テクニカルレポート

コンクリートの収縮メカニズムに基づく
RC 壁のひび割れ制御法の進化松井亮夫＊1・西山峰広＊2・谷昌典＊3

概 要 本稿に示す改良型鉄筋挿入工法は，RC 造耐震壁の乾燥収縮ひび割れ対策として，壁表面に設けた切欠き目地と目地位置の壁中に異形鉄筋を用いたひび割れ誘発材，および壁縦筋を同一断面上に配筋するもので，壁の乾燥収縮ひび
割れを目地位置に誘発するとともに，耐震壁の剛性，せん断耐力および曲げ耐力を，目地の無い壁と同等にするものである。
その有効性について模型試験体による構造実験等で検証した。その結果，本工法は目地位置に異形鉄筋のひび割れ誘発材を配筋することで切欠き目地によるコンクリートの断面欠損を補い，目地の無い壁と同等の耐力，剛性を与えることを確認した。また，本工法の実建物での検証結果，および目地部の挙動を考慮して新たに開発した目地充填材等について述べる。
キーワード：RC 壁，乾燥収縮ひび割れ，誘発鉄筋，せん断実験，曲げ実験，有限要素解析，目地充填材

1.

はじめに

梁

コンクリート構造物の長寿命化や建物美観性の維持のため，さまざまな乾燥収縮ひび割れ対策が実施されてい

誘発材

柱

誘発材

る。集合住宅の戸境壁や地下外壁などの RC 造耐震壁のA場合，一般に壁表面に設けた切欠き目地の深さのみでは，

目地

目地

日本建築学会収縮ひび割れ制御指針1）に示される断面欠損率の推奨値（20％以上）の確保は不可能である。そのため，これまでに開発されている RC 壁のひび割れ制御法1）
は，断面欠損型のひび割れ誘発材を目地位置の壁中に挿入することで，その断面欠損率を確保する考え方を適用

スラブ

ひび割れ誘発材

梁

壁横筋
壁縦筋

太径
耐震壁
異形棒鋼

固定ジグ

している方法が多かった。
一方，施工段階の対策として，膨張材や収縮低減剤な

目地 柱

目地

どの混和材料をコンクリートに混入することで，ひび割誘発材の設置範囲

図-1

スラブ

改良型鉄筋挿入工法概要図

れ発生の低減効果が期待できるが，ひび割れ発生をなくすことは困難である。また，構造特記仕様書では，壁のもに，耐震壁の剛性，せん断耐力および曲げ耐力を，目横方向筋を密に配筋することで壁に垂直に生じるひび割

地の無い壁と同等にするものである。

れを分散させ，その幅を小さくする方法も記載されてい本稿では，まず改良型鉄筋挿入工法について概説した

るが，採用することによりかえってひび割れ本数が増え

後，本工法の有効性検証のために実施した模型試験体にるなど，物件の特徴に適した対策の採用・決定は，そのよる構造実験等の結果，実建物での検証結果，および目責任の所在の曖昧さと合わせて，非常に難しいものと地部の挙動を考慮して新たに開発した目地充填材等につなっている。

いて述べる。

本稿で紹介する RC 壁のひび割れ制御法2）（以下，改良型鉄筋挿入工法，または本工法と称す）は，図-1 に示す
ように，現場において材料入手や取扱いが容易で，かつ2. 改良型鉄筋挿入工法
2.1 工 法 概 要

RC 造耐震壁の耐力を低下させない JIS 規格品の異形棒

改良型鉄筋挿入工法とは，RC 造および SRC 造のラーメ

鋼（以下，異形鉄筋と称す）のひび割れ誘発材を目地位ン内に配置された，誘発目地を有する RC 造耐震壁（ただ置の壁中に挿入するため，品質や耐久性等に関する懸念

し，無開口に限る）の収縮ひび割れ発生位置を制御するがなく，壁の乾燥収縮ひび割れを目地内に誘発するとと工法で，誘発目地内に 90％以上の確率でひび割れを誘＊1 まつい・あきお／㈱淺沼組本社技術研究所（正会員）＊2 にしやま・みねひろ／京都大学大学院 教授（正会員）＊3 たに・まさのり／京都大学大学院 准教授（正会員）

198

導できるため，コンクリートの耐久性上の処置が容易になり，目地部以外の壁面にひび割れをほとんど発生させず，美観性を損なわない。本工法による収縮メカニズム
コンクリート工学

の特長は，目地部のコンクリート厚の寸法比率を減らすが可能である。

手段として，目地に沿って異形鉄筋のひび割れ誘発材おさらに，本工法は，鉄筋工による一連の作業の中でひよび壁縦筋を専用の固定治具を用いて直線上に配置し，び割れ誘発材の取り付けが可能であり，専用の誘発材固コンクリート応力を集中させることで，収縮ひび割れを定治具を使用することで，簡易ながらも精度の高い施工

目地内に呼び込む点である（図-1）。

が可能となることから，類似工法と比較して作業効率に

一般に，誘発目地を設けて構造躯体のコンクリートを優れ，対策費用が安価である。

欠損させた耐震壁はせん断耐力が低下するが，本工法のなお，鉄筋挿入工法および改良型鉄筋挿入工法は，付目地部は，壁体の他の部分と比較してコンクリート厚さ

着（防錆塗装等を含む）を期待できる棒状鋼材（異形鉄は薄いものの，鋼製の誘発材（付着により周辺コンクリー

筋，丸鋼，角鋼等）をひび割れ誘発材として用い，収縮トと一体化）で補強されているため，等価断面積や等価ひび割れを目地内に誘導する技術であり，同工法の普断面 2 次モーメント等の断面性能は劣らない。これによ及・技術の向上を目的とした工法協会3）を設立している。

