を導入する前の状態でありコンクリート表面が湿潤していることが確認される．この追跡調査の結果か 100 50% 80 40% 60 30% 40 20% 12.3% 13.8% 20 10% 0.3% 0 2008 1.2% 2009 図 5.4.49 図 5.4.50 3.0% 2010 2011 2012 RC 連結ジョイントの施工実施推移 RC 連結ジョイントの導入による止水状況 - 218 - 0% RC連結ジョイントの実施率 RC連結ジョイントの実施箇所数 ら，RC 連結ジョイントの止水機能は良好な状態と評価している． 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (2) 騒音・振動の低減効果 RC 連結ジョイントによる交通荷重の振動軽減に関する効果を把握するため，試験車両（総重量 220kN） を用いた騒音・振動測定を行っている．図 5.4.51 は橋梁本体の応答速度の軽減効果を示し，図 5.4.52 は 試験車の応答加速度の軽減効果を示す．導入前後の結果を比較すると，橋梁本体ならびに試験車の応答 振動が著しく軽減していることがわかる． (3) RC 連結ジョイントの施工 図 5.4.53-図 5.4.58 に施工の状況を示す．道路橋梁ジョイントの改良工事では，過去にジョイント取替 えが実施された影響で既設コンクリートの打継目がぜい弱化していることが多い．このため既設ジョイ ントの撤去作業の際は，作業者にブレーカーやチッパーで丁寧に残存コンクリートを除去すること，施 工管理者を配置すること，既設コンクリートの浮きやぜい弱部，およびコンクリート残材が確実に除去 できているかを打音や目視により管理することを提案した．さらに新旧コンクリートの接着性を担保す るため，コンクリート用の接着剤を用いることを提案した． 図 5.4.51 試験車による橋梁本体の応答速度 RC連結ジョイントの設置前 RC連結ジョイントの設置後 600 400 200 0 -200 -400 -600 -30 -20 -10 0 ジョイントからの距離 (m) 図 5.4.52 試験車の応答加速度 - 219 - 10 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 図5.4.53 ジョイントの撤去 図 5.4.55 接着剤の刷毛塗り 図 5.4.57 図5.4.54 連結鉄筋の設置 図 5.4.56 コンクリート打設 養生剤の散布 図 5.4.58 - 220 - アスファルト舗設 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (4) まとめ RC 連結ジョイントの施工性の確認および実用検証で得られた結果を以下に示す． 1） RC 連結ジョイントは 2008 年に初めて導入された．現在は 5 年間が経過しており RC 連結ジョイン トが設置された路面にはポットホール等の新たな舗装の変状は無く，また降雨の際の漏水調査では コンクリート橋のけた端部や橋台前面は乾燥した状態を保っていた． 2） 試験車を用いた振動計測により，RC 連結ジョイントの施工前後における橋梁本体ならびに試験車 の応答振動を調べ，振動の低減効果を把握した．RC 連結ジョイントを施工した箇所では車両が円 滑に通過するため，ジョイント通過時に発生する顕著な振動が発生しなくなることを確かめた． 3） RC 連結ジョイントの施工は昼間に交通（車線）規制を行い，片車線／日ごとに段階施工すること が多い．コンクリート材料は超速硬コンクリートし 8 時間程度で施工ができた． 4） 既設ジョイントの撤去作業の際は，施工管理者を配置し，既設コンクリートの浮きやぜい弱部，お よびコンクリート残材が確実に除去していることを打音や目視により確認する事を提案した．また 新旧コンクリートの界面に接着剤を用いることを標準とし提案した． 5.4.9 研究のまとめ 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の予防法を提案するため，鉄筋とコンクリートで橋 梁の遊間を閉塞する RC 連結ジョイントを提案し，活荷重の影響や温度変化の影響の分析し，設計法を 提案した．また異形鉄筋の重ね継手に関する基礎的研究として，重ね継手の長さが鉄筋の直径 20 倍未 満となる場合について，両引き試験により重ね継手強度を調べ，レベル 1 地震動を想定した材料の弾性 域で 3D-FEA による力学的な安全性の評価や，レベル 2 地震動を想定した RC 連結ジョイントの終局破 壊の形態を調べる実物大の供試体を用いた終局実験を行った．本研究で得られた結果を以下に示す． (1) 活荷重による有限要素解析と現地計測 1) GG 橋をモデル化した橋梁全体系の 3D-FEA を用いて，活荷重による影響線載荷を行った．RC 連結 ジョイントで連結されている A1 橋台は，A1-P1 上に活荷重が作用すると活荷重の影響を受けて背面 側に移動する挙動となった．この橋台の挙動から RC 連結ジョイントを施工した橋梁はラーメン構 造となっていることがわかった． 2) 3D-FEA の結果から，活荷重のたわみ角は RC 連結ジョイントを介して橋台に伝達し，上部構造と下 部構造が一体となり挙動していることが明らかとなった． 3) GG 橋の活荷重作用時における橋台の変形を 214kN の試験車を通行させる載荷試験で調べた．現地 計測の結果は 3D-FEA の結果とほぼ等しい挙動となった．このため実橋においても，RC 連結ジョイ ントを施工することで橋梁はラーメン構造となることを確かめた． 4) RC 連結ジョイントに T 活荷重を載荷した応力照査では，衝撃係数をｉ=0.4 で考慮した場合はけた 遊間が 100mm 程度まで応力照査を満足し，衝撃係数をｉ=1.0 で考慮した場合はけた遊間が 70mm 程 度まで応力照査を満足した． 5) 3D-FEA により RC 連結ジョイントの縁端部に T 活荷重が作用した場合，RC 連結ジョイントのコン クリート表面に局部的な引張力が生じた．本線のランプ橋など幅員が広く，床版の張出しが長い場 合は，縁端部に載荷する T 荷重によりコンクリートがひび割れを生じる可能性があるため，RC 連結 ジョイントの縁端部付近は鉄筋量を増やし，コンクリートのひび割れを防ぐことが必要と考えた． - 221 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 6) GG 橋の RC 連結ジョイントについて，214kN の試験車を通行させて連結鉄筋のひずみ変動を調べた． 