塩害により劣化した RC 床版の疲労寿命予測に関する考察
Study on Prediction of Fatigue Life of Deteriorated Reinforced Concrete Slabs under Chloride Attack
東山浩士*，石川敏之**，上中宏二郎***
Hiroshi HIGASHIYAMA, Toshiyuki ISHIKAWA, Kojiro UENAKA* 博（工）近畿大学講師 理工学部社会環境工学科 （〒577-8502 東大阪市小若江 3-4-1）**博（工）大阪大学大学院特任研究員 工学研究科地球総合工学専攻 （〒565-0816 吹田市山田丘 2-1）***博（工）神戸市立工業高等専門学校助教授 都市工学科 （〒651-2194 神戸市西区学園東町 8-3）
Reinforced concrete (RC) slabs suffer from serious deterioration due to repeated vehicle loads and environmental attacks. The corrosionof steel reinforcements due to the chloride ion ingress is one of the major deteriorating problems. In order to execute effective repairingand strengthening procedures, it is necessary to accurately assess safety and life of RC slabs. In this study, the deterioration of RC slabs
considering the damage by the combination of repetitive traffic loads and chloride ion ingress is simulated under some assumed
conditions. Consequently, the punching shear failure occurs due to the repetitive traffic loads prior to the fatigue rupture of the corroded
steel reinforcement. Fatigue life of RC slabs affected by the chloride attack is significantly reduced due to cracks and reduction ofcross-section area of steel reinforcements.
Key Words: reinforced concrete slab, chloride attack, fatigue durability, corrosion of steel reinforcement
キーワード：RC 床版，塩害劣化，疲労耐久性，鉄筋腐食
1. はじめに
交通荷重の繰返し作用による鉄筋コンクリート（RC）床版の疲労損傷が顕在化し始めたそのほとんどが昭和 40 年代初頭に建汀線から対象橋梁までの距離，鉄筋の腐食速度をパラメータとして，床版の押抜きせん断破壊と鉄筋の疲労破断の影響度を比較検討した．

設された RC 床版であった．当時の設計には昭和 39 年に改訂された鋼道路橋設計示方書 1)が用いられており，劣化損傷は現行の

2. 塩害および疲労による劣化過程

道路橋示方書に比して床版厚が薄く，配力鉄筋量が極端に少な

2.1 塩害による劣化過程

かったことに起因している．

コンクリート構造物の塩害による劣化度と使用期間との概略

RC 床版の疲労損傷メカニズムに関しては，これまでに多くの図 5)を図−１に示す．劣化過程は４つの期間に大別される．塩害研究 2)が行われ，輪荷重走行試験による疲労損傷メカニズムの解によるそれぞれの劣化期間についてコンクリート標準示方書

明と疲労寿命予測手法の提案がなされてきた 3)．現在では，床版［維持管理編］5)を基に以下に述べる．

の疲労耐久性を評価する手法として輪荷重走行試験による方法

潜伏期（Ⅰ）：外観上の変状は見られず，鉄筋位置における塩化が一般的となってきたようである．

物イオン濃度が腐食発生限界塩化物イオン濃度に達するまでの

一方，環境化学的な劣化損傷がコンクリート構造物に顕在化期間(tcorr)である．

し始め，東北地方から北陸にかけての日本海沿岸に建設された進展期（Ⅱ）：鉄筋位置における塩化物イオン濃度が腐食発生限

コンクリート構造物では，塩害や二酸化炭素による中性化が原

界塩化物イオン濃度に達し，鉄筋腐食が開始し，腐食生成物の因となってコンクリート内部の鉄筋が腐食し，かぶりコンクリ

膨張によりコンクリートにひび割れが発生するまでの期間(tcr)でートが剥離・剥落するなどの問題が生じている．また，寒冷地

ある．

における凍結融解材の散布が RC 床版の塩害を引き起こす要因

加速期（Ⅲ）：コンクリートにひび割れが発生することにより腐として危惧されている．塩害劣化した RC 床版の疲労破壊に関す食速度が増し，錆汁やコンクリートの剥離・剥落が見られる期

