鉄筋腐食を生じた鉄筋コンクリートの付着性状に関する研究

鉄筋腐食を生じた鉄筋コンクリートの付着性状に関する研究
長岡工業高等専門学校
長岡和真
長岡工業高等専門学校正会員村上祐貴
1．はじめに
塩害や中性化などによる鉄筋の腐食劣化は，構造的に
ひび割れ
鋼管
150
きく低下させる場合がある．そのため，腐食を生じた鉄
静的破砕剤
150
φ22
C
ひずみゲージ
ひずみゲージ
筋とコンクリートの付着特性を適切に評価可能なモデル
（単位：mm）
を構築することは RC 構造物の構造性能評価を行う上で
鉄筋腐食を生じた RC 部材の付着性状に関する研究は
多い．しかしながら，そのような付着劣化因子は同時に
生じるものであるとともに，コンクリートの圧縮強度や
かぶり厚等の構造細目の影響も大きく，ある固有の付着
劣化因子のみで評価することには疑問が残る．
そこで本研究では，RC 部材の付着性状はコンクリー
トの拘束状態に依存するものと仮定し，鉄筋の腐食膨張
や腐食ひび割れ性状といった付着劣化因子に加えて，コ
試験体No.
水セメント比
W/C（％）
C75-W/C60
C60-W/C60
C50-W/C60
C40-W/C60
C75-W/C45
C60-W/C45
C50-W/C45
C40-W/C45
C75-W/C30
C60-W/C30
C50-W/C30
C40-W/C30
デルの構築を行った．
45
30
W/C
（％）
水
W
155
図－1 に試験体形状を示す．試験体は 150mm×150mm
×300mm の供試体であり，所定の位置に直径 22mm の
円孔を設けた．円孔内には鋼管パイプを挿入し，その隙
間に腐食膨張圧を模擬するため，
静的破砕剤を充填した．
75
60
50
40
75
60
50
40
75
60
50
40
圧縮強度
2
（N/mm ）
25.6
29.5
32.4
29.0
37.4
36.3
39.3
40.1
52.1
53.5
47.8
55.5
最大拘束圧
（MPa）
11.3
6.8
6.5
5.1
11.5
9.5
7.3
5.7
14.2
13.5
9.2
7.3
表－2 配合表
60
45
30
2．実験概要
かぶり厚
C（mm）
60
ンクリートの圧縮強度やかぶり厚の影響をコンクリート
の拘束圧の変化として統一的に評価可能な，付着評価モ
22
表－1 実験パラメータ
現在までに多数実施されている．既往の研究では，腐食
因子と付着性状を直接関連付けて評価されている場合が
13.8
π型変位計
図－1 試験体形状
非常に重要な位置付けにある．
ひび割れ幅，或いは鉄筋の断面減少率といった付着劣化
コンクリート
拡大
150
の付着劣化を生じさせ，鉄筋の腐食減量以上に耐力を大
150
有意な鉄筋量を減少させるだけではなく，コンクリート
 n  p0 
単位量（kg/m3）
セメント細骨材粗骨材
C
S
G
258
835
1040
344
803
1000
517
739
920




 E k 2 1
   z 
2k 2 1   2
混和剤
2.58
3.44
5.17
（1）
ここで， n：拘束圧（MPa）， p0：膨張圧(MPa)，εθ：
拘束圧は膨張圧の反力として作用することから，以下の
円周方向ひずみ， εz：軸方向ひずみ， E：鋼管の弾性
手法により膨張圧を求めた．円孔内に挿入した鋼管パイ
係数（200000N/mm2），k：鋼管の外内径比（外径：13.8mm
プの内曲面に 2 軸のひずみゲージを 3 枚貼付し，鋼管に
内径：9.2mm），ν：鋼管のポアソン比（0.3）である．
生じる軸方向および円周方向のひずみを計測した．ひず
実験パラメータは表－1 に示すように，かぶり厚（芯
み計測値を式（1）に示す中空円筒理論に代入して膨張圧
かぶり）と圧縮強度である．かぶり厚の水準は 75mm，
1）
．さらに，試験体の側面中央部にはπ型
60mm，50mm，40mm の 4 水準，圧縮強度は水セメント
変位計を設置し，膨張圧に起因する縦ひび割れ幅の計測
比 60％，45％，30％，の 3 水準とした．なお，コンクリ
も行った．