活荷重によるひずみ変動の結果から，214kN の試験車が通過することによりひずみの変動量は最大 で 6μとなった．RC 連結ジョイントの活荷重載荷による影響は小さいことがわかった． (2) 温度変化による挙動計測 1) 橋長 30m の GG 橋について，連結鉄筋のひずみ変動を約 1 年間モニタリング計測した．この結果， 1 年間における連結鉄筋のひずみ変動量は約±150μであることがわかった． 2) 1 年間の温度変化による連結鉄筋のひずみ変動は，活荷重が通過することによるひずみ変動に比べ て 50 倍程度となる．このことから RC 連結ジョイントの設計法は，年間の温度変化を考慮して照査 することを提案した． 3) HH 橋の橋台に設置した傾斜計と，約 2 週間の温度変化をモニタリング計測した．この結果，RC 連 結ジョイントを施工した橋梁は温度変化によるけたの伸縮で橋台が傾斜し，けたの伸縮に追従する ことがわかった．橋台の傾斜角は沓の可動条件に関係なく相関性がみられ固定支承側で 0.0015°/℃， 可動支承側で 0.0012°/℃であった． (3) RC 連結ジョイントの設計法の提案 1) 温度変化を考慮した骨組み解析の結果から，RC 連結ジョイントに生じる軸力は上部構造の伸縮け た長さ，下部構造の橋台高さに影響を受けた． 2) 地盤バネの N 値を 50 とした場合，温度変化を考慮した骨組み解析の結果から，橋台の剛性の変化 により RC 連結ジョイントに生じる軸力はあまり変化しないことがわかった．逆 T 形式以外の扶壁 式橋台や箱式橋台などの剛性が高い橋台であっても RC 連結ジョイントが適用できると考えた． 3) 温度変化による影響を考慮した試設計より，逆 T 形式橋台における RC 連結ジョイントにおける発 生軸力ならびに必要鉄筋量を整理した．地盤バネが N 値 50 程度の場合，上部構造の伸縮けた長さ は 60m 程度まで RC 連結ジョイントを適用できる可能性があることがわかった． 4) RC 連結ジョイントに発生する軸力は地盤バネの影響を受けやすく，硬岩などで下部構造が支持さ れている橋梁の場合，温度変化で RC 連結ジョイントに生じる発生軸力は著しく大きくなる．橋台 高さが 6m の場合，上部構造の伸縮けた長さ 40m 程度で RC 連結ジョイントを適用できない場合が あることがわかった． (4) 重ね継ぎ手の設計法の提案 1) 両引き試験結果から供試体の寸法が小さいと重ね継手の効果が十分に発揮できないことがわかった． コンクリートの W/C に重ね継手強度は影響を受けた．異形鉄筋の重ね継手長さに重ね継手強度は影 響を受けた．重ね継手長はコンクリート標準示方書【設計編】に規定される鉄筋付着長のとおり， 直径の 20 倍以上で十分な引張強度が得られた． 2) コンクリートにポリプロピレン繊維を混入した場合，異形鉄筋の重ね継手強度は 4～13%増加した． 同条件の場合，鉄筋直径の 3.9 倍に相当する 50mm と短い重ね継手長さであっても，重ね継手強度 は鉄筋の降伏強度を超過することがわかった． 3) コンクリートにポリプロピレン繊維を混入した場合，重ね継手の最大変位が増加し，重ね継手が破 壊する際のじん性が向上した．両引き試験の結果を整理することで，水セメント比や，重ね継手長 さ，コンクリート繊維補強の有無の違いによる重ね継手強度を確かめた． - 222 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 (5) レベル 1 地震時の構造安全性の確認 1） レベル 1 地震時における上部構造の慣性力を想定し，骨組み解析を行った．RC 連結ジョイントの鉄 筋量を 506.8mm2（D13＠4 本/m）とすると，上部構造の伸縮けた長さが 40m 程度まで適用できた． 2） 伸縮けた長さを 40m に制限することで設計上でパラペットの破損は生じないことを確かめた． 3） レベル 1 地震時の上部構造の慣性力を考慮した 3D-FEA から，基礎が硬岩で支持される場合は橋台 の翼壁付近の RC 連結ジョイントのコンクリートに応力が集中し，ひび割れが生じることが推察さ れた．N 値が 100 未満の地盤条件であれば RC 連結ジョイントに局部的な応力集中は生じず，レベ ル 1 地震時において RC 連結ジョイントを材料弾性域で使用することが出来ることを確かめた． (6) レベル 2 地震時の構造安全性の確認 1) レベル 2 地震時において，RC 連結ジョイントの終局状態を把握するため破壊実験を行った．RC 連 結ジョイントの破壊実験は，RC 連結ジョイントの幅 1000mm，厚さ 80mm を再現する供試体を用い て，3 パターンの連結鉄筋の鉄筋量や根入深さを設定した． 2) 実物大供試体の破壊実験による RC 連結ジョイントの終局は，連結鉄筋の根入れ部の鉄筋降伏やコ ンクリートのコーン破壊が主たる破壊機構となった．RC 連結ジョイントの終局状態を確認すること で，レベル 2 地震時における破壊形態がイメージできた． 3) FEA により RC 連結部の軸力は連結鉄筋を介して既設コンクリートに伝達し，鉛直方向と水平方向 の力に分割される．連結鉄筋に生じる水平方向の力はコンクリートに局部的な支圧応力を作用させ， 根入れ部のコンクリート側面にひび割れが生じると推察した．また鉄筋に生じる鉛直方向の力は， RC 連結ジョイントのコンクリートが浮上る挙動を作用させた． 4) 実物大供試体の破壊実験の結果から，RC 連結ジョイントは強制変位が 0.2mm で塑性化した．また パラペットの終局曲げモーメント時における変位量は，パラペット基部を固定した片持ち梁で全断 面有効として試算すると 0.29mm となった．RC 連結ジョイントはパラペットよりも先行して破壊す ることがわかり，レベル 2 地震時における RC 連結ジョイントの修復の容易さが確認できた． (7) RC 連結ジョイントの施工性の確認および実用検証 1） RC 連結ジョイントは 2008 年に初めて導入され，現在では約 100 橋に施工が行われている．RC 連 結ジョイントは，現在，約 5 年間が経過しており，RC 連結ジョイントが設置された路面にはポッ トホール等の新たな舗装の変状は無く，また降雨の際の漏水調査ではコンクリート橋のけた桁端部 や橋台前面は乾燥した状態を保っていた． 