り，従来必要だった壁の増打ちコンクリートが不要（全壁厚＝構造壁厚）となり，コスト低減につながるだけで

2.2 構 造 規 定
本工法の構造規定を以下に示す。

なく，打ち増しによる重量増がなくなる（図-2）。ひい（1） 誘発目地は，原則として柱入隅および柱入隅からては，建物の軽量化による耐震安全性の向上，室内空間

1.5 m 以内に 1 か所，目地間隔は 3 m 以内に配置すの拡大をもたらす。また，一般の耐震壁の設計法と同様る（図-3）。

であることから，元々目地がない計画の耐震壁に対して，（2） 誘発目地の深さの総和は，壁厚の 20％以内とする。

施工段階での工法検討，軽微変更による誘発目地の設置（3） 誘発材率（目地底間寸法に対するひび割れ誘発材の呼び径の比率）は，7.5％以上かつ 20％以下とする。

目地
縦筋
固定
治具

び割れ誘発材と壁縦筋の呼び径の合計の比率）は，

横筋
構造壁厚

増打ちコンクリート（4） 総断面欠損率（全壁厚に対する目地深さおよびひ誘発材（太径異形棒鋼）縦筋

着しないよう壁の内法高さに合わせて配置する。

目地

鉄筋挿入工法

目地深さ

縦筋

横筋

固定
治具

誘発材
（太径異形棒鋼）

SL

スラブ
梁

構造壁厚

目地

SL

柱

ひび割れ誘発材（異形棒鋼）

ひび割れ誘発材（異形棒鋼）

耐震壁

スラブ

横筋
目地

改良型鉄筋挿入工法

図-230％）とする。
（5） ひび割れ誘発材は，上下の梁および床スラブに定横筋

縦筋

25％以上かつ 48％以下（工法協会推奨値 25％〜

柱

梁

目地深さ

鉄筋挿入工法と改良型鉄筋挿入工法の比較

1.5 m 以内

3.0 m 以内

3.0 m 以内

1.5 m 以内

壁の内法長さ 6 m を超え 9 m 程度の場合

図-3

誘発目地の設置例

Evolution of Crack Control Method for RC Walls Based on Shrinkage Mechanism of Concrete
Concrete Journal, Vol.57, No.3, pp.198〜206, Mar. 2019

Synopsis As a countermeasure against drying shrinkage cracking in RC shear walls, the improved cracking control
method by inserting reinforcing bars was proposed and reported in this paper. By arranging deformed bar, which acts as
crack inducing material, on the same vertical cross-section with wall vertical reinforcement and notched joints, stiﬀness,shear capacity and ﬂexural capacity of RC shear walls with this method are intended to be calculated in the same way as
those of jointless walls. Some series of structural tests using scaled RC shear wall specimens with this method wereconducted to clarify the structural performance of RC shear walls with this method. Almost the same stiﬀness and capacity as those of jointless walls was obtained in the experiment because deformed bars which were arranged between
notched joints compensated for the concrete section deduction by notched joints. State of crack inducing with this methodin the actual buildings and development of new ﬂexible joint ﬁller material for notched joints were also reported in thispaper.
Keywords：RC wall, drying shrinkage crack, crack-inducing bar, shear wall test, ﬂexural wall test, ﬁnite element analysis, joint ﬁller
Vol. 57, No. 3, 2019. 3

199

（6） 壁筋比は，外壁 0.4％以上，内壁 0.29％以上とする。
（7） 壁厚は 180 mm 以上とし，壁筋はダブル配筋とする。

なお，誘発材率および総断面欠損率の算出方法を図-4
に示す。

2

2

1

1

2.3 施 工 手 順ΣΣΣ：全壁厚（構造壁厚）（mm）：目地底間寸法（mm）：目地深さの総和（mm）：壁縦筋の径の総和（mm）：誘発材の径の総和（mm）】【誘発材率
目地底間寸法 に対する誘発材の呼び径の総和 Σ との比＝Σ /（Ⅰ）
【総断面欠損率】
全壁厚 に対する誘発目地深さの総和 Σ と，誘発目地と同一方向の鉄筋
呼び径（壁縦筋の総和 Σ と断面中央の誘発材の総和 Σ ）の合計との比＝（Σ ＋Σ ＋Σ ）/
（Ⅱ）

図-4

誘発材率および総断面欠損率の算出方法

改良型鉄筋挿入工法の施工手順を，図-5 に示す。
【Step 1】壁の内外に誘発目地位置の墨を出す。
【Step 2】壁縦筋の割付は目地部から行い，墨出し線上に壁縦筋，誘発材を設置し，建ち精度を下げ振りで確認する。誘発材は，専用固定治具で周囲の鉄筋に結束する。
【Step 3】外側型枠を建て込んだ時点で，型枠に取り付けられた目地棒を案内定規として，誘発材の位置を微調整する。このとき，正面から直視した際に，目地棒が見えない程度の精度が必要である。

①墨出し【Step 4】内側型枠を建て込む。

3. 構造性能の検証
1

本工法の有効性検証のために実施した模型試験体によ

0
50
00

30

る構造実験等の結果について，以下に示す。
0030

3.1 せん断破壊型耐震壁の水平加力実験

1050

せん断破壊型 RC 造耐震壁試験体を用いた静的載荷実験を行い，目地部に設置した誘発材が耐震壁の構造性能【Step 1】誘発目地位置に墨出しを行う②ひび割れ誘発材，固定治具の設置