ートの配合は表－2 に示す通りである．
を算出した
3．2 最小かぶり面のひび割れが拘束圧に及ぼす影響
3．実験結果
本実験ではいずれの試験体も拘束圧が最大値を示した
3．1 かぶり厚，圧縮強度が最大拘束圧に及ぼす影響
図－2 に最大拘束圧とかぶり厚の関係を示す．表－1
時点でかぶり面までひび割れが進展した．図－4 に一例
に示す各試験体の最大拘束圧は試験体 3 体の平均値であ
として，試験体 C60－W/C30 の最大拘束圧を示した時点
る．いずれの水セメント比においても，かぶり厚の増加
からの拘束圧と各側面のひび割れ幅の関係を示す（側面
に伴い最大拘束圧は増加した．また，同一かぶり厚にお
1 が最小かぶり面）．ひび割れは最小かぶり面において
いては，水セメント比が小さい（圧縮強度が大きい）ほ
卓越して拡大し，いずれの試験体においても同じ傾向を
ど最大拘束圧は大きい値を示しており，最大拘束圧は，
示した．また，図－4 に示すように最小かぶり面以外の
かぶり厚と圧縮強度に影響することが分かる．
一部の側面のひび割れ幅は負の値を示しているが，これ
は最小かぶり面のひび割れ幅が卓越して拡大したことで
そこで，かぶり厚と圧縮強度を説明変数，最大拘束圧
他の側面に曲げ応力が発生したためだと考えられる．
を目的変数として重回帰分析を行った結果，式（2）に示
図－5 に最大拘束圧を示した時点からの拘束圧とかぶ
す回帰式が得られた．
 nmax  0.1959C  0.1533 f  8.1420
（2）
ここで，  n  max：最大拘束圧（MPa），C ：かぶり厚
'
c
（mm），f
り面のひび割れ幅の関係を水セメント比毎に示す．全体
的な傾向としては，ひび割れ幅が 0.2mm 程度に達するま
'
2
c ：圧縮強度（N/mm ）である．
でに拘束圧は急激に低下し，かぶり厚が大きいほどその
式（2）から得られる最大拘束圧と実験値の比較を図－
傾向は顕著である．これは，かぶり厚が大きいほど内部
3 に示す．自由度調整済み決定係数は 0.9030 であり，本
エネルギーが大きく，ひび割れ発生に伴うエネルギーの
実験の範囲内では，かぶり厚と圧縮強度から最大拘束圧
解放量が大きいためであると考えられる．ひび割れ幅が
が評価可能であると示された．また，図－2 には水セメ
0.2mm 程度に達した以降，拘束圧は緩やかに低下し，
ント比毎に式（2）を適用した結果を実線で示した．
1.0mmに達すると拘束圧はほぼ作用しないことが分かっ
た．
16.0
16.0
14.0
最大拘束圧　[評価式（2）]（MPa）
12.0
10.0
8.0
6.0
W/C60
W/C45
W/C30
評価式（2）
4.0
2.0
0.0
R =0.9207
12.0
12.0
10.0
10.0
8.0
6.0
6.0
2.0
4.0
2.0
0.0
0
20
40
60
80
0.0
0.0
かぶり厚（mm）
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0 12.0 14.0 16.0
-0.2
C75-W/C60
C60-W/C60
C50-W/C60
12.0
C40-W/C60
拘束圧（MPa）
10.0
8.0
6.0
12.0
10.0
8.0
6.0
10.0
8.0
6.0
4.0
4.0
2.0
2.0
2.0
0.0
0.0
0.2
0.4
0.6
ひび割れ幅（mm）
(a) W/C60％
0.8
1.0
1.0
C75-W/C30
C60-W/C30
C50-W/C30
C40-W/C30
14.0
4.0
0.0
0.8
16.0
C75-W/C45
C60-W/C45
C50-W/C45
C40-W/C45
14.0
拘束圧（MPa）
12.0
0.2
0.4
0.6
ひび割れ幅（mm）
図－4 拘束圧とかぶり面のひび割れ幅
16.0
16.0
14.0
0.0
最大拘束圧　[実験値]（MPa）
図－2 最大拘束圧とかぶり厚の関係図－3 評価式（2）と実験値の比較
拘束圧（MPa）
8.0
W/C60
W/C45
W/C30
Y=X
4.0