2） 試験車を用いた振動計測により，RC 連結ジョイントの施工前後における橋梁本体ならびに試験車 の応答振動を調べ，振動の低減効果を把握した．RC 連結ジョイントを施工した箇所では車両が円 滑に通過するため，ジョイント通過時に発生する顕著な振動が発生しなくなることを確かめた． 3） RC 連結ジョイントの施工は昼間に交通（車線）規制を行い，片車線／日ごとに段階施工すること が多い．コンクリート材料は超速硬コンクリートし 8 時間程度で施工ができた． 4） 既設ジョイントの撤去作業の際は，施工管理者を配置し，既設コンクリートの浮きやぜい弱部，お よびコンクリート残材が確実に除去していることを打音や目視により確認する事を提案した．また 新旧コンクリートの界面に接着剤を用いることを標準とし提案した． - 223 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 5.5 結言 本研究は凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近のけた端部，橋台および橋脚を対象に，北陸道の 約 1700 箇所ある橋梁ジョイントからの漏水の実態を調べ，凍結防止剤により塩害した RC 橋台部の塩分 浸透の特徴を実験的に確かめた．またジョイント付近のけた端部，橋台および橋脚の劣化の予防法を提 案するため，鉄筋とコンクリートで橋梁の遊間を閉塞する RC 連結ジョイントを提案し，活荷重の影響 や温度変化の影響の分析し，設計法を提案した．またレベル 1 地震動を想定した材料の弾性域で 3D-FEA による力学的な安全性の評価や，レベル 2 地震動を想定した RC 連結ジョイントの終局破壊の形態を調 べるための実物大の供試体を用いた終局実験を行った．本研究で得られた結果を以下に示す． (1)凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態 1) 北陸道の橋台 1052 基，橋脚 583 基のジョイントからの漏水状況を調べた．ジョイントからの漏水 する割合は橋台と橋脚で有意な違いはなく，ジョイント全数の約半分以上でジョイントからの漏水 が見られた． 2) ジョイントからの漏水調査の結果から，設計伸縮量が 50mm 未満のジョイントで漏水している割合 が多い．設計伸縮量が 50mm 未満に適用されるジョイントの形式は，埋設ジョイント，製品ジョイ ント，ゴムジョイント等である．これらのジョイント形式ではジョイントからの漏水が多いという 実態を把握すると伴に，道路橋の維持管理において既設橋の設計伸縮量が 50mm 未満のジョイント の止水化が課題であることが明確となった． 3) ジョイントからの漏水とけた端部の劣化に関係が見られた．ジョイントからの漏水がある場合，橋 台で 85-90%，橋脚で 68-87%の橋梁のけた端部が凍結防止剤の影響を受けて劣化していた．ジョイ ントからの漏水により，橋梁のけた端部の塩害劣化は二極化することがわかった． 4) ジョイントから著しく漏水する場合，ジョイント直下の橋台前面や橋脚が凍結防止剤を含む塩水で 湿潤し，コンクリートを塩害させる．この基礎実験ではコンクリート供試体に塩水が流下するケー スを想定して，コンクリートの塩分浸透の特性を明らかにすることを目的として行った． 5) コンクリート供試体に塩分濃度 3.5%の塩水を流すと，塩水によりコンクリート表面は湿潤し，コン クリートの湿潤面と乾燥面の境界には，白色析出物が発生した．またコンクリートが湿潤する範囲 は塩水を供給する頻度により拡大し，白色析出物の発生範囲も広くなった． 6) 塩水の供給面と乾燥面の境界付近は，コンクリートに含まれる塩分濃度が高くなり，コンクリート 壁面を流下する塩水が毛細管現象により乾燥したコンクリート面に拡散すると考えた．毛細管現象 による塩分拡散と，水分の蒸発により塩分は高濃度化し，境界部に白色の析出物が生じたと考えた． (2)凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の予防法 1) 橋梁全体系 FE モデルでの影響線解析の結果から，RC 連結ジョイントを適用した橋梁は，活荷重に より背面土側に倒れこむ変形挙動した．実橋での計測結果でも同様の挙動が確認された．このこと から RC 連結ジョイントを適用した橋梁は，ラーメン構造となることが明らかとなった． 2) 3D-FEA により RC 連結ジョイントの縁端部に T 活荷重が作用した場合，RC 連結ジョイントのコン クリート表面に局部的な引張力が生じた．本線のランプ橋など幅員が広く，床版の張出しが長い場 合は，縁端部に載荷する T 荷重によりコンクリートがひび割れを生じる可能性があるため，RC 連結 ジョイントの縁端部付近は鉄筋量を増やし，コンクリートのひび割れを防ぐことが必要と考えた． 3) 橋長 30m の GG 橋について，連結鉄筋のひずみ変動を約 1 年間モニタリング計測した．この結果，1 - 224 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 年間における連結鉄筋のひずみ変動量は約±150μであることがわかり，活荷重が通過することによ るひずみ変動に比べて 50 倍程度であった．このことから RC 連結ジョイントの設計法は，年間の温 度変化を考慮して照査することを提案した． 4) 温度変化を考慮した骨組み解析の結果から，RC 連結ジョイントに生じる軸力は上部構造の伸縮けた 長さ，下部構造の橋台高さに影響を受けた．RC 連結ジョイントに発生する軸力は地盤バネの影響を 受けやすく，硬岩などで下部構造が支持されている橋梁の場合，温度変化で RC 連結ジョイントに 生じる発生軸力は著しく大きくなる．橋台高さが 6m の場合，上部構造の伸縮けた長さ 40m 程度で RC 連結ジョイントを適用できない場合があることがわかった． 5) 両引き試験結果から供試体の寸法が小さいと重ね継手の効果が十分に発揮できないことがわかった． コンクリートの W/C に重ね継手強度は影響を受けた．異形鉄筋の重ね継手長さに重ね継手強度は影 響を受けた．重ね継手長はコンクリート標準示方書【設計編】に規定される鉄筋付着長のとおり， 直径の 20 倍以上で十分な引張強度が得られた．コンクリートにポリプロピレン繊維を混入した場合， 異形鉄筋の重ね継手強度は 4～13%増加した．