墨出しに与える影響について検討した。
1 層 1 スパンで 1/2 縮尺の耐震壁（壁内法長さ 2 125mm×壁内法高さ 1 200 mm，壁厚 100 mm）5 体の正負
交番水平繰り返し加力実験を行った（写真-1）
。柱断面

1
0
50

（380 mm×380 mm），梁断面（250 mm×350 mm）は共

3
0
00
3
0
00

1
0
50

③鉄筋の空きの確認の目地を壁両面に設けた。実験変数は，①ひび割れ誘発材（D 16）の有無，②目地位置，③壁筋比（ ＝0.29，【Step 2】壁筋，ひび割れ誘発材を設置する

0.65，1.16％），④コンクリート強度（Fc 30，Fc 40）と
外側型枠

セパレータ

通とした。いずれの試験体にも深さ 10 mm，幅 10 mm

した。ここでは，誘発材率が 0 ％の WP 65 R 00，20％の WP 65 R 20 について述べる。

目地棒

載荷直前の収縮ひび割れ発生状況は，WP 65 R 00 では
目地へのひび割れ発生は概ね中央の 1 箇所のみで，それ

1
0
50

かぶり厚さ

3
0

00
3
0

00

1
0
50

④鉄筋位置を調整する

以外の壁面に 0.05 mm 幅のひび割れが 4 箇所発生した。
WP 65 R 20 では誘発目地位置の 3 箇所にひび割れが分散して発生した。
水平荷重−変形角関係を図-6 に示す。WP 65 R 00 で【Step 3】外側型枠を建て込み，位置の微調整を行う

は，変形角 0.5％サイクルで柱主筋，梁主筋および梁あばら筋が引張降伏し，変形角 0.75％サイクルで最大耐力を⑤内側の型枠を建て込む示した。その後，変形角 1.0％サイクルで壁のスリップ
破壊が発生し，繰り返し載荷により大幅な耐力低下がみられた。WP 65 R 20 では，変形角 0.5％サイクルで柱主

1

かぶり厚さ

0
50
3

変形角 0.75％サイクルで左右の誘発材が引張降伏して最

0

00
3
0

00

1
0
50

200

筋，梁主筋，梁あばら筋および中央の誘発材が引張降伏し，⑥セパレータの位置は誘発材に干渉しないようにする

大耐力を示した。その後，WP 65 R 20 でも，WP 65 R 00と同様，変形角 1.0％サイクルで発生した壁のスリップ破【Step 4】内側型枠を建て込む

壊で耐力低下したが，その程度は WP 65 R 00 に比べれば

図-5 改良型鉄筋挿入工法の施工手順小さかった。いずれの試験体も破壊モードは柱主筋降伏後
コンクリート工学

3 000WC

BMY

広沢 mean 式＝1 461 kN

WHY

広沢 min 式＝1 212 kNd

水平荷重 Q（kN）

dd

CMY

広沢 min 式＝1 212 kN

1 000

CMY

靭性式＝1 921 kNBMY

広沢 mean 式＝1 461 kNWC

0−1 000WHY−2 000−3 000−2.0

写真-1 せん断破壊型試験体例（加力前）WP 65 R 20

WP 65 R 00
靭性式＝1 921 kN

2 000

−1.5

広沢 min 式＝−1 212 kN

広沢 min 式＝−1 212 kN

広沢 mean 式＝−1 461 kN

広沢 mean 式＝−1 461 kN

靭性式＝−1 921 kN

BSY

−1.0

−0.5

0.0

0.5

1.0

2.0 −2.0

1.5

変形角 R（％）

靭性式＝−1 921 kN

BSY

−1.5

−1.0

−0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

変形角 R（％）（誘発材無）（誘発材有）

図-6 各試験体の水平荷重−変形角関係（せん断破壊型）

水平荷重（kN）

800

400

柱曲げひび割れ柱曲げひび割れ

柱主筋降伏

柱主筋降伏

最大荷重

最大荷重

壁縦筋破断

壁縦筋破断

0

＝2.0％

＝2.2％

−400

FWP 63 R 07

−800
−3.0

−2.0

写真-2 曲げ破壊型試験体例
（加力前）

−1.0

0.0

1.0

2.0

3.0

FWP 63 R 20
−3.0

−2.0

−1.0

0.0

1.0

全体変形角（％）

全体変形角（％）（誘発材率 7.5％）（誘発材率 20%）

2.0

3.0

図-7 各試験体の水平荷重−変形角関係（曲げ破壊型）のせん断破壊であったが，WP 65 R 20 の方がひび割れ間

真-2）。柱断面（300 mm×300 mm），中間梁断面（200隔が小さく，せん断ひび割れが分散する傾向がみられた。

mm×300 mm），壁筋比（ ＝0.63％）およびコンクリー

せん断終局強度の検証として，各試験体の実験値と既ト強度（Fc 30）は共通とした。いずれの試験体にも深さ

往の計算式4），5）によるせん断終局強度計算値との比較を

10 mm，幅 10 mm の目地を壁両面に設け，目地位置は，行った。既往のせん断終局強度式による計算値は修正広

壁中央と両柱際の 3 本とした。実験変数は，目地のひび

沢 min. 式（ 1 ）による計算値（）と修正広沢 mean

割れ誘導効果に基づき誘発材径とし，誘発材率が下限），靭性指針式（ 3 ）によるの試験体 FWP 63 R 07（誘発材 D 6）と，上限の試験体式（ 2 ）による計算値（
計算値（

