コンクリート工学年次論文集，Vol.34，No.1，2012

論文

鉄筋腐食した RC 梁部材のせん断耐力の評価法に関する考察
小川哲史*1・金久保利之*2・八十島章*3・大屋戸

理明*4

要旨：鉄筋の腐食がせん断耐荷性能に及ぼすメカニズムを考慮した終局せん断耐力の評価式を構築することを目的とし，メカニズムを考慮した評価式（日本建築学会終局強度型指針式）のアーチ機構およびトラス機構に含まれるコンクリート有効係数およびせん断補強鉄筋の降伏強度の補正を考察した。トラス機構に直接影響を与えるせん断補強鉄筋の腐食について，より明確にするためにせん断補強鉄筋の腐食を切削により模擬した鉄筋コンクリート梁の載荷実験を行った。実験の結果，せん断補強鉄筋の全体降伏および局部破断でトラス機構の耐力が評価できることを示した。
キーワード：鉄筋腐食，せん断耐力，切削，トラス機構，アーチ機構
型指針のせん断耐力式 4)を用いて検討を行った。検討後，

1. はじめに既存の鉄筋コンクリート（以下，RC）構造物を長期的に供用していくためには，構造物の劣化における構造性

まずは，せん断補強鉄筋の腐食がトラス機構に与える影響をより明確にするために実験を行い検証した。

能の低下を定量的に評価し，劣化の度合いに見合った補2. 腐食した RC 梁の終局せん断耐力評価式の考察

修や補強の判断が重要となる。
構造物の劣化の中でも鉄筋の腐食は RC 構造物の耐荷2.1 検討に用いたせん断耐力評価式

性状に影響を及ぼす代表的な劣化要因として挙げられ，メカニズムを考慮した RC 部材のせん断耐力を評価す

鉄筋の腐食による RC 構造物の性能の低下を定量的に評る方法として日本建築学会の終局強度型指針式 4)がある。

例えば 1)。

せん断耐力 Vu は，式(1)に示すようにアーチ機構によるその中でもせん断耐荷性能に関する研究に着目すると，耐力 Va(式(2))とトラス機構による耐力 Vt(式(3))の和で評

鉄筋の腐食がせん断耐力に及ぼす影響は，せん断補強鉄価される。

価することを目的とした研究は多数なされている筋と引張鉄筋の腐食の影響が懸念され，電食や屋外暴露

Vu = Va+Vt(1)などにより実際に鉄筋を腐食させた RC 梁部材の載荷実

Va = ν･σCB(1-β)･b･h/2･tanθ(2)

験により，鉄筋の腐食がせん断耐力に及ぼすメカニズム

Vt = pw･σwy ･b･jt･cotφ(3)例えば 2)。

が検討されている

ここでしかし，定量的な評価方法に至っては劣化指標である

b: 梁の断面幅

鉄筋の質量減少率と耐力値の関係から低減係数を定め，

jt: 主鉄筋中心間距離

せん断耐力評価式に乗じて補正する手法などが試みられ

h: 梁の断面高さているが，鉄筋の腐食による影響をそのメカニズムに基

σCB : コンクリートの圧縮強度づいて評価するまでには至っていないのが現状である。

pw : せん断補強鉄筋比※

また，評価する際に用いられるせん断耐力式には，コンν

クリート標準示方書に採用されている RC 棒部材のせん

σwy : せん断補強鉄筋の降伏強度※3): コンクリート圧縮強度の有効係数(=1.70σCB-0.33)

が主として用いられるが，この式では，せんθ: アーチの圧縮束の角度

断補強鉄筋の量に関わらずアーチ機構によるせん断耐力

φ: トラスの圧縮束の角度負担分が一定であり，アーチ機構とトラス機構の両者がβ: = {(1+cot2φ) pw･σwy }/(ν･σCB)