同条件の場合，鉄筋直径の 3.9 倍に相当する 50mm と 短い重ね継手長さであっても，重ね継手強度は鉄筋の降伏強度を超過することがわかった． 6) レベル 1 地震時における上部構造の慣性力を想定し，骨組み解析を行った．RC 連結ジョイントの鉄 筋量を 506.8mm2（D13＠4 本/m）とすると，上部構造の伸縮けた長さが 40m 程度まで適用できた． 伸縮けた長さを 40m に制限することで設計上でパラペットの破損は生じないことを確かめた． 7) レベル 1 地震時の上部構造の慣性力を考慮した 3D-FEA から，基礎が硬岩で支持される場合は橋台 の翼壁付近の RC 連結ジョイントのコンクリートに応力が集中し，ひび割れが生じることが推察さ れた．N 値が 100 未満の地盤条件であれば RC 連結ジョイントに局部的な応力集中は生じず，レベ ル 1 地震時において RC 連結ジョイントを材料弾性域で使用することが出来ることを確かめた． 8) レベル 2 地震時において，RC 連結ジョイントの終局状態を把握するため破壊実験を行った．実物大 供試体の破壊実験による RC 連結ジョイントの終局は，連結鉄筋の根入れ部の鉄筋降伏やコンクリ ートのコーン破壊が主たる破壊機構となった．RC 連結ジョイントの終局状態を確認することで，レ ベル 2 地震時における破壊形態がイメージできた． 9) 実物大供試体の破壊実験の結果から，RC 連結ジョイントは強制変位が 0.2mm で塑性化した．また パラペットの終局曲げモーメント時における変位量は，パラペット基部を固定した片持ち梁で全断 面有効として試算すると 0.29mm となった．RC 連結ジョイントはパラペットよりも先行して破壊す ることがわかり，レベル 2 地震時における RC 連結ジョイントの修復の容易さが確認できた． 10) RC 連結ジョイントは 2008 年に初めて導入され，現在約 5 年間が経過している．北陸道の約 100 橋 の RC 連結ジョイントが設置された路面にはポットホール等の新たな舗装の変状は無く，また降雨 の際の漏水調査ではコンクリート橋のけた端部や橋台前面は乾燥した状態を保っていた． 11) 試験車を用いた振動計測により，RC 連結ジョイントの施工前後における橋梁本体ならびに試験車の 応答振動を調べ，振動の低減効果を把握した．RC 連結ジョイントを施工した箇所では車両が円滑に 通過するため，ジョイント通過時に発生する顕著な振動が発生しなくなることを確かめた． 12) RC 連結ジョイントの施工は昼間に交通（車線）規制を行い，片車線／日ごとに段階施工することが 多い．コンクリート材料は超速硬コンクリートし 8 時間程度で施工ができた． 13) 既設ジョイントの撤去作業の際は，施工管理者を配置し，既設コンクリートの浮きやぜい弱部，お よびコンクリート残材が確実に除去していることを打音や目視により確認する事を提案した．また 新旧コンクリートの界面に接着剤を用いることを標準とし提案した． - 225 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 参考文献 1） （社）日本道路協会：道路橋示方書 （I 共通編・II 鋼橋編）・同解説，丸善出版㈱，ISBN 978-488950-265-7，2012 年 3 月 2） （社）日本道路協会：道路橋伸縮装置便覧，丸善出版（株），1970 年 11 月 3） （社）日本橋梁建設協会，橋梁伸縮装置設計の手引き，2005 年 4 月 4） （社）日本道路協会：道路橋補修便覧，丸善出版（株），1979 年 2 月 5） 濱博和：道路橋周辺で発生した環境振動問題に対する低減対策手法の確立に関する研究，金沢大学 博士論文，2013 年 1 月 6） 熊谷和夫，高橋秀喜，青山實伸：北陸地方の橋梁けた端部のコンクリート部材の損傷特性と劣化推 移，土木学会論文集 No.798，VI-68，pp.31-39，（社）土木学会，2005 年 9 月 7） 技術の風－技術部の 30 年－，pp.227-267，日本道路公団 8） 大谷祥三，高橋昭一，杉崎幸樹，石川裕一：橋台部の連続化に関する技術検討業務報告書，高速道 路技術センター，2004 年 3 月 9） 紫桃孝一郎，窪田賢司，塩畑英俊，黒田建二，酒井修平，石川裕一，伊藤彰彦：延長床版システムの 性能照査に関する検討，第 61 回土木学会年次学術講演会，pp.771-772， （社）土木学会，2006 年 9 月 10）高橋昭一：橋梁設計思想としてのインテグラルコンストラクション，高速道路と自動車，第 37 巻 第 4 号，1994 年 4 月 11）中谷昌一，竹口昌弘，小林篤司：道路分野における新技術（インテグラルアバット橋），基礎工 vol.36， ㈱総合土木研究所，2008 年 1 月 12）岩崎信正，天満真士，新平信幸，津田佳明，栗田章光：インテグラルアバット橋のアプローチスラ ブに関する調査・研究，橋梁と基礎，pp.34-39，㈱建設図書，2008 年 7 月 13）芦塚憲一郎，宮田弘和，坂手道明，木曽収一郎，栗田章光：直接基礎を有する鋼ポータルラーメン 橋の設計と剛結部構造の合理化，構造工学論文集 vol.53A，2007 年 3 月 14） 既設橋梁のノージョイント工法の設計施工手引き（案） ， （社）道路保全技術センター，1995 年 1 月 15） 高橋修，稲葉武男：埋設ジョイントの概要と現状について，舗装，Vol.32，No.6，pp.21-26，1997 年 16）若杉公彦，高橋修：伸縮分散型埋設ジョイントの疲労ひび割れ特性と補修タイミングに関する研究， 第 29 回土木学会関東支部新潟会研究調査発表会，第 V 部門，（社）土木学会，2011 年 11 月 17）NEXCO 東･中･西日本：設計要領第二集 橋梁保全編，（株）高速道路総合技術研究所， ISBN978-4-86253-115-5， 2008 年 8 月 18） 渡辺暁央，石川裕一，廣川一巳，青山實伸，梶原慎平：塩分供給境界における塩分拡散に関する実験 的検討，第 65 回土木学会年次学術講演会講演概要集，pp.359-360，（社）土木学会，2010 年 9 月 19）渡辺暁央，廣川一巳，石川裕一，青山實伸：塩分供給境界における塩分拡散に関する研究，第 20 回プレストレスコンクリートの発展に関するシンポジウム，pp.13-16，プレストレストコンクリー ト工学会，2011 年 10 月 20）Yuichi Ishikawa, Minobu Aoyama, Masami Kuroyanagi, Takeshi