1

2

）である。計算値は，目地による断面欠損の影

FWP 63 R 20（誘発材 D 16）の計 2 体とした。

響は考慮せず，構造壁厚は 100 mm として算定した。修

載荷直前の収縮ひび割れ発生状況は，FWP 63 R 07 では

正広沢 min.式による計算値と実験値の比較では実験値

壁中央目地の大部分と左右目地の一部でひび割れが生じ，は計算値の 1.86〜1.94 倍，修正広沢 mean 式による比1 層目最大幅は 0.15 mm であった。一方，FWP 63 R 20

較では実験値は計算値の 1.51〜1.64 倍，靭性指針式に

では壁中央目地のひび割れは目地全長に渡って生じ，左右よる比較では実験値は計算値の 1.13〜1.23 倍となった。

目地では一部に生じ，1 層目の最大幅は 0.10 mm であった。
水平荷重−変形角関係を図-7 に示す。FWP 63 R 07 でïü
+ 0.1σ 0 ïý × ×
ïïþ

は，変形角 0.25％サイクルで引張側柱主筋が引張降伏式（ 1 ）（△）し，変形角 1.5％付近で最大耐力（□）を示した。

ïüï+ 0.1σ 0 ý × ×ïïïþ

その後，変形角 2.0％サイクル途中では断続的に壁縦筋式（ 2 ）

引張側の壁縦筋の約半数が破断するとともに，圧縮側柱式（ 3 ）のカバーコンクリート剥落および主筋座屈がみられた。

3.2 曲げ破壊型耐震壁の水平加力実験

FWP 63 R 20 では，変形角 0.25％サイクルで引張側柱主中高層集合住宅における梁間方向の RC 造連層耐震壁

筋が引張降伏（△）し，変形角 1.0％付近で最大耐力（□）

下層部を想定し，曲げ破壊型の 2 層耐震壁試験体を用いを示した。その後，変形角 1.0％サイクルの繰り返し載た静的載荷実験を行い，目地部に設置した誘発材が耐震

荷中に，壁脚部のひび割れ幅が大きくなって壁縦筋の一

壁の構造性能に与える影響について検討した。

部が破断（×）し，変形角 1.5％サイクルで全ての壁縦ì 0.053 0.23 ( + 18 )ïï
+ 0.85 σ ×
1= íï/ ( × ) + 0.12
ï
î

2

=

ì 0.068 0.23 ( + 18 )ï
+ 0.85 σ ×= ïíï/ ( × ) + 0.12ïî

σ cot φ + tan θ (1 − β )νσ / 2の破断（×）が発生し，変形角 2.0％に到達した時には

2 層 1 スパンで 1/2 縮尺の耐震壁（壁内法長さ 2 200筋が破断して，壁脚部の曲げひび割れが顕著となった。

mm× 壁 内 法 高 さ 1 100 mm（2 層 共 ）， 壁 厚 100 mm）

誘発材径の小さい FWP 63 R 07 では壁板の全面に渡ってに反曲点高さが常に一定となるように鉛直方向軸力を制御

せん断ひび割れが生じたのに対して，誘発材径の大きなしながら，正負交番水平繰り返し加力実験を行った（写FWP 63 R 20 ではせん断ひび割れが壁板全体に広がらVol. 57, No. 3, 2019. 3

201

表-1 実験最大耐力と計算値の比較

ず，変形が壁脚部に集中していた。これにより，限界変形角（最大耐力の 80％に耐力低下した変形角）は，

FWP 63 R 20 の方が 10％程度小さくなった。なお，最大耐力は FWP 63 R 07 と FWP 63 R 20 でほぼ同等であり，
本実験の範囲内では誘発材径は最大耐力に影響を与えな
いと考えられる。また，変形角 1.0％程度までは誘発材

計算値
断面解析①
断面解析②
実験値
（kN） 最大値 比較値 最大値 比較値 最大値 比較値
（kN）
（kN）
（kN）

試験体
FWP 63 R 07732

FWP 63 R 20

727

609

（1.20）

697（1.19）（1.05）

706（1.04）（1.04）

743（0.98）

径の違いが構造性能に与える影響は少ないと推測されるが，変形角 1.0％サイクル以降は FWP 63 R 20 の方が早誘発材とコンクリート間のインターフェース要素

期に耐力が低下したため，誘発材径の違いは変形性能に誘発材影響を与えることを確認した。

誘発材と基礎スタブ，中間梁，加力梁間のばね要素

各試験体の実験値と，既往の計算式（ 4 ）4）による曲げ
終局強度計算値，および平面保持を仮定した断面解析か

柱および壁と基礎スタブ間のインターフェース要素ら得られた最大耐力との比較を表-1 に示す。構造壁厚は 100 mm とし，目地による断面欠損の影響は無視した。
断面解析では，コンクリートの応力ひずみ関係は孫・崎