4)

る研究 では，腐食した鉄筋の疲労破断によって耐力が大幅に低間である．

下することが明らかにされており，寿命予測において鉄筋の疲

劣化期（Ⅳ）：ひび割れの進展，ひび割れ幅の増大，錆汁やコン

労破断をも照査する必要がある．

クリートの剥離・剥落により変形の増大や耐荷力の低下が顕著

コンクリート構造物の効率的，かつ，合理的な維持管理を行うためには，精度の高い劣化予測モデルの開発，劣化したコンとなる期間である．
2.2 疲労による劣化過程

クリート構造物の耐荷力・耐久性評価手法の確立，補修・補強

交通荷重の繰返しによる RC 床版の劣化度と使用時間との概の実施時期とその効果を具体化するための補修・補強設計手法

略図 5)を図−２に示す．塩害による劣化過程と同様に４つの期間の確立が必要である．

に大別される．疲労によるそれぞれの劣化期間についてコンク本研究では，塩害劣化を受けた RC 床版の疲労寿命について，

リート標準示方書［維持管理編］5)を基に以下に述べる．

疲労による劣化度

塩害による劣化度

tcorr

tcr

ひび割れ発生
腐食開始
使用期間
進展期

潜伏期

加速期

劣化期

陥没破壊
ひび割れの貫通２方向ひび割れ
へ進展
ひび割れ面
の磨耗
曲げひび割れの発生
潜伏期

図−１ 塩害による劣化過程 5)

進展期

加速期

使用期間
劣化期

図−２ 疲労による劣化過程 5)

潜伏期（Ⅰ）：コンクリートの温度変化や乾燥収縮による体積変ここで，(W / C)は水セメント比である．

化が主桁などによって拘束されるため，橋軸直角方向（主鉄筋式(2)から，C(x, t)が腐食発生限界塩化物イオン濃度に達するま方向）にひび割れが発生し，供用開始後の交通荷重によりひびでの経過時間を求めることができる．コンクリート標準示方書

割れがさらに発生・進展する期間である．

［施工編］6)では，腐食発生限界塩化物イオン濃度を 1.2kg/m3 と進展期（Ⅱ）：橋軸直角方向のひび割れ発生により，床版は等方している．ただし，この値は若干安全側の値であるとされてお性版から異方性版へと変化し，橋軸方向の曲げ剛性低下により，り 7)，実際には構造物の周辺環境条件により異なり，いくらかの

曲げモーメントの負担率が変化するため，橋軸方向にひび割れ

ばらつきを有している．文献 8)の調査結果では，1.88kg/m3 の値が発生する．２方向ひび割れが形成される期間である．

が得られている．

加速期（Ⅲ）：２方向ひび割れの長さ，幅，深さが増し，ひび割れの開閉，こすり合わせが繰返されることによるひび割れ面の3.2 進展期（Ⅱ）
・加速期（Ⅲ）

磨耗が進行する期間である．

(a) 腐食速度

劣化期（Ⅳ）：ねじりモーメントにより，床版上面に発生したひ鉄筋位置における塩化物イオン濃度が腐食発生限界塩化物イ

び割れが下面からのひび割れと連結して貫通ひび割れが形成さオン濃度に達すると，不動態被膜が破壊され，鉄筋腐食が開始れる．また，ひび割れの角落ちが進み，最終的に床版が陥没にする．腐食は鉄筋表面における水分と酸素の溶存により進行す至る期間である．