Miyashita, Masatsugu Nagai: Development of The Jointless System for Existing Concrete Bridges, Structural faults and repairs, 2012.7 21）Yuichi Ishikawa, Minobu Aoyama, Masami Kuroyanagi, Takeshi Miyashita, Masatsugu Nagai: Proposition of a new type of jointless system for existing concrete bridges, 9th German-Japanese bridge symposium, 2012.9 - 226 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 22）市川貴博，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，青山實伸：橋梁伸縮部の遊間を鉄筋コンクリートで連結 した構造の活荷重による力学挙動に関する研究，第 65 回土木学会年次学術講演会，pp.1065-1066， （社）土木学会，2010 年 9 月 23）市川貴博，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，青山實伸：コンクリート橋遊間部を鉄筋コンクリートで 連結する構造の温度変化における解析的研究，第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.1019-1020， （社） 土木学会，2011 年 9 月 24）石川裕一，畔柳昌己，長井正嗣，青山實伸：コンクリート橋遊間部を鉄筋コンクリートで連結する 構造の温度変化による力学挙動，第 66 回土木学会年次学術講演会， （社）土木学会，pp.1021-1022， 2011 年 9 月 25）中日本ハイウェイ・エンジニアリング名古屋（株） ：RC 連結ジョイントの設計・施工に関する検討 会 報告書，2011 年 2 月 26）鈴木俊雄，森山守，石川裕一：中小規模コンクリート橋のジョイントレス化について，北陸道路研 究会，2012 年 12 月 27）広瀬久也，畔柳昌己，石川裕一，宮下剛：RC 連結ジョイント工法による橋梁や走行車両の応答振 動に関する軽減効果，平成 67 回土木学会年次学術講演会，pp.1015-1016，（社）土木学会，2012 年 9月 28）渡辺晋吾，廣川一巳，渡辺暁央，石川裕一：両引き試験による異形鉄筋重ね継手の強度に関する基 礎的研究，第 67 回土木学会北海道支部論文報告集，部門 E，（社）土木学会，2011 年 2 月 29）井ノ川優美，石川裕一，宮下剛，渡辺暁央，品田雅人：異形鉄筋の重ね継手に関する基礎的研究， 第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.467-468，（社）土木学会，2011 年 9 月 30）品田雅人，石川裕一，長井正嗣，宮下剛：異形鉄筋の重ね継手に関する実験的研究，第 29 回土木 学会関東支部新潟会研究調査発表会，第 I 部門，（社）土木学会，2011 年 11 月 31）石川裕一，渡辺暁央，青山實伸，宮下剛：両引き試験による異形鉄筋の重ね継手に関する基礎的研 究，コンクリートと補強材の付着挙動と付着構成則に関するシンポジウム，pp.295-300， （社）日本 コンクリート工学協会，2011 年 9 月 32）渡辺暁央，石川裕一，宮下剛，青山實伸：両引き試験による異形鉄筋重ね継手の強度特性の検討，コ ンクリート年次論文集，Vol.34，No.2，pp.517-522， （社）日本コンクリート工学協会，2012 年 7 月 33）品田雅人，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，畔柳昌己：橋梁伸縮部の遊間を鉄筋コンクリートで連結 した構造の終局実験，第 28 回土木学会 関東支部新潟会研究調査発表会，第 I 部門， （社）土木学会， 2010 年 11 月 34）市川貴博，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，畔柳昌己：橋梁伸縮部の遊間を鉄筋コンクリートで連結 した構造の終局実験の解析，第 28 回土木学会 関東支部新潟会研究調査発表会，第 I 部門， （社）土 木学会，2010 年 11 月 35）品田雅人，石川裕一，長井正嗣，市川貴博，宮下剛，畔柳昌己：コンクリート橋遊間部を鉄筋コン クリートで連結する構造の終局実験，第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.1023-1024，（社）土木 学会，2011 年 9 月 36）品田雅人，石川裕一，宮下剛，長井正嗣：中小規模の鋼橋を対象とした連結ジョイントの終局試験， 第 67 回土木学会年次学術講演会，pp.1175-1176，（社）土木学会，2011 年 9 月 37）市川貴博：コンクリート中小規模橋を対象とした RC 連結ジョイントの開発研究，長岡技術科学大 学修士論文，2011 年 3 月 - 227 - 第 5 章 凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法 38）品田雅人：中小規模の鋼橋を対象とした RC 連結ジョイントの開発研究，長岡技術科学大学修士論 文，2012 年 3 月 39）青山實伸：北陸地方のコンクリート構造物の塩害に対する耐久性確保に関する研究，金沢大学博士 論文，2004 年 1 月 - 228 - 第6章 結 論 空 白 第 6 章 結論 6章 6.1 結論 各章の総括 第 1 章「緒論」では，凍結防止剤の影響を受ける道路橋の耐久性向上に関して，研究の意義，研究の目 的および構成を明らかにした． 第 2 章｢北陸地方の高速道路における雪氷管理と橋梁の劣化実態｣では，研究の背景として北陸地方にお ける高速道路橋の現況を概説し，鋼橋およびコンクリート橋でみられる代表的な劣化と，凍結防止剤の 影響について関係を明らかにした．北陸道の橋梁の延長は約 73km あり，その内訳は鋼橋が約 4 割，コ ンクリート橋が約 6 割となる．この路線は 1970~80 年代に建設期を迎え，2030 年には供用年数が平均 5 0 年を超える高齢橋が多くなる．