図-8 誘発材等のモデル化

野らのモデル6）を用い，カバーコンクリートは圧縮ひずみが 0.4％を越える領域では応力を負担しないと仮定した。また，鉄筋の応力ひずみ関係はバイリニアとし，材

3 000

1 500

数の 100 分の 1 とした。断面解析①では誘発材が圧縮の1 000した。なお，誘発材が圧縮引張の両方を負担する（周辺躯体への誘発材の定着有り）と仮定した断面解析②も行い，参考までにその値も示した。実験値と式（ 4 ）による曲げ終局強度計算値の比はそれぞれ 1.20 と 1.19 となった。一方，実験値と断面解析①の値の比はそれぞれ 1.05と 1.04 となり，式（ 4 ）に比べて実験値をより精度良く評価できた。また，実験値と断面解析②の値の比は 1.04と 0.98 となった。
=/ = ( σ ℓ + 0.5

σ ℓ + 0.5 ℓ )式（ 4 ）
3.3 FEM 解析による壁の挙動評価およびパラメト
リック検討

WP 65 R 00（実験）WP 65 R 00（解析）

水平荷重（kN）

WP 65 R 20（実験）WP 65 R 20（解析）：最大耐力時σB=34.0 MPa

2 000

料特性は試験結果の値を用いて，降伏後の剛性を弾性係みを負担する（周辺躯体への誘発材の定着無し）と仮定

水平荷重（kN）

2 500：最大耐力時σB=34.0 MPa

500
0
0.0

全体変形角（％）
0.5

1.0（誘発材無）

1.5

2.0

全体変形角（％）
0.0

0.5

1.0

1.5

（誘発材有）

2.0

図-9 せん断破壊型壁の有限要素解析結果（荷重変形角関係）
2 500
最大耐力（kN）
2 450
2 400
2 350
2 300
WP 65 R 20（J 1）＊
2 250
2 200 WP 65 R 00（J 3）
WP 65 R 00（無垢）
＊
2 150
2 100
2 050
2 000
0.0
0.1
0.2

WP 65 R 20（J 5）＊

WP 65 R 20（J 3）

解析値
実験値
誘発材量（％）
0.3

0.4

0.5

図-10 解析結果（最大耐力−誘発材量）

3 次元非線形有限要素解析プログラム「DIANA 9.67）」
を用いて，実験を行った耐震壁の挙動を追跡するととも

横ともに 100 mm 間隔で BAR 型埋込鉄筋要素を配置し，に，実験で確認できなかった実験因子についても解析的

水平筋の柱定着，鉛直筋の梁定着も考慮した。なお，曲検討を行った。

げ破壊型解析モデルでは，基礎スタブと柱および壁脚部

試験体に設けた誘発目地の大きさは 10 mm×10 mm である。一般に，有限要素解析を行う場合，この目地の大の間にインターフェース要素を配置して離散ひび割れモ
デルとした（図-8）。

きさをモデル化すると要素幅が 10 mm となり，この要素

せん断破壊型解析モデルでは，実験を行った耐震壁試に応力が集中しやすくなることで解析が早期に停止す験体の最大耐力，荷重変形，実験時の破壊性状を概ね再る。一方，この値を基準として試験体全体をモデル化す

現することができた（図-9）。実験で確認できなかった

ると膨大な要素数になってしまう。そこで，今回のモデ

実験因子についても解析的検討を行い，誘発材径や目地ル化では，要素数を増やすことなく目地を表現するため本数を増加させることによって，最大耐力が上昇する傾に，壁面の縦メッシュラインを「2 重節点」とすること向がみられ，目地自体の有無による影響はみられなかっで擬似的に目地を設置した。誘発材はコンクリートとのた（図-10）。曲げ破壊型解析モデルでは，実験を行った付着を考慮し，誘発材の端部には引張時に離間して抵抗耐震壁試験体の最大耐力，最大耐力付近までの荷重変形力がなく，圧縮時は接触して抵抗力を生じるばね要素をを概ね再現することができた（図-11）。実験で確認でき設定した。壁板部分は，40 mm 厚さのコンクリートに縦なかった実験因子についても解析的検討を行い，誘発材

202

コンクリート工学800
700

水平荷重（kN）

水平荷重（kN）

600
500
400
300

FWP 63 R 07（実験）FWP 63 R 20（実験）FWP 63 R 07（解析）

FWP 63 R 20（解析）：最大耐力時：最大耐力時200100
全体変形角（％）

0
0.5

1.0

1.5

2.0

全体変形角（％）

0.0

0.5（誘発材率 7.5％）

図-11

1.0

1.5

2.0

（誘発材率 20％）

曲げ破壊型壁の有限要素解析結果（荷重変形角関係）

0.8

WC 65 D 16 VD 6

総断面欠損率

80

100

98

48％
D 16

WC 65 R 16

総断面欠損率

0.6

38.4％＋付着無

目地の最大開き量

0.3
0.2
0

14

28

0

80

総断面欠損率
36％

D 16

91

182

100

150

28

0

56

91

50

100

WC 65 R 16

材齢（日）w（m＝1）
w（m＝2）
w（m＝3）

0.6

14

200

182

150

w（m＝1）
w（m＝2）
w（m＝3）

算定ひび割れ幅 w

算定ひび割れ幅 w
目地の最大開き量

目地の最大開き量

0.4

200

材齢（日）

0.2

総断面欠損率8098

ひび割れ幅（mm）

0.8

WC 65 NS

56

50

WC 65 D 16 VD 698100

算定ひび割れ幅 w

目地の最大開き量0.4

拡大WC 65 D 16

100w（m＝1）
w（m＝2）
w（m＝3）

算定ひび割れ幅 w

0.5

R 16
D 16＋樹脂被膜 t＝0.6×2（被膜間にグリース）

収縮試験体の保管状況（屋内）

0.1

80

100

98

写真-3

w（m＝1）
w（m＝2）
w（m＝3）

0.7
ひび割れ幅（mm）

0.0

020％＋誘発材無

14

0

28

56

50

WC 65 D 16

図-12 目地部の断面詳細

径や目地本数の影響はみられなかった。
3.4 収縮ひび割れ実験
耐震壁試験体を用いた収縮ひび割れ実験を行い，既往

91

182

100

150

14

200 0

材齢（日）

図-13

28

56

91

50

WC 65 NS

100

182

150

200

材齢（日）

算定ひび割れ幅 w と目地開き量の比較みられなかった。図中の点線はひび割れ本数を固定して算出した値，実線はひび割れ本数を式（ 5 ）によって判定して算出した値，ただし，引張強度は割裂引張強のひび割れ予測手法1）による算定結果と実験値との比較