断耐力式

鉄筋腐食により影響を受ける際の定量的な評価に結びつ

2.2 引張鉄筋の腐食による影響既往の実験による，せん断破壊したせん断補強鉄筋のいているとは言い難い。
そこで本研究では，鉄筋の腐食がせん断耐荷性状へ及ない試験体の耐力実験値と引張鉄筋の平均質量減少率のぼすメカニズムを考慮し，鉄筋の腐食による RC 梁部材関係 5)を図－1 に示す。耐力実験値は，同一の健全試験のせん断耐力評価式を構築することを目的とし，せん断体の実験値で基準化している。試験体の緒元については，耐荷性能のメカニズムを考慮した日本建築学会終局強度表－1 に示すものと同様の試験体（後述 2.3 参照）であ*1 筑波大学大学院

システム情報工学研究科*2 筑波大学大学院

システム情報工学研究科准教授 博士（工学） (正会員)*3 筑波大学大学院

システム情報工学研究科助教*4 鉄道総合技術研究所

学士（工学）(学生会員)

博士（工学）(正会員)

コンクリート構造主任研究員 博士（工学）-1072-(正会員)

について実験を行い，引張鉄筋の腐食による影響を考慮実験値/健全の実験値

2

した有効係数を検討していく予定である。
圧縮ストラットゾーン

2.3 せん断補強鉄筋の腐食による影響

載荷点

検討対象とし検討対象とした試験体 5)を表－1 に示す。

1た試験体は既往の研究により行われたせん断補強鉄筋および引張鉄筋を腐食させた試験体 5)の中からせん断破壊
00.1

0.2

0.30.4引張鉄筋の質量減少率した試験体のみを抜粋して示している。試験体は実際の支点

ひび割れ

構造部材に近いスケールを意図した大型の試験体で，幅300mm，有効高さ 400mm の長方形断面を持つせん断破図－1 耐力比と質量減少率 5) 図－2 圧縮ストラット

壊先行型の単純梁形式のものである。試験体のパラメー
り，せん断スパン比を 3.0 としたせん断補強鉄筋を配しタはせん断スパン比で，それぞれをシリーズ別に分類していない試験体である。

た。配筋については，引張鉄筋に D29(SD490)を 4 本，圧引張鉄筋が腐食した場合のせん断力への影響は，既往縮鉄筋に D16 を 2 本，せん断補強鉄筋に D10(SD345)をの研究によると耐力と鉄筋の質量減少率には明確な関係200mm 間隔でそれぞれ配筋している。テストピースによがなく，アーチ機構の耐力が増加する傾向にあることがるコンクリートの圧縮強度試験結果は 21.0MPa である。

指摘されている2)

試験体の主要なパラメータである腐食の程度は，比較。引張鉄筋が腐食すると，それにともなって引張鉄筋に沿って腐食ひび割れが発生し，引張鉄用の健全試験体として打設後から室内に約 1 年間静置し筋とコンクリートの付着性能が劣化することが知られてた試験体，電食により鉄筋を腐食させた試験体（通電時いる。付着性能の劣化は，図－2 に示すような載荷点と間を小中大の 3 水準に設定）の 4 種類である。

支点を結ぶ圧縮ストラットゾーンにおけるひび割れ性状

せん断補強鉄筋が腐食した場合の影響はトラス作用を変化させる。健全なコンクリート部材では，ひび割れの耐力に直接影響する。したがって，検討対象としたせが圧縮ストラットを跨いで発生することでコンクリートん断破壊した試験体の実験値 5)から，健全としたアーチの圧縮強度に有効係数 ν(≦1)を設け，圧縮強度を低減し機構の計算値を差し引いたトラス機構の耐力増加分ついている(式(2))。引張鉄筋の腐食によってひび割れ性状がて検討を行う。各試験体における耐力値の一覧 5)を表－2変化し，圧縮ストラットの有効強度が増加すると考え，に示す。トラス機構の耐力比とせん断補強鉄筋の質量減アーチ機構（式(2)）のコンクリートの有効係数の補正を少率の関係を図－3 に示す。トラス機構の耐力は，同一行えば，引張鉄筋の腐食による影響が評価できると考えの試験体のトラス機構の耐力値で基準化している。図－られる。有効係数 ν の補正方法については検討中である