北陸道における道路橋の経年劣化は，1990 年代から凍結防止剤による 鋼材腐食やコンクリート塩害が顕在化し始め，最近ではコンクリートの中性化深さの進行が早いことを 明らかとした． 第 3 章「凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化の実態と診断法」では，凍結防止剤の影響を受ける 鋼橋の RC 床版を対象にした実態調査や，コンクリートの塩分浸透および鉄筋腐食の状況を整理し，北 陸道における RC 床版の劣化の特徴を明らかにした．凍結防止剤による影響を受けた RC 床版はコンク リートに塩分浸透することにより鉄筋が局部腐食し，腐食生成物が 2.5 倍に体積が膨張するため RC 床 版上面に浮きが生じやすいと結論した． また凍結防止剤の影響により劣化した RC 床版の力学特性の変化を評価するため，実橋から撤去した 床版を大学内の大型実験室に搬入し，室内載荷による荷重－たわみ関係や耐荷力を実験で調べた．RC 床版の曲げ耐荷力および押抜きせん断耐荷力は，引張鉄筋の腐食による下面のはく離に影響を受け，そ の耐荷力が低下する結果となった．鉄筋腐食により鉄筋の最大引張力が低下することがわかった．鉄筋 の最大引張力は，腐食により鉄筋が減肉する質量に相関性があり，鉄筋質量が約 3 割減少すると鉄筋の 最大引張力は 5 割減少した．また鉄筋腐食によるコンクリートと鉄筋の付着応力は，鉄筋の耐力低下に 比べ急激に低下する．付着応力は，腐食による鉄筋の質量減少率が 10%を超えた程度から急低下し，鉄 筋腐食で生じるコンクリートのひび割れが付着応力に大きく影響すると考察した． 第 4 章「凍結防止剤の影響を受ける RC 床版の劣化の評価と予防法」では，北陸道において凍結防止剤 の影響を受けた 5 橋の RC 床版についてアスファルト舗装（舗装）の目視，たたき点検，各種の非破壊 検査により床版上面の浮きを診断した．RC 床版上面の浮きの診断は，路面性状測定車を用いた舗装ひ び割れを目視点検することが費用対効果で優れ，ついで舗装のたたき点検が実務に適していると考えた． 北陸地方の高速道路の鋼橋 RC 床版の点検は，床版下面からの目視点検に加え，舗装面からの目視や たたき点検の結果を組み合せ，より正確な情報が得て診断することを提案した．また凍結防止剤の影響 を受けた RC 床版の劣化を予防する方法として，RC 床版の変状をもとに潜伏期，進展期，加速期(前期)， 加速期(後期)，劣化期の 5 段階で区分し，点検による RC 床版の変状から，RC 床版の劣化度を判定し， その劣化度に基づいた標準的な補修を行うことを提案した．これらの研究により，凍結防止剤による影 響を受けた RC 床版の劣化の兆候をより早く検知し，診断ならびに対策法の選定までの一連した予防法 - 229 - 第 6 章 結論 について，延命的な対策，根治的な対策，緩和的な対策の三つに区分する．延命的な対策とは，劣化因 子が床版内部に深達することを抑制する目的で行う補修・補強を指すもので，床版防水や中性化の抑制 対策が具体的な対策方法となる．凍結防止剤の影響を受けた RC 床版の劣化進行を予防するため，最も 費用対効果が高い対策と考えられた．根治的な対策とは，床版に内在する劣化因子を根本から除去する 目的で行う補修，更新を指すもので，凍結防止剤による影響を受けた RC 床版の劣化範囲の広がりによ り，床版上面打換工法，打替え工法，床版更新を区別する．この劣化の予防対策は RC 床版の再劣化リ スクをなくすことができるが，補修費が他工法に比べて高いことがわかった．緩和的な対策とは，床版 劣化の進行を緩和する目的で行う補修を指すものである．水平ひび割れに樹脂注入を行う対策や，舗装 のみを更新する対策があるこれにあたる．この対策は，群発するポットホールの発生頻度を緩和する目 的に対して有効であるが，RC 床版の再劣化リスクを許容するものであると考えた． 第 5 章「凍結防止剤の影響を受けるジョイント付近の劣化の実態と予防法」では，北陸道の約 1700 箇所ある橋梁ジョイントからの漏水の実態を調べ，凍結防止剤により塩害した RC 橋台部の塩分浸透の 特徴を実験的に確かめた．ジョイント付近のけた端部，橋台および橋脚の劣化の予防法として，橋梁の 遊間を RC で閉塞する RC 連結ジョイントを提案した．RC 連結ジョイントの設計法を確立するため，活 荷重による影響を三次元有限要素法による分析や現地計測で調べ，温度変化による影響として地盤支持 を考慮した骨組み解析のパラメータ分析や，現地での追跡調査で調べた．この分析や実挙動の把握から， RC 連結ジョイントの設計法を提案し，本工法を適用できる範囲を提案した．さらに RC 連結ジョイント の構造細目に関する研究として，繊維補強コンクリート中の鉄筋の重ね継手の付着力を調べる実験や， レベル 1 地震動を想定し弾性域での三次元有限要素法による構造安全性の評価や，レベル 2 地震動にお いて RC 連結ジョイントの終局破壊の形態を，実物大の供試体を用いた終局実験により調べている． また RC 連結ジョイントの設計法の妥当性を検証するため，北陸道で施工された約 100 箇所の事例を モニタリングし，RC 連結ジョイントの高い止水性能や，車両振動の低減効果などを確認した． 第 6 章「結論」では，凍結防止剤の影響を受ける道路橋の耐久性向上について，各章で得られた結果 をまとめ，本研究の結論とする．また持続可能な道路橋の維持管理を目指して，更なる道路橋の耐久性 向上を図るため，今後の技術的な課題を明らかにした． - 230 - 謝辞 本論文は筆者が中日本ハイウェイ・エンジニアリング名古屋 株式会社に在籍しながら実施してきた研 究成果に，長岡技術科学大学大学院工学研究科博士後期課程 材料工学専攻に在籍中の 2 年 6 ヶ月間に 行った研究成果を加味して取りまとめたものであります． 本論文の取りまとめにあたり，論文作成の基本から終始懇切かつ丁寧な御指導ならびに励ましを賜りま した長岡技術科学大学 原子力安全系教授 岩崎英治博士（主査） ，同大学環境・建設系 名誉教授 長井正 嗣博士（副査）に深く感謝の意を申し上げます．また御指導を賜りました同系教授 高橋修博士（副査）， 同系准教授 下村匠博士（副査） ，同系准教授 宮下剛博士（副査）に対して深くお礼を申し上げます． 本論文の分析に使用しましたデータの多くは，中日本高速道路株式会社において永年にわたり調査さ れたものであります．