度と考え，低減定数 κ を 1.0 とした。また，拘束度 λ はを行った。

ひび割れ発生前の拘束度 0.64 をいずれの材齢日でも使用

1 層 1 スパンで 1/2 縮尺の壁試験体【壁内法長さ 2 125している。WC 65 D 16 VD 6，WC 65 D 16，WC 65 R 16

mm×壁内法高さ 1 100 mm，壁厚 100 mm，柱断面 380

では，全ての材齢において，式（ 6 ）を用いた計算値が目mm×380 mm，梁断面 250 mm×350 mm】を屋内に放地開き量の最大値を精度良く予測できた。一方，WC 65 NS

置し，収縮ひび割れ実験を行った（写真-3）。いずれのの材齢 91 日以降，式（ 6 ）を用いたひび割れ本数 2 本の試験体にも深さ 10 mm，幅 10 mm の目地を壁両面に 3

計算値と目地開き量の最大値に徐々に差が生じている箇所設けた。実験変数は目地部誘発材の仕様とし，総断が，計算値が目地開き量の最大値を概ね予測できた。

面欠損率 48％，36％および 38.4％で誘発材の付着を絶縁したもの，20％で誘発材の無い試験体の計 4 体とした
（図-12）。なお，自由収縮試験体と壁ダミー試験体のひずみは，材齢 182 日で角柱試験体 2 体の平均値が 588 μ ，
壁ダミー試験体が 457 μ であった。

σ = ρ ( σ +ε ( , 0) ×
= {ε + (ε ( , 0) − ε

3.5 結) ( × ρ + 1)

式（ 5 ）)}×式（ 6 ）

論

実験結果から，改良型鉄筋挿入工法による RC 造耐震
壁は，目地を設けない一般の耐震壁と同様，安全限界時

図-13 に材齢 14 日，28 日，56 日，91 日および 182 日（極めて稀な地震時）に所要の終局強度および変形性能

における目地開き量とひび割れ幅算定値を示す。棒グを有し，これらが既往の設計式で評価できることを確認

ラフは π ゲージによって実験で計測した各目地の開き量した。本工法の目標性能達成の妥当性を確認した実験おをそれぞれ表している。誘発材のない従来型の目地のみよび検討資料を踏まえて，2016 年 10 月に（一財）日本建の試験体（WC 65 NS）では，中央部分の目地にひび割

築総合試験所による建築技術性能証明（GBRC 第 14-24

れが集中し，誘発材のある試験体（WC 65 D 16 VD 6，号改 1）8）を取得した。

WC 65 D 16，WC 65 R 16）はいずれも 3 本の目地すべてにひび割れが発生し，誘発材によりひび割れが分散す
ることがわかった。なお，誘発材の付着を絶縁した差はVol. 57, No. 3, 2019. 3

4. 実建物での検証結果
本章では，改良型鉄筋挿入工法の適用事例および「多203

孔質目地充填材ポーラスレジンサンド」（以下，PRS と

経年後のひび割れ再発を懸念しつつ，不規則に生じたひ称す）を用いた戸境壁のクロス直貼り仕上げの実践例をび割れに対し，U カットシールやエポキシ樹脂注入によ紹介する。

る処置を施しているのが現状である。

4.1 適 用 事 例

そこで，意匠性を維持しながらも目地部の挙動に追従

本工法の適用事例は，2018 年 10 月末現在で 11 物件あし，かつ体積減少が少なく（コンクリートの約 1/6），

り，そのうち 4 物件が竣工している。写真-4 に，目地内圧縮強度（12〜13 N/mm2）を兼ね備えた PRS を開発しに誘導したひび割れの一例を示す。本工法の目地を適用た。本充填材は，骨材（珪砂）とファイバー樹脂を混練した壁のひび割れ誘導率【（目地総数−ひび割れが目地した材料を目地内に充填することで，ポーラス機構（空を外れた本数）/目地総数の比率】は，すべて 90％以上と隙）を形成して壁のひび割れ挙動に追随する（写真-5）。

いう制御結果を得た（表-2）。目地および誘発材の設置

なお，本充填材は内装制限や特定化学物質による問題が精度を確保できたことが，高いひび割れ誘導率が得られない。PRS の物性試験結果を表-3，製造手順を写真-6，

た要因と考えられる。

施工手順を写真-7 に示す。

4.2 改良型鉄筋挿入工法採用上の制約条件の解決（ 1 ） 目地部の仕上げ方法（充填材の開発）
誘発目地内にモルタル等を充填して動きを拘束した場
合は，コンクリートとモルタルの接着界面に亀裂が生じ，直貼りクロス表面にその亀裂が露見する。一方，追従性を重視してシーリングを充填した場合は，体積減少に