3 より，せん断補強鉄筋の質量減少率の増加にともなっため本稿では記していないが，今後，コンクリートと引てトラス機構の耐力が減少することが確認できる。
腐食鉄筋の弾性限や引張強度は，平均質量減少率では張鉄筋の付着劣化の程度によるアーチ機構の耐力増加分

表－1 せん断補強鉄筋の腐食による影響の検討対象とした試験体 5)
試験体
シリーズ

部材断面
腐食方法

b×h(mm)jtda(mm)

(mm)

(mm)

a/d

引張鉄筋

せん断補強鉄筋σCB

(種類)

(種類)

(MPa)

4-D29

D10@200(SD490)(SD345)

健全
1

電食小1200

3.01000

2.5

電食中健全
2

電食中健全

3

電食中300×450

350

400
800

2.06001.521.0

健全
4

電食小電食大b:部材幅 h:部材高さ jt:主鉄筋中心間距離 d:有効高さ a:せん断スパン σCB:テストピースの圧縮強度試験結果-1073-

表-2 検討対象とした試験体の Vt 値の一覧 5)
試験体

腐食シリーズ

方法

234a/d

破壊

実験値

Va

(%)

Vt 比

207

405

1.00

585

555

207

348

0.86

452

350

207

143

0.35

327

747

244

503

1.00

622

520

244

276

0.55

454

831

298

533

1.00

676

496

298

198

0.37

477

939

380

559

1.00

758

866

380

4860.87668749

380

369

0.66

582

CtV(kN)(計算値)

健全0.0140.02612

電食小0.3010.095

電食中0.459

0.187

健全0.0170.014

電食中0.364

0.121

健全0.0170.014

電食中0.442

0.124

健全0.0170.014

電食小0.3060.102

電食大0.89

0.31

3.0

2.5
0.24
2.0

1.5

1形式

せん
断破壊

1000

最大断面減少率Cmax

実線：
Cs=0,Vt=1.0を通る回帰直線
Vt =－0.65Cs+1.00.8800

Cmax=2.12Cave

0.6
0.4

0.50.20(式(4))*2*1 健全試験体に対する比 *2 式(4)による補正を行った耐力計算値

1.51Vu*1

Vt=V-Va

Cs

Cs：せん断補強鉄筋 Ct：引張鉄筋
実験値Vt/健全の実験値Vtpw

実験値(kN)1耐力計算値(kN)

耐力

平均質量減少率

0.2 0.4 0.6 0.8

1

せん断補強鉄筋の質量減少率

図－3 Vt 比と質量減少率の関係健全として計算式(4)による補正：
全体降伏で評価
局部破断で評価

600
400
200

Vtのみを補正00.2 0.4 0.6 0.8

平均質量減少率Cave1

図－4 Cmax と Cave の関係 6)0200 400 600 800 1000

計算値 (kN)

図－5 実験値と計算値(Vt 補正)の関係なく最大断面減少率に支配される。実際の構造物から採せん断耐力の実験値と，式(1)による健全として計算した取された鉄筋（D10 以下）の平均質量減少率と最大断面計算値および式(4)によるトラス機構の補正を行った計

6)減少率の関係 を，図－4 に示す。実構造物における鉄算値の関係を図－5 に示す。なお，式(4)による補正した筋の腐食は場所によって一様ではなく，最大断面減少率

計算値については，全体降伏で評価された試験体と局部Cmax は平均質量減少率 Cave の 2 倍ほどになっている。鉄破断で評価された試験体をそれぞれプロットしている。