るため，腐食速度を精度よく推定するためには，周辺の天候状
態や酸素の拡散を考慮する必要がある．

3. 塩害劣化モデル

中川ら 7)は，進展期における電気化学に基づく Faraday の法則

3.1 潜伏期（Ⅰ）

により鉄筋のカソード・アノードの面積比などから腐食ひび割

潜伏期はコンクリート表面から塩化物イオンが内部へと浸透れ発生前の腐食速度を試算し，鉄筋の断面積減少率で表した平し，不動態被膜を破壊するまでの期間である．塩化物イオンの均的な値としてΔ1 = 0.1%/year を提案している．腐食速度は環境

浸透現象は Fick の第２法則に基づいた次式の１次元拡散方程式

条件によって変動するため，文献によってその値にばらつきがにより表されるものと仮定される．

見られる．例えば，Stern-Geary ら 9)の分極抵抗法の基本式による

∂C
∂ 2C
= Dc
∂t
∂x 2

(1)

この１次元拡散方程式の解は次式のように表される．



x

  + C ( x,0)C ( x, t ) = C 0 1 − erf 

 

2
D
t
⋅
c




と，腐食速度は 11.6μm/year となる．
鉄筋腐食の進行により，腐食生成物が体積膨張すると，コンクリートにひび割れが発生し，ひび割れから水分や酸素が容易に浸入することができるため，鉄筋の腐食速度はさらに速まる．

(2)

中川ら 7)は，既往の調査結果 10)から，ひび割れ発生後の腐食速度
を鉄筋の断面積減少率から求め，平均的な値として，Δ2 =ここで，C(x, t)はコンクリート表面からの深さ x (cm)，塩化物

0.35%/year を提案している．また，この腐食速度はかぶり深さにイオンの浸透開始からの経過時間 t (year)における塩化物イオン

関係なくほぼ同程度の値であると判断されている．
Δ1 と同様に，

3

濃度 (kg/m )，C0 はコンクリート表面における塩化物イオン濃度

腐食速度は環境条件によって変動するため，文献によってその(kg/m3)，Dc は塩化物イオンの拡散係数 (cm2/year)，C(x, 0)は初期値にばらつきが見られる．

3

含有塩化物イオン濃度 (kg/m )，erf (･)は誤差関数である．

(b) 腐食ひび割れ

コンクリート表面における塩化物イオン濃度は，コンクリー

加速期には，腐食生成物の体積膨張により，腐食ひび割れがト標準示方書［施工編］6)に与えられている．また，塩化物イオ

発生・進展する．ひび割れの発生パターンはかぶり深さに影響

ンの見掛けの拡散係数は，コンクリート標準示方書［施工編］6)

し，Bazant11)は図−３に示すように，かぶり深さが 1.0in (25.4mm)に普通ポルトランドセメントを使用した場合として，次式が提以下の場合，内部ひび割れは八の字状に発生し，1.25in (31.8mm)

案されている．

以上であれば，内部ひび割れは鉄筋に沿ってほぼ水平に発生す
2

log Dc = −3.9(W / C ) + 7.2(W / C ) − 2.5(3)

るとしている．高岡ら 12)は鉄筋の発錆量（腐食量）とコンクリ

1.4(a) かぶり深さが

付着強度比

1.2

(b) かぶり深さが1in (25.4mm)以下の場合

1.25in (31.8mm)以上の場合

1
0.8
0.6
0.4
0.2

図−３ ひび割れ発生パターン 11)

0
0

2

4
6
腐食減量率 (%)

ート表面のひび割れ幅とが直線関係にあることを明らかにし，
12)10

図−４ 腐食減量率と付着強度比の概略図

かぶり深さとひび割れパターンとの相関性を実験的に検討して
11)

8

13)

いる．Bazant ，高岡ら ，横田ら の研究から，一般的な RC
床版に適用される鉄筋径（20mm 程度），かぶり深さ（>30mm 程

ここで，P0 は基本輪荷重 (N)，Psx ははり状化した RC 床版の度）であれば，コンクリート表面にひび割れの発生が認められ

主鉄筋断面に関する押抜きせん断耐荷力 (N)，N は繰返し回数，た段階で，内部の腐食ひび割れは鉄筋に沿って水平に発生してB ははり幅 (mm)，xm は主鉄筋断面の中立軸深さ (mm)，Cm は引いる場合が多いとされている．