側面1
側面2
側面3
側面4
14.0
拘束圧（MPa）
14.0
最大拘束圧（MPa）
16.0
2
0.0
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
ひび割れ幅（mm）
(b) W/C45％
図－5 拘束圧とひび割れ幅の関係
0.0
0.2
0.4
0.6
ひび割れ幅（mm）
(c) W/C30％
0.8
1.0
3．3 ひび割れ進展エネルギー
4．拘束圧に基づく付着劣化性状評価
図－6 にひび割れ進展に消費されたエネルギーとかぶ
図－5 に示したように，拘束圧はひび割れ幅の増加に
り厚の関係を示す．ここで，ひび割れ進展エネルギーと
伴い指数的に低下する傾向にあることから拘束圧を式
は図－5 に示した実験結果を積分して算出した値である．
（4）のようにモデル化することとした．
（4）
 n  exp   Wcr    n max
ここで， n：拘束圧（MPa）， ：係数，Wcr：ひび割
本実験においては，最小かぶり面のひび割れ幅が卓越し
て拡大したことから，最小かぶり面と異なる方向に発生
したひび割れ進展エネルギーはゼロとした．図－5 に示
れ幅（mm）である．
すように，ひび割れ進展エネルギーはかぶり厚が大きく
係数  についてはかぶり厚と圧縮強度に依存する値で
なるに従って増加する傾向を示した．この結果を用いて
あると考えられる．そこで，式（4）を用いて，ひび割れ
かぶり厚と圧縮強度を説明変数，ひび割れ進展エネルギ
幅が 1.0mm に達した時点までのひび割れ進展エネルギ
ーを目的変数として重回帰分析を行い式（3）に示す回帰
ーが，式（3）から得られるひび割れ進展エネルギーと等
式が得られた．
価となる を算出した．その際，最大拘束圧は式（2）か
（3）
G  0.0351C  0.0141 f  0.2961
ここで， G ：ひび割れ進展エネルギー（N/mm）であ
'
c
ら得られる値とした．以上の手法により得られた係数 
は式（5）に示すようになる．
  0.0029C  0.1511 f c'  0.8786
る．
また，図－７は式（3）から得られるエネルギーと実験
（5）
構築した式（4）と実験結果との比較を図－8 に示す．
値の比較を示したものであるが，実験結果と評価式（3）
一部の試験体では差異が大きいものの，全体的に評価式
は比較的良好な結果が得られた．
（4）と実験値は比較的良好な一致をしている．
ひび割れ進展エネルギー[評価式（3）]（N/mm）
ひび割れ進展エネルギー（N/mm）
4.0
3.0
2.0
1.0
W/C60
W/C45
W/C30
0.0
0
20
40
60
4.0
R2 ＝0.5883
3.0
2.0
1.0
W/C60
W/C45
W/C30
Y=X
0.0
0.0
80
図－6 ひび割れ進展エネルギーとかぶり厚の関係
16.0
C75-W/C60
C60-W/C60
C50-W/C60
C40-W/C60
評価式（4）
12.0
14.0
※評価式は上から凡例順
12.0
拘束圧（MPa）
10.0
8.0
6.0
14.0
10.0
8.0
6.0
8.0
6.0
4.0
2.0
2.0
2.0
0.0
0.0
0.0
0.4
0.6
ひび割れ幅（ mm）
（a） W/C60％
0.8
1.0
C75-W/C30
C60-W/C30
C50-W/C30
C40-W/C30
評価式（4）
※評価式は上から凡例順
10.0
4.0
0.2
4.0
12.0
4.0
0.0
3.0
16.0
C75-W/C45
C60-W/C45
C50-W/C45
C40-W/C45
評価式（4）
拘束圧（MPa）
※評価式は上から凡例順
2.0
図－7 評価式（3）と実験値との比較
16.0
14.0
拘束圧（MPa）
1.0
ひび割れ進展エネルギー[実験値]（N/mm）
かぶり厚（mm）
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
0.0
0.2
0.4
0.6
ひび割れ幅（mm）
ひび割れ幅（mm）
（b） W/C45％