筋の降伏比（降伏強度／引張強度）が最大断面減少率に補正した計算値は実験値に近づいている傾向が確認できより低下した最大強度の比より大きいと，鉄筋の全体がる。

降伏（全体降伏）することなく，最大の断面減少位置で6)破断（局部破断）し引張強度に至る 。

以上より，せん断補強鉄筋の平均質量減少率から最大断面減少率を推測し，降伏強度を補正することでトラス

これより，せん断補強鉄筋の腐食の影響はトラス機構機構の耐力を評価することができたが，最大断面減少率において，腐食鉄筋が健全鉄筋の降伏強度を維持できなを指標として，より明確に全体降伏と局部破断で耐力がくなった時点で低下すると仮定し，せん断補強鉄筋の降評価できるかを確認するための実験を行った。

伏強度を補正する。腐食鉄筋の降伏強度を次式で与える。
σwc = min{σwy，(1-2.12Cs)・σwu}

(4)

ここで

3. 実験概要
3.1 試験体

σwc：補正後の降伏強度

試験体配筋を図－6 に，試験体一覧を表－3 に示す。

σwy：健全鉄筋の降伏強度

試験体は全 3 体で，断面幅 125mm，有効高さ 170mm のCs：せん断補強鉄筋の平均質量減少率

長方形断面を持つスパン 1200mm（せん断スパン 500mm）

σwu：健全鉄筋の引張強度のせん断破壊先行型の単純梁形式のものである。配筋になお，せん断補強鉄筋の断面積には公称断面積を用いる。

ついては，引張鉄筋に D22（SD490 ネジ節）を 2 本，圧-1074-

200
載荷点

500

150

88 88
1500

@125*4=50050062

試験体No.2

は，切削位置

単位：(mm)

30500

支点支点
100

6230140200

150@125*4=500500

32.51006012532.5

図－6 試験体配筋
縮鉄筋に D16 を 2 本，せん断補強鉄筋に D10（SD295）を 125mm 間隔で配した試験体である。なお，引張鉄筋の端部は，定着用ナットで固定した。試験体のパラメー

表－3 試験体一覧
試験体

引張鉄筋

せん断補強鉄筋

備考

切削率

No.

タである腐食の程度は，試験体 No.1 は健全，No.2 は，せん断スパン内のせん断補強鉄筋の中央部を局所的に20%切削し，せん断補強鉄筋の全体降伏を，No.3 は 40%

D6(SD295)

1切削し局部破断を意図した試験体である。
使用したコンクリートの材料試験結果を表－4 に示す。

2-D29(SD490)

2D6(SD295)

加力は，図－6 に示す位置を載荷点，支点として 2MN

D6(SD295)

3

全体降伏20%

なおテストピースの養生は現場気中とした。
3.2 加力および計測項目

健全-

局部破断

40%

ユニバーサル万能試験機を用いて一方向単調載荷実験を行った。測定項目は荷重，せん断補強鉄筋の歪，引張鉄筋の歪，載荷点たわみである。
3.3 切削による鉄筋腐食の模擬
腐食鉄筋を模擬して作製した切削鉄筋の概要を図－7に示す。腐食における最大断面減少率を模擬するために，

表－4 コンクリートの材料試験結果
使用試験体

圧縮強度

割裂強度

弾性係数

No.

(MPa)

(MPa)

(GPa)

1～324.1

2.2823.9

局所的に健全時の断面積の 20%および 40%になるように切削した。なお，切削鉄筋にはビニールテープを巻いて15付着を絶縁している。
切削鉄筋の引張試験における歪の測定方法を図－8 に2.2切削幅示す。歪の測定には，図－8 に示すように切削部の裏表（歪 1,2）および切削部より下 30mm の健全部の位置（歪4.5

切削20%

3.1

3.6

切削40%

図－7 切削鉄筋概要3,4）に歪ゲージを貼り付けて歪を測定した。また，平均的な歪を測定するために検長が鉄筋径の 24 倍になるよ
うに取り付けた変位計により変形量を測定した。歪は変形量を検長で除した平均歪である変位歪，および歪 1,2区間での見掛けの降伏強度および弾性係数を算出した。
切削鉄筋の材料試験結果を表－5 に，切削鉄筋の変位