張側主鉄筋のかぶり深さ (mm)，b は配力鉄筋方向の輪荷重接地(c) 鉄筋とコンクリートとの付着

幅 (mm)，dd は配力鉄筋断面の有効高さ (mm)，f ’c はコンクリー

日本コンクリート工学協会「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 14)には，鉄筋腐食による付着強

トの圧縮強度 (N/mm2)，fv はコンクリートのせん断強度 (N/mm2)，
ft はコンクリートの引張強度 (N/mm2)である．

度への影響に関する既往の研究成果がまとめられており，それらを参考に，腐食減量率（鉄筋の腐食量と健全な鉄筋の重量，

4.2 等価繰返し回数あるいは，鉄筋径との比）と付着強度比との関係は，図−４にマイナーの線形累積被害則によれば，種々の変動荷重 Pi が概略図を示すように，腐食減量率 1〜3%程度の小さい範囲におそれぞれ Ni 回作用した時，荷重 P0 を基本荷重として換算した等

いて付着強度比が 1.0 を上回り，その後，ほぼ線形的に付着強度

価繰返し回数は次式で表される．

は低下する．腐食減量率 6.5%で付着強度は 25%低下するという
N eq =の低下を考慮するためには，付着劣化をモデル化した FEM 解析などの手法が必要となるため，本研究では，付着劣化のモデル

mn

結果も得られている 14)．腐食の進行に伴った経時的な付着強度

 Pi 
  NiP 
i =1  0 

∑

(10)

ここで，m はＳ−Ｎ曲線の傾きの逆数である．

化は行わず，単に，腐食減量率が 1.5%に達した時にはすでに鉄RC 床版上を走行する交通荷重は変動が大きく，その変動因子

筋に沿った水平ひび割れが発生しているとし，次章で述べる RC

は荷重の大きさ，通行位置である．実測された交通荷重の通行

床版の押抜きせん断耐荷力の算定式(6)においてかぶりコンクリ

位置および大きさは，図−５15)および図−６15)に示すような分布ートの寄与を無視することにした．

にて表すことができる．ただし，総通行回数は 43,000 回/日と仮定した．これらの実測値がある確率密度関数で表されるならば，

4. 床版の疲労劣化モデル

これらのデータを用いて，交通荷重の等価繰返し回数は次式で4.1 Ｓ−Ｎ曲線

求められる 16)．

輪荷重走行試験機による RC 床版の疲労実験結果 3)から，RC

N eq = (1 + i ) m C1 ⋅ C2 ⋅ N T

床版が最終的に押抜きせん断破壊するまでの寿命は次式に示す
Ｓ−Ｎ曲線によって予測される．

β Q

m

P max 

m

∫

C1 =

乾燥状態
P 
log 0  = −0.0784 log N + log 1.52
 Psx  x  f ( x)dxα  Q0 

(11)

(12)

(4)
C2 =

湿潤状態

∫

0

P
  f ( P )dP
P 
 0

(13)

 P 
log 0  = −0.0784 log N + log 1.23
 Psx (5)

Psx = 2 B ( f v xm + f t Cm )(6)の大きさに関する値，NT は交通荷重の総通行回数，i は衝撃係数，

B = b + 2d d

(7)

Qx は着目点における交通荷重 P によって主鉄筋断面に発生する

f v = 0.656 f c'

0.606

f t = 0.269 f c'

2/3

ここで，C1 は交通荷重の通行位置に関する値，C2 は交通荷重

せん断力，Q0 は基本荷重 P0 によって主鉄筋断面に発生するせん(8)

断力，αおよびβは通行位置の最小値および最大値，f (x)は通行位置に関する確率密度関数，f (P)は交通荷重に関する確率密度関

(9)