（c） W/C30％
図－8 評価式（4）と実験式の比較
0.8
1.0
5．構築モデルの適用性評価
リングテンション
RC 部材の付着割裂機構は，図－9 に示すように異形鉄
α
筋の節による支圧力による影響が支配的である．この支
引張力
圧力の分力として鉄筋周囲のコンクリートを押し出すよ
うに作用する圧力（リングテンション）が生じる．一方，
鉄筋
コンクリート側からは支圧力に抵抗して鉄筋に付着応力
鉄筋節
と拘束圧が作用する．摩擦作用などの影響を無視して，
図－9 付着作用時の鉄筋状況
鉄筋節の幾何学的な拘束圧のみを考えると，付着応力と
1.0
拘束圧の関係は式（6）に示すようになる．
実験値
方向となす角度である．
本評価式
付着強度比
   n  cot 
（6）
ここで， ：付着応力，  ：拘束圧，
 ：応力と主筋
n
0.8
腐食の有無，或いはその程度によらず角度 θ は常に一
3）
既往の評価式
0.6
0.4
定と仮定すると，拘束圧と付着応力は比例関係となる．
0.2
また，本実験における最大拘束圧が，非腐食主鉄筋を引
抜いた際の拘束圧とすれば，任意の腐食ひび割れ幅の時
0.0
0.0
点における付着強度と非腐食時の付着強度との比は式
0.4
0.6
ひび割れ幅（mm）
0.8
1.0
図－10 付着応力比とひび割れ幅の関係
（7）に示すようになる．
 /  nmax   n /  n max
 exp   Wcr 
  0.0029C  0.1511 f c'  0.8786
ここで，  /  nmax：付着強度比である．
0.2
リートの拘束圧の変化として検討した結果，以下の結果
（7）
が得られた.
（1）
最大拘束圧はかぶり厚ならびに圧縮強度に大きく影
響する．
2）
この評価式を米田らの実験結果に適用し評価式の妥
当性を確認した．
（2）本実験の範囲では，拘束圧は最小かぶり面に生じる
ひび割れ幅が 0.2mm に達するまでに急激に低下し，
米田らは D16 を配筋した250mm×250mm×150mm の
それ以降は緩やかな低下を示した．また，ひび割れ
角柱供試体を促進劣化し，引抜き試験を実施している．
幅が 1.0mm に達すると拘束圧はほぼ作用しないこ
2
試験体のかぶり厚さは 56.5mm，圧縮強度は 31.5N//mm
とが分かった．
であり，この実験条件を評価式に用いて付着強度比を算
（3）鉄筋腐食した RC 部材の付着劣化性状を拘束圧に基
出した．図－10 に適用結果を示す．なお，図中には JCI
づきモデル化を行った．構築した評価モデルを既往
のコンクリート構造物のリハビリテーション研究委員会
の研究の実験結果と対応させたところ，比較的良好
3）
報告書において報告された評価式も併せて示す．本評
な結果が得られた．
価式は実験結果と良好な一致を示した．また，既往の評
価式は幾つかの腐食 RC 部材の引抜き試験より得られた
付着強度比と腐食ひび割れ幅の結果の回帰曲線であるが，
謝辞本研究は科研費（21760364）の助成を受けたもの
である．
拘束圧に基づき算出した本評価式と結果的に非常に類似
している．これは既往の評価式では，かぶり厚や圧縮強
度の影響が非腐食試験体の付着強度に潜在的に含まれて
いるためであると考えられる．
現状においては，最小かぶり面のひび割れが卓越して
進展する場合に適用可能な評価モデルであり，隅角部等
の鉄筋の付着性状については今後の課題としたい．
参考文献
1）原田哲夫，副田孝一，出光隆，渡辺明：静的破砕剤
の膨張圧測定法と膨張圧の諸性質，土木学会論文集，
No．478／V－21，pp．91‐100，1993．11
2）米田直也，丸山久一，清水敬二，柳益夫：鉄筋の発
錆による付着劣化機構，コンクリート工学年次論文
報告集，Vol．4，No．2，pp．81-86，1992
6．結論
本研究は，鉄筋腐食した RC 部材の付着性状をコンク
3）JCI コンクリート構造物のリハビリテーション研
究委員会報告書， 1998

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