歪1歪230mm

積で除して求め，変位歪および歪 1,2 のそれぞれの変形

変位：検長24dの平均について求めた。応力は鉄筋の引張力を公称断面歪4歪3歪による応力－歪関係を図－9 に示す。全体として，最大断面減少率による強度低下や伸びの低下が模擬できていることが確認できた。
最大断面減少率が 20%の切削鉄筋の場合では，切削部の歪 1 が早期に降伏し，その後，歪 2 が曲げの影響を受けて遅れて降伏し全体の剛性が低下する。さらに荷重が増加すると歪 3,4 が降伏し，鉄筋全体が降伏することに-1075-

図－8 歪の測定状況

単位:mm表－5 鉄筋の引張試験結果
降伏強度*(MPa)弾性係数(GPa)

試験体

変位

歪 1,2

変位

歪 1,2No.

歪算出

算出

歪算出

算出

D6-健全

1360352197

189499－

D6-切削 20%23432671811284180.84

D6-切削 40%

3285154109842970.59

使用
種別

引張
引張強度

強度比(MPa)（切削/健全)* 0.2%オフセット耐力

歪3・4降伏500
応力 (MPa)600

D6切削 20%400300
歪2降伏
歪1降伏

200
10000

12

変位歪
D6切削20%-1
D6切削20%-2
D6切削20%-33
歪 (%)

D6切削 40%500
応力 (MPa)600

45400300
歪2降伏
歪1降伏10006変位歪D6切削40%-1
D6切削40%-2
D6切削40%-32000123歪 (%)

456

図－9 切削鉄筋の応力－歪（変位歪）関係

荷重(kN)

150

No.1
No.2
No.3

100(a) 試験体 No.1（破壊スパン：右側）

500

1020たわみ(mm)図－11 荷重－たわみ関係(b) 試験体 No.2（破壊スパン：左側）

表－6 実験値一覧
せん断ひび割れ最大荷重

発生荷重(kN)

(kN)

No.1

72.7

158.7

No.2

70.5

158.1

No.3

61.1

124.7

試験体 No.

(c) 試験体 No.3（破壊スパン：左側）
図－10 試験体のひび割れ性状(最大荷重時)破線で示した。
全ての試験体ともに，せん断スパン区間内にせん断ひより破断した。
最大断面減少率が 40%の切削鉄筋の場合では，最大断び割れが顕著に発生した。せん断ひび割れが圧縮側のコ面減少率が 20%の場合と同様に切削部の降伏まではほぼンクリートに貫通後，最大荷重に到達し，せん断破壊し同じ挙動を示すが，その後は健全部の歪 3,4 が降伏するた。ひび割れのパターン（分散性や形状等）については，ことなく，最大断面減少位置で破断した。

全試験体ともに顕著な差が見られなかったが，No.3（切削率 40%）については E 点のせん断補強鉄筋が切削部で4. 実験結果破断しコンクリートが剥落した。

4.1 ひび割れ性状

4.2 荷重－たわみ関係

最大荷重時における試験体のひび割れ性状を図－10

全試験体の荷重－たわみ関係を図－11 に，実験値の一に示す。図中には，腐食対象のせん断補強鉄筋位置を黒覧を表－6 に示す。なお，最大荷重は健全な試験体 No.1-1076-荷重(kN)荷重(kN)

100100500

表－7 実験値および計算値一覧

15015050DE
F

01000 2000 3000 4000 5000
歪(μ)

AB
C1000 2000 3000 4000 5000
歪(μ)(a) 試験体 No.1

荷重(kN)

F'D'

100DEF50

B'501000 2000 3000 4000 5000
歪(μ)

0150100DEF501000 2000 3000 4000 5000
歪(μ)

(kN)