数である．

1

確率密度 f (a )

0.8
0.6

走行車線

600 1000µ=2.3mσ=0.447m
aは右側レーンマーク
から左タイヤ中心まで
の距離

950

3250
1750

追越車線

550 9503250
1750

1000 600
550

0.4
0.2
0
3

2

1

1025

0

3@2550=7650

a (m)
300

250

3.0E+06
総通行回数 43,000回/日
2.0E+04
1.5E+04

150 150

1.0E+04

主鉄筋断面(D16)

5.0E+03(b) S43RC 床版断面図

0.0E+00

1.5E+06

125 125

配力鉄筋断面(D13)

250
80

90

80

90

200

250

200

100 120 140

1.0E+06

5.0E+05

54 82 54190

40 110 40
190

通行回数 (回/year)

2.0E+06250

30 100 30160

図−５ 通行位置分布 15)

2.5E+061025(a) 鋼道路橋一般図

44 72 44160

4

125 125

0.0E+00
10

20

30

40

50

60

70

100

120

輪荷重 (kN)

図−７ 対象とした鋼道路橋の一般図と床版断面0.4成図を図−７に示す．本論文では，昭和 43 年および昭和 46 年に通達された，「鋼道路橋の床版設計に関する暫定指針（案）」および「鋼道路橋の鉄筋コンクリート床版の設計」により断面を決定した．これらの通達は，設計活荷重曲げモーメント式の変更，それに伴う配力鉄筋量の変更である．交通荷重の通行位
置が図−５に示される分布であると仮定し，通行位置の最頻値

M/P (m/m), S/P (1/m)

5. 疲労寿命予測
本研究にて対象とした鋼道路橋の一般図と RC 床版の断面構

0.2
0
-0.2
Mx/P

-0.4

My/P

-0.6

Sx/P

-0.8
3.5

3

2.5

2

1.5

a (m)

（分布の期待値：a=2.3m）に大型車（１輪荷重：P = 100kN）を載荷したとき，主鉄筋断面に作用するせん断力が最大値となる配力鉄筋断面(D13)(c) S46RC 床版断面図

図−６ 年交通荷重の輪荷重分布 15)

5.1 対象ＲＣ床版

100 100

主鉄筋断面(D16)140

図−８ 着目点に関する影響線

位置を押抜きせん断疲労破壊に関する着目点とした．ただし，走行車線のみに載荷した．その結果，着目点は主桁上フランジ

5.2 諸数値の設定と条件の設定

幅およびハンチ幅を考慮して，走行車線の右側レーンマークか

寿命予測のための諸数値を表−１に示す．パラメータは，汀

ら 1.94m の位置とした．同様にして，通行位置の最頻値に大型線からの距離および鉄筋の腐食速度である．本研究では，RC 床車を載荷したとき，曲げモーメントが最大となる位置を鉄筋破版の劣化原因が塩害による鉄筋の腐食および交通荷重による劣断に関する着目点（走行車線の右側レーンマークから 2.42m の化とする．また，鉄筋の腐食は，塩化物イオンの浸透による不位置）とした．着目点に関する影響線（Mx：主鉄筋断面に作用

動態被膜の破壊により発生すると仮定する．

する単位長さ当りの曲げモーメント，My：配力鉄筋断面に作用

進展期における鉄筋の腐食速度は比較的小さいが，既往の研する単位長さ当りの曲げモーメント，Sx：主鉄筋断面に作用する究結果 17)より，進展期は潜伏期に比べて期間が短いことから，単位長さ当りのせん断力）は図−８となる．ただし，大型車の潜伏期からすぐさま加速期へ移行するものと仮定する．そこで，通行位置をレーンマーク内に限定すると，通行位置分布は a =交通荷重による曲げひび割れが早期に発生しているとし，潜伏1.75〜3.25m の範囲となり，図−８はその範囲内における影響線