貴重なデータを使用させて頂きました中日本高速道路株式会社ならびに中日本ハ イウェイ・エンジニアリング名古屋株式会社に感謝申し上げます．また論文作成にあたり御協力を賜り ました中日本ハイウェイ・エンジニアリング名古屋株式会社 青山寛伸 上席調査役をはじめとする同会 社 金沢支店道路技術部の方々に深く御礼を申しあげるとともに，研究を御支援して頂きました同会社 稲葉英憲 社長の深い御理解に感謝いたします． 本研究はその他多くの方々の支えによりまとめることができたものであります．ここにお名前を挙げ て感謝の意を表したいと存じます． 金沢大学教授 五十嵐心一博士，苫小牧工業高等専門学校准教授 渡 辺暁央博士，長岡工業高等専門学校准教授 村上祐貴博士，長岡技術科学大学環境・建設系 山口貴幸氏， 中日本高速道路 森山守氏，そして長岡技術科学大学にて筆者とともに日夜，実験・研究に励んで頂いた 修了生のみなさん，誠にありがとうございました． 最後に，この日をずっと待っていてくれた福井と松山の両親，そして金沢にて私の心の強い支えとな ってくれた妻，2 人の子供たちに今ここに謝辞を書き終えたことを報告し，筆を置きたいと思います． 平成 25 年 7 月 石川 裕一 本研究に関連する著者の発表論文・口頭発表一覧 発表論文 1） 青山實伸，石川裕一，足立嘉文，西尾守広：北陸地方での道路構造物の中性化深さの進行特性，コ ンクリート工学年次論文集 Vol.32，pp.635-640，2010.7 2） 白上新，石川裕一，Dang Giang Hoang，五十嵐心一：実コンクリート構造物から採取したコンクリ ートコア画像の空間統計学的調査，コンクリート工学年次論文集 Vol.32，pp.1673-1678，2010.7 3） 石川裕一，青山實伸，倉戸伸浩，西尾守広：劣化した道路鋼橋 RC 床版の凍結防止剤による塩分浸 透特性，コンクリート工学年次論文集 Vol.32，pp.1393-1398，2010.7 4） 石川裕一，足立嘉文，青山實伸，長井正嗣：疲労と凍結防止剤による塩害を受けた鋼橋 RC 床版の 特徴と健全度評価に関する研究，構造工学論文集 Vol.57A，pp.1263-1272，2011.3 5） 青山實伸，石川裕一，武内道雄，川村満紀：中性化の進行した実道路構造物の塩化物イオン浸透特 性，コンクリート工学年次論文集 Vol.33，pp.809-814，2011.7 6） 石川裕一，村上祐貴，畔柳昌己，青山實伸：凍結防止剤による塩害を受けた道路鋼橋 RC 床版の鉄 筋腐食の実態と自然電位測定の適用に関する研究，コンクリート工学年次論文集 Vol.33， pp.1453-1458，2011.7 7） 渡辺暁央，石川裕一，宮下剛，青山實伸：両引き試験による異形鉄筋重ね継手の強度特性の検討， コンクリート工学年次論文集 Vol.34，pp.517-522，2012.7 参考論文 1) Shito, Kamihigashi, Mizugami, Tanikura, Hida, Ishikawa : Required Performance and Method of Tests for Waterproofing Systems, fib Proceedings of the 1st fib congress (CEB-FIB), 2002.6 2) 石川裕一，倉戸伸浩，西尾守広：劣化した鋼橋床版の凍結防止剤による塩分浸透特性，第 64 回土 木学会年次学術講演会講演概要集，pp.703-704，優秀講演者賞，2009.9 3) 石川裕一，青山實伸，村上祐貴，畔柳昌巳：疲労と塩害劣化した鋼橋床版の鉄筋腐食の実態と自然 電位による評価，第 65 回土木学会年次学術講演会講演概要集，優秀講演者賞，2010.9 4) 石川裕一，渡辺暁央，青山實伸，宮下剛：両引き試験による異形鉄筋の重ね継手に関する基礎的研 究，コンクリートと補強材の付着挙動と付着構成則に関するシンポジウム論文集，pp.295-300，2011.9 5) 渡辺暁央，廣川一巳，石川裕一，青山實伸：塩分供給境界における塩分拡散に関する研究，プレス トレストコンクリートの発展に関するシンポジウム，pp.13-16，2011.10 6) 有馬直秀，石川裕一，足立嘉文：北陸地域における道路鋼橋 RC 床版の健全度評価法に関する提案， 第 7 回道路橋床版シンポジウム講演論文集，pp.131-136，2012.6 7) Ishikawa, Aoyama, Kuroyanagi, Miyashita, Nagai: Development of The Jointless System for Existing Concrete Bridges, Structural faults and repairs, Design Award, 2012.7 8) Ishikawa, Aoyama, Adach, Nagai: Damage Assessment of Reinforced Concrete Decks due to Chloride Induced Corrosion of Reinforcing Bars and Fatigue, IABMAS ,2012.7 9) Ishikawa, Aoyama, Kuroyanagi, Miyashita, Nagai: Proposition of a New Type of Jointless System for Existing Concrete Bridges, 9th German-Japanese bridge symposium, 2012.9 10) 森山守，石川裕一，宮里心一：北陸地域の特性を考慮したコンクリート橋の維持管理マネジメント の取組み，第 30 回建設マネジメント問題に関する研究発表・討論会講演集，pp.21-24，2012.10 口頭発表 1） 石川裕一，肥田研一，水上善晴：床版防水工のブリスタリング現象に関する検討，第 55 回土木学 会年次学術講演会講演概要集，第 1 部（A），pp.194-195，2000.9 2） 石川裕一，水上善晴：床版防水工の舗装転圧時における検討，第 56 回土木学会年次学術講演会講 演概要集，第 1 部（A），pp.356-357，2001.9 3） 大橋岳，陸門英男，石川裕一，肥田研一：模擬床版を用いた床版防水の性能評価，第 58 回土木学 会年次学術講演会講演概要集，共通セッション部門，pp.211-212，2003.9 4） 紫桃孝一郎，窪田賢司，塩畑英俊，黒田建二，酒井修平，石川裕一，伊藤彰彦：延長床版システム