計算値

1158.71521.04

健全2158.1

1521.04

全体降伏

3124.71380.90

局部破断

備考

A'，B'，C'は切削部の歪おおむね対応しており，せん断補強鉄筋の最大断面減少率を指標として，全体降伏および局部破断を考えることでトラス機構の耐力を評価できると考えられる。なお，

A'，B'，C'は切削部の歪C'No.3 の試験体において実験値に対する計算値の比は 0.90

ABCであり，局部破断により梁全体の変形性能が変化し，計A'

100

算値が実験値を過大評価する傾向が現れる可能性はある。

B'505. まとめ

D'，E'，F'は切削部の歪0(kN)1000 2000 3000 4000 5000
歪(μ)

荷重(kN)

荷重(kN)

F'
D'
E'

No.

計算値の一覧を表－7 に示す。計算値はすべて実験値と(b) 試験体 No.2
150

実験値/

実験結果による耐力実験値とトラス機構を補正した
AB
C

D'，E'，F'は切削部の歪0

計算値

4.4 せん断耐力の評価

C'
A'

100

E'

実験値

150
荷重(kN)

150

試験体

0

1000 2000 3000 4000 5000
歪(μ)

鉄筋の腐食が耐荷性状に及ぼすメカニズムを考慮し(c) 試験体 No.3

たせん断耐力式を提案した。実験によりせん断補強鉄筋

図－12 試験体のせん断補強鉄筋の歪の最大断面減少率を指標として，全体降伏および局部破断でトラス機構の耐力を評価できることを確認できた。と No.2（切削率 20%）との比較では耐力に差が見られず，今後，コンクリートと引張鉄筋の付着劣化の程度によ

せん断補強鉄筋の腐食模擬（切削）による影響は見られるアーチ機構の耐力増加分について実験を行い，引張鉄なかった。No.3（切削率 40%）では，耐力低下が生じて筋の腐食による影響を考慮した有効係数を検討していくいることが確認できる。これは，せん断補強鉄筋の局部予定である。

破断によりトラス機構分の耐力が低下し，全体の耐力が低下したと考えられる。

参考文献

4.3 せん断補強鉄筋の歪

1)

ト部材の曲げ性状に与える影響，土木学会論文集，

各試験体のせん断補強鉄筋の歪と荷重の関係を図－

部門 E，vol.62，No.3，pp542-554，2006.8

12 に示す。ここで示した歪は，健全な試験体（No.1）では，せん断補強鉄筋の中央部の歪を，せん断補強鉄筋の2)ート工学年次論文集，vol.25，No.1，2003ては，切削部（A'等）と健全部（切削部から下 30mm の3)No.2 の試験体では，せん断破壊を生じたスパンのせん
断補強鉄筋 D,E,F についてみると，切削部である D’，E’，

コンクリート標準示方書構造性能照査編，土木学会，
20024)

鉄筋コンクリート構造物の終局強度型耐震設計指針・同解説，日本建築学会，1990

F’の降伏が先行した後に健全部分の E，F 部分の降伏が確認できる。これにより，せん断補強鉄筋の全体降伏が佐藤義孝ほか：せん断補強鉄筋および主筋の腐食がRC 部材のせん断耐荷特性に与える影響，コンクリ

中央部を局所的に切削した試験体（No.2，No.3）につい位置）の歪を示している。

大屋戸理明ほか：鉄筋の腐食性状が鉄筋コンクリー

5)

大屋戸理明：腐食した鉄筋のコンクリート部材の力学性能の評価，第 4 章, 筑波大学学位論文，確認できる。
No.3 の試験体では，せん断破壊を生じたスパンのせん
断補強鉄筋 D,E,F についてみると切削部である D’,E’,F’

pp100-133, 2007,3.
6)

大屋戸理明ほか：実構造物の調査結果に基づく腐食が降伏し，健全部の D,E,F が降伏する前に切削部 E’が局鉄筋の力学性状の評価，土木学会論文集，部門 E，部破断しせん断破壊に至った。これにより，局部破断を

vol63，No.1，pp143-155，2007

確認することができる。

-1077-