1 000.00 m

よってクロス表面にしわが寄ることや，指で押さえると窪む等の事象が発生する（図-14）。これらのクレームを

写真-5

未然に防止するため，前述の分譲マンションⅠではハッ表-3 PRS の物性試験結果

ト目地を用いたクロス仕上げ方法を採用して目地部の挙動に追従させたが，壁面鉛直方向に幅 1 mm 程度のラインが表れた。このように，意匠性の要求が優先されるマンション戸境壁では，目地によるひび割れ制御対策だけでは不十分となっている。その結果，近年のコンクリー
トの高強度化も相まって，有効な対策を見出せないまま，
ひび割れ

目地

PRS 充填材（珪砂 4 号：粒径 0.5〜1.0 mm）

数量

平均値

圧縮強度
φ 50×100 mm（N/mm2）

試験項目

形 状

備 考

3

12.6

CONC.24静弾性係数
φ 100×200 mm（kN/mm2）

3

5.53

CONC.23

曲げ強さ□40×40×160 mm（N/mm2）

3

8.01

CONC.
圧縮強度の 1/5〜1/8

引張強度
φ 50×100 mm（N/mm2）

3

2.69

CONC.
圧縮強度の 1/10

接着強さ
□40×40×10 mm（N/mm2）

5

0.3

−

長さ変化率
□40×40×160 mm（収縮，×10−6）3

126CONC.800（182日）

質量減少率□40×40×160 mm
（%）

3

0.2
−
（182日）

線膨張率
φ 50×100 mm（×10−6 K−1）

1

18.4

①樹脂混練（主剤 ･ 硬化剤）

②珪砂投入（4 号）③珪砂混練（20〜30 秒）④混練完了（濡れ色に変化）

CONC.10，鉄 10，
アルミ 23.4

写真-4 目地内に誘導したひび割れ
表-2

改良型鉄筋挿入工法による制御結果

適用建物

適用部位

ひび割れ誘導率

分譲マンションⅠ

EW 18，30

98.2％

分譲マンションⅡ

EW 18，20，30

100％

公共建築物Ⅰ

EW 45

100％

分譲マンションⅢ

EW 18，20

100％

モルタル
追 従 性：低圧縮強度：高体積減少：無シーリング
追 従 性：高圧縮強度：低体積減少：有PRS
追 従 性：高圧縮強度：高体積減少：無ポーラス機構（挙動吸収）

亀裂

窪み・しわ・亀裂

クロス仕上げ面

図-14 目地部の挙動に対する充填材の性能比較

204

写真-6 PRS の製造手順
コンクリート工学

クロス直貼り仕上げ（無傷）

クロスパテ（ヘアクラック）
PRS 内部でひび割れが分散

PRS（目地底に 0.2 mm ひび割れ）②プライマー塗布（3 面接着）

図-15 PRS とクロス仕上げ

PRS 無し写真-8

PRS のプレパック化

0.15 mm
壁高さ中央④PRS 表面押え（目地棒）③PRS 充填（下から上へ）

0.15 mm

PRS 有り

⑥室内仕上げ状況（和室）←閉じる 変位量（mm） 開く→

写真-9 変位計設置状況⑤表面仕上げ完了後

0.15 mm

写真-10

目地底ひび割れ計測

0.02
PRS なしPRS あり

0.01

0.00
−0.01
−0.02
9/28

10/3

10/8

気温（℃）

50

10/13

気温

40

10/18

10/23

10/28

11/2

11/7

11/12
100

湿度

80

30

60

20

40

10

湿度（％）

①目地底ひび割れ確認

20

0

0

9/28

10/3

10/8

10/13

10/18

10/23

10/28

11/2

11/7

11/12

図-16 目地部の挙動計測結果（標準期）

屋内目地部に π 型変位計を設置した（写真-9）。期間は，標準期の 9 月下旬から 11 月中旬とし，同時に温湿度も計測した。
⑦目地部パテ処理⑧クロス直貼り仕上げ（洋室）

写真-7 PRS の施工手順

・目地寸法：幅 20 mm（底幅 10 mm）
×深さ 10 mm
・目地底ひび割れ幅：計測位置で各々 0.15 mm（写真-10）

分譲マンションⅢでの実践例【箇所】2 〜14 階戸境壁

【寸法】誘発目地目地 10 か所／フロア（延べ 22 m）
幅 15 mm×深さ 15 mm

高さ 2.2 m

・充填有無：壁高さ中央下部（PRS 有），上部（PRS 無）
図-16 に π 型変位計で計測した目地開き量の経時変化を示す。一日の最大変化量は，PRS 有で 0.008 mm，PRS
無で 0.01 mm であった。全体傾向としては，充填後約
1 カ月間は充填材の有無による変位量に大きな違いは見【施工方法】PRS 充填→パテ処理→クロス仕上げ（図-15）

られなかったが，それ以降，PRS 有は変位量 0 付近でほ【施工歩掛り】

ぼ変化がなく，PRS 無は変位量 0.01 mm 付近で変位が2 〜 4 階（充填工 3 人＋製造工 1 人）
×2 日間推移していた。以上のことから，戸境壁目地部へ PRS