の性能照査に関する検討，第 61 回土木学会年次学術講演会講演概要集，第 1 部門，pp.771-772，2006.9 5） 佐藤久，長井正嗣，宮下剛，西尾守広，石川裕一：凍結防止剤で塩害した RC 床版の曲げ・押抜き せん断破壊機構に関する基礎研究，第 64 回土木学会年次学術講演会講演概要集，第 1 部門， pp.704-705，2009.9 6） 白上新，石川裕一，Dang Giang Hoang，五十嵐 心一：実コンクリート構造物から採取したコンクリ ートコア画像の空間統計学的調査，平成 21 年度土木学会中部支部研究発表会，pp.489-490，2010.3 7） 青山實伸，武内道雄，石川裕一，川原 和弘：コアによる実構造物での中性化深さ測定方法に関す る考察，第 65 回土木学会年次学術講演会，pp.757-758，2010.9 8） 市川貴博，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，青山實伸：橋梁伸縮部の遊間を鉄筋コンクリートで連結 した構造の活荷重による力学挙動に関する研究，第 65 回土木学会年次学術講演会，pp.1065-1066， 2010.9 9） 渡辺暁央，石川裕一，廣川一巳，青山實伸，梶原慎平：塩分供給境界における塩分拡散に関する実 験的検討，第 65 回土木学会年次学術講演会，pp.359-360，2010.9 10） 井ノ川優美，宮下剛，長井正嗣，石川裕一，足立嘉文：疲労と塩害で複合劣化した道路橋床版の 力学的特性に関する一考察，第 28 回土木学会 関東支部新潟会研究調査発表会，第 V 部門，2010.11 11） 品田雅人，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，畔柳昌己：橋梁伸縮部の遊間を鉄筋コンクリートで連 結した構造の終局実験，第 28 回土木学会 関東支部新潟会研究調査発表会，第 I 部門，2010.11 12） 市川貴博，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，畔柳昌己：橋梁伸縮部の遊間を鉄筋コンクリートで連 結した構造の終局実験の解析，第 28 回土木学会 関東支部新潟会研究調査発表会，2010.11 13） 渡辺晋吾，廣川一巳，渡辺暁央，石川裕一：両引き試験による異形鉄筋重ね継手の強度に関する 基礎的研究，第 67 回土木学会北海道支部論文報告集，部門 E，2011.3 14） 池谷孝平，五十嵐心一，石川裕一：反射電子像の画像解析による硬化コンクリートの水セメント 比の推定，平成 23 年度土木学会中部支部研究発表会，2011.3 15） 石川裕一，畔柳昌己，長井正嗣，青山實伸：コンクリート橋遊間部を鉄筋コンクリートで連結す る構造の温度変化による力学挙動，第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.1021-1022，2011.9 16） 市川貴博，長井正嗣，宮下剛，石川裕一，青山實伸：コンクリート橋遊間部を鉄筋コンクリート で連結する構造の温度変化における解析的研究，第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.1019-1020， 2011.9 17） 品田雅人，石川裕一，長井正嗣，市川貴博，宮下剛，畔柳昌己：コンクリート橋遊間部を鉄筋コ ンクリートで連結する構造の終局実験，第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.1023-1024，2011.9 18） 井ノ川優美，石川裕一，宮下剛，渡辺暁央，品田雅人：異形鉄筋の重ね継手に関する基礎的研究， 第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.467-468，2011.9 19） 有馬直秀，藤本一成，石川裕一，青山實伸：鋼橋 RC 床版における中性化と塩害の複合劣化の発生 メカニズム，第 66 回土木学会年次学術講演会，pp.509-510，2011.9 20） 品田雅人，石川裕一，長井正嗣，宮下剛：異形鉄筋の重ね継手に関する実験的研究，第 29 回土木 学会関東支部新潟会研究調査発表会，第 I 部門，2011.9 21） 井ノ川優美，石川裕一，宮下剛，長井正嗣：劣化した RC 床版の耐荷力に関する考察，第 29 回土 木学会関東支部新潟会研究調査発表会，第 I 部門，2011.11 22） 石川裕一，有馬直秀，青山實伸：道路鋼橋 RC 床版の重錘落下式たわみ測定に関する基礎研究，第 67 回土木学会年次学術講演会，pp.1181-1182，2012.9 23） 広瀬久也，畔柳昌己，石川裕一，宮下剛：RC 連結ジョイント工法による橋梁や走行車両の応答振 動に関する軽減効果，第 67 回土木学会年次学術講演会，pp.1015-1016，2012.9 24） 品田雅人，石川裕一，宮下剛，長井正嗣：中小規模の鋼橋を対象とした連結ジョイントの終局試 験，第 67 回土木学会年次学術講演会，pp.1175-1176，2012.9 25） 渡辺暁央，石川裕一，廣川一巳，青山實伸：鋼橋 RC 床版の模擬供試体による貫通ひび割れ部の塩 分浸透に関する一考察，第 67 回土木学会年次学術講演会，pp.197-198，2012.9 26） 鈴木俊雄，森山守，石川裕一：中小規模コンクリート橋のジョイントレス化について，北陸道路 研究会，2012.12 27） 石川裕一，有馬直秀，青山實伸：アルカリ骨材反応により劣化したコンクリートのひび割れ発生 に関する解析，第 68 回土木学会年次学術講演会，2013.9 28） 有馬直秀，石川裕一，藤本一成，青山實伸：ASR 劣化したコンクリート部材のひび割れ状況と湿 度分布の関係，第 68 回土木学会年次学術講演会，2013.9 29） 藤川篤司，渡辺暁央，廣川一巳，石川裕一：塩水流下によるコンクリート中の塩化物イオンの浸 透性状に関する研究，第 68 回土木学会年次学術講演会，2013.9 30） 藤川篤司，渡辺暁央，近藤祟，石川裕一：塩水流下によるコンクリート中の塩化物イオン浸透量に 関する実験的検討，プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム，2013.10（掲載決定）
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