期以降の腐食速度（断面積減少率）を，平均的な値とされるΔ2 =である．

0.35%/year7)と，より過酷な環境にあることを想定して，その２

表−１ 寿命予測のための諸数値
2

表−２ 疲労寿命結果

24
65
25
1.2
0.35, 0.70300500

圧縮強度 (N/mm )水セメント比 (%)
ヤング係数 (kN/mm2)
腐食発生限界濃度 (kg/m3)
腐食速度 (%/year)
2

鉄筋の降伏応力 (N/mm )鉄筋の引張強度 (N/mm2)

床版

腐食速度
(%)

押抜きせん断

0.35
0.70
0.35
0.70

18.14
14.86
65.19
44.40

S43床版
S46床版

疲労寿命 (year)
主鉄筋
配力鉄筋

37.10
25.08
93.16
52.37

43.09
28.79
103.9050.2250
腐食開始までの時間 (y ear)3160

経過時間 (year)

140
120
100
80
60
40

Cth=1.2kg/mm
40

かぶり40mm2

f'ck=24N/mm

30

かぶり30mm
20
10
0

20

0

0.2

0

0.4

0.6

0.8

1

1.2

汀線からの距離 (km)

0

5

10

15

20

25

30

図−10 鉄筋腐食開始までの時間（主鉄筋）

腐食減量率 (%)

食による断面厚さ，r は孔食半径，N は繰返し回数である．

図−９ 腐食減量率と経過時間

腐食鉄筋の断面形状は複雑であり，そのため，腐食量と孔食倍のΔ2 = 0.70%/year を用いて検討する．腐食減量率と経過時間半径に関するデータを得るのが困難である．そこで，本研究でとの関係は図−９のようである．

は，
文献 18)にて提案されている安全側の評価となる孔食半径 r =腐食鉄筋の膨張によるコンクリートのひび割れは，上述した

4.5mm を用いることにする．また，腐食鉄筋の亀裂伝播寿命は腐食減量率が 1.5%に達した時とし，コンクリート内部の腐食ひ

初期欠陥亀裂を 0.035mm に設定して算出する．計算方法の詳細

び割れパターンは鉄筋に沿って水平に発生すると仮定するが，は文献 18)を参照されたい．変動応力は 5.1 に述べた曲げモーメ

腐食による鉄筋とコンクリートとの付着すべりの影響は考慮しントが最大となる位置を鉄筋破断に関する着目点とし，薄板理ない．

論により求められる曲げモーメント値と引張側コンクリートを

コンクリート表面における塩化物イオン濃度はコンクリート

無視した断面２次モーメントを用いて計算した．

6)

標準示方書［施工編］ の値を用いる．また，式(2)中の初期含有
塩化物イオン濃度はゼロとする．

5.3 寿命予測結果

まず，引張鉄筋位置における塩化物イオン濃度が腐食発生限3

一例として，対象橋梁が汀線から 0.25km の距離にあるとした

界塩化物イオン濃度である Cth = 1.2kg/m に達する時間，すなわ

場合について，押抜きせん断疲労破壊および鉄筋疲労破断の両ち，腐食開始までの時間を式(2)および式(3)より求めた結果を図方から RC 床版の寿命予測を行った．図−11 の縦軸は，ある経−10 に示す．この時点から鉄筋腐食が開始すると仮定する．潜過時間における RC 床版の劣化状態を考慮してＳ−Ｎ曲線から伏期からすぐさま加速期へ移行するものと仮定すると，押抜き求めた疲労寿命 Nf とその経過時間までに累積された等価繰り返

せん断耐荷力算定式(6)において，腐食ひび割れが発生すると仮し回数 Neq との比を対数値で示した．本研究では，Log(Nf / Neq)