5 〜 6，7 〜 8 階を充填することにより，日々の建物の膨張収縮によるひ方法・工具改良により 2 フロア/2 人
9 〜11，12〜14 階

び割れ挙動を吸収できると推察された。
（ 3 ） クロス面の経年変化（目地部の繰り返し挙動実験）

方法・工具改良により 3 フロア/3 人

前項の実験結果および過去の冬期計測結果を踏まえて，※ 5 階より，PRS はプレパック化を実施済み

PRS 充填目地部の日々のひび割れ挙動が 0.04 mm とし，（写真-8）。

その変位量を 3 650 回（10 年間相当）与える繰り返し挙（ 2 ） PRS の追従性（標準期における目地部の挙動
計測）
PRS 充填材による伸縮性阻害の有無を把握するため，Vol. 57, No. 3, 2019. 3

動実験を行い，直貼りクロス仕上げ表面の変状観察を行った（図-17）。
実験の結果，直貼りクロス仕上げ表面に亀裂等の変状
205

いずれも

-50 が確保されていた。よって，目地内に生

じたひび割れが室間の遮音性能に影響しないことが確認された。また，戸境壁の目地部（ひび割れ）から漏洩する音波を音響インテンシティ※計測システムによって捉え，目地部とそれ以外の壁面について可視化し評価した。
ひび割れの発生している目地部と目地のない壁面のどち
実験開始前

3 650 回繰返し終了（クロス表面変状なし）

らの計測結果も，図-19 に示す 1 000 Hz 帯域をはじめ，変位（mm）

対象周波数帯域（250〜1 000 Hz）においても差は認められなかった。

0.02

なお，住宅性能表示選択事項「音環境に関すること：

0

−0.02

透過損失等級（界壁）」で多く採用されている，等級 3 の3 650 回

ステップ数

-50 が求められた場合の対処法は，構造壁厚 200 mm

載荷試験機の改良型鉄筋挿入工法（目地底間寸法 180 mm）として

図-17 繰り返し挙動実験設計する。
※音響インテンシティ：音波の進行方向に垂直な単位断面積を単位時間に通過するエネルギーであり，音響粒子速度と音圧の積の時間平均で定義されるベクトル量である。この大きさを，基準値（10−12 W/m2）との比の常用対数によって表現した量が音
響インテンシティレベル（dB）である。

90
ひび割れ補修あり

音圧レベル差（dB）

80

ひび割れ補修なし

Dr-70
Dr-65
Dr-60
Dr-55
Dr-50

70
60

Dr-45

5. お わ り に

Dr-40

50

Dr-35
Dr-30
Dr-30
2 000 Hz，4 000 Hz 帯域の差は，音 Dr-30
源室窓部をケイカル板等で塞ぐ処 Dr-25
置による影響と推定される（回り込み音を排除した効果）

40
30
20

コンクリートにとって厄介者のひび割れは，施工段階
では意外にも素直である。ひとたび生じたひび割れを別の場所に移すことは不可能だが，建物の施工段階で対策を施すことで，ひび割れは狙った位置に誘導することが10
63 125 250 500 1 000 2 000 4 000 8 000
オクターブバンド中心周波数（Hz）できる。今後，改良型鉄筋挿入工法および PRS 充填材

図-18 室間音圧レベル差が施工段階における予防処置技術として，様々な建物に

誘発目地部

上下分割位置

音響インテンシティレベル（re：0 dB＝10−12 W/m2）
（dB）

36
（＋）
34
（＋）
32
（＋）

謝 辞 本稿は，民間企業 11 社（淺沼組，熊谷組，西30（＋）

松建設，東亜建設工業，NIPPO，飛島建設，大日本土木，

28（＋）

長谷工コーポレーション，東急建設，五洋建設，共立建26（＋）

設）で実施した共同研究の成果の一部をまとめたもので

24
（＋）
22
（＋）
20
（＋）

測定範囲

18
（＋）

（ひび割れ補修なし）
1 000 Hz 帯域

図-19 音響インテンシティ計測結果は見られず，経年後もクロス面の美観性を維持できると考えられた。
（ 4 ） ひび割れからの音漏れ（目地部の遮音性能調査）
本調査では，戸境壁に改良型鉄筋挿入工法を適用した
誘発目地によるコンクリートの欠損および誘発目地内に生じたひび割れが室間の遮音性能に及ぼす影響について評価を行った。
室間音圧レベル差（施工途中における遮音性能値）

では，図-18 に示すように，目地部の補修有無の違いによる室間音圧レベル差の周波数特性に著しい差はなく，
206

おいて広く活用されることを切に願う。

ある。最後に，改良型鉄筋挿入工法および PRS 充填材の実現において，ご尽力いただきました多くの関係者の方々に厚く御礼申し上げます。
参 考 文 献1） 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建築物の収縮ひび割れ制御設計・施工指針（案）同解説，2012. 72） 松井亮夫：コンクリートの収縮メカニズムに基づく RC 壁のひび割れ制御に関する研究，京都大学博士（工学）学位論文，2017. 33） 工法協会：http://www.ccb-koho.com
4） 国土政策技術総合研究所ほか監修：2015 年版建築物の構造関係技
術基準解説書，2015. 65） 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靱性保証型耐震設計指針・同解説，1999
6） 田 福勝ほか：拘束 RC 柱の曲げ圧縮性状に及ぼす断面ひずみの勾配の影響，日本建築学会構造工学論文集，Vol.43B，pp.191〜198，
1997. 3
7） TNO DIANA BV.：DIANA -Finite Element Analysis- Userʼs
Manual, Release 9.6, 20158）（一財）日本建築総合試験所：建築技術性能証明評価概要報告書
CCB 工法−異形鉄筋を用いるひび割れ誘発目地付耐震壁構法（GBRC
性能証明 第 14-24 号改 1），2016. 10

コンクリート工学