定した鉄筋の腐食減量率 1.5%までは引張鉄筋位置におけるかぶがゼロを下回る時の経過時間が RC 床版の寿命であるとした．表りコンクリートの剥離抵抗を考慮し，1.5%以上では引張鉄筋に−２に示す疲労寿命から，本研究で検討したケースにおいて，沿った水平方向の腐食ひび割れ発生により剥離抵抗を無視する．

対象 RC 床版では押抜きせん断型の疲労破壊が先行することにまた，押抜きせん断疲労寿命は，式(4)および式(5)より求まる乾より寿命を迎える結果となった．S43 床版は早期に疲労破壊し，S46 床版の疲労寿命は S43 床版に比べて延びるものの，腐食速度燥状態および湿潤状態の疲労寿命の平均値とする．
鉄筋の疲労寿命は，守分ら 18)が提案している，腐食した鉄筋の違いが寿命に強く影響することが分かる．

（断面減少や孔食を有する）に亀裂が発生するまでの疲労寿命と亀裂が発生して鉄筋が破断するまでの亀裂伝播寿命の和より算出する．亀裂発生寿命を次式 18)により算出できる．
  D − r  3   D 
3.15 × 10 3
 × ∆σ = ×
2 + 
N 0.117  D    D − r 

6. まとめ本研究では，塩害により劣化した RC 床版の疲労寿命を限られた仮定に基づいてシミュレーションを行ったが，事例との比較(14)

ここで，Δσは変動応力，D は公称直径，あるいは，平均腐を行うには至っていない．現段階では，塩害を受けた RC 床版の疲労寿命に与える破壊性状の影響度について検討を行った．結果をまとめると次のようである．

2

1

1

0

0

Log(Nf /Neq )Log(Nf /Neq )

2

-1
-2
押抜きせん断
主鉄筋
配力鉄筋

-3
-4
0

20

40

-1
-2
押抜きせん断
主鉄筋
配力鉄筋

-3
-4
60

80

100

120

140

0

160

20

(a) S43 床版（腐食速度：0.35%/year）

60

80

100

(b) S43 床版（腐食速度：0.70%/year）
3

4
押抜きせん断主鉄筋
配力鉄筋

2

押抜きせん断主鉄筋
配力鉄筋

2

Log(Nf /Neq )3

Log(Nf /Neq )40

経過時間 T (year)

経過時間 T (year)

1
0
-1

1
0
-1

-2

-2

-3
0

20

40

60

80

100

120

140

160

経過時間 T (year)(c) S46 床版（腐食速度：0.35%/year）

0

20

40

60

80

100

経過時間 T (year)(d) S46 床版（腐食速度：0.70%/year）

図−11 寿命予測結果（汀線から 0.25km の距離にある RC 床版）
昭和43 年および昭和46 年の通達を基に設計した対象RC 床版について，塩害による鉄筋腐食，ひび割れを考慮し，押抜きせん断疲労破壊および鉄筋疲労破断の両方から疲労寿命を予測した結果，対象 RC 床版では，押抜きせん断疲労破壊が先行すると予測され，S43 床版は早期に疲労破壊し，また，S46 床版も押抜
きせん断疲労破壊するとなった．本研究では，腐食によって断面積が減少した鉄筋とコンクリートとの付着劣化の影響を詳細に考慮していないため，これらの影響を考慮することによって疲労寿命がさらに低下することが予測される．また，主桁間隔などの橋梁構造の違いが疲労破壊に及ぼす影響についてもパラ
メトリックに検討する必要がある．さらに，諸数値のばらつきを考慮した確率論的アプローチが重要であり，今後も継続的な検討と事例の収集を行っていく予定である．
【参考文献】
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17) 日本コンクリート工学協会：コンクリート構造物の構造・耐久設計境界問題研究委員会報告書，1997.
18) 守分敦郎，長滝重義，大即信明：塩害を受けた鉄筋コンクリ
ート部材の疲労寿命の推定法に関する研究，コンクリート工学論文報告集，Vol.18，No.2，pp.1529-1534，1996.