四国電力，四国電力送配電，四国総合研究所
研究期報119 (2023年12月) 12－28

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた
余寿命診断に関する研究（その１）㈱四国総合研究所
土木技術部
四国電力㈱ 土木建築部（現：経営企画部）

キーワード：

塩害劣化
劣化進行予測鉄筋腐食

Key Words：

野村
廣瀬

悠太
文明

Salt damage deterioration
Deterioration progression prediction
Reinforcing steel corrosion

Research on remaining life diagnosis based on long-term utilization evaluation technology for concrete structures(Part 1)
Shikoku Research Institute, Inc., Civil Engineering Department
Yuta Nomura
Shikoku Electric Power Co.,Inc., Civil Engineering And Architecture Dapartment
Fumiaki Hirose

Abstract
This paper reports on the reinforcing steel corrosion evaluation formula that was studied to predict the progress ofsalt damage deterioration of concrete structures in order to appropriately diagnose the remaining life of coastal
concrete structures that have progressed to deteriorate due to salt damage.
The purpose of this study is to quantify various factors that affect the amount of reinforcing steel corrosion. The
apparent diffusion coefficient of chloride ion penetration, reinforcing steel corrosion rate, amount of reinforcing steel
corrosion, etc. were considered as the main factors at each stage of the salt damage deterioration process, andmethods for calculating each factor were investigated. In conducting this study, we measured the actual progress ofcorrosion of reinforcing steel through long-term exposure tests. From the experimental results, we extracted various
factors that influence the progression of reinforcement corrosion, and by using neural network analysis to learn therelationship between influencing factors and reinforcement corrosion, we constructed and quantified a prediction
formula for the progression of deterioration.

－ 12 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）1.はじめに沿岸部コンクリート構造物は，高経年化が進んでおり，一部では塩害劣化が顕在化している。こ
うした中，設備流用の可否判断など，コンクリー
ト構造物に適した長期活用評価技術の構築が求められている。コンクリート構造物の適切な余寿命診断のためには，塩害劣化進行の正確な予測が必要であり，本稿では，コンクリート構造物の塩害
劣化進行を予測するために検討した鉄筋腐食評価式等について報告する。
2.塩害劣化進行予測手法の構築に関する検討
塩害劣化進行は，一般的に鉄筋腐食量の増加によって評価される。本稿では，鉄筋腐食量に影響する様々な要因を定量化することを目的としている。主な要因を以下に示す。また，各要因を考慮
図2

した塩害劣化進行過程を図 1 に示し，次項以降で塩化物イオン濃度分布例

各要因の算定方法等について述べる。
おおよそ 2cm×5～6 スライスで塩化物イオンが①潜伏期における塩化物イオン浸透の見かけの浸透していないコンクリートの初期塩化物イオン

拡散係数②鉄筋腐食が始まる塩化物イオン濃度

濃度と考えられる一定値となっていることが分か③進展期における鉄筋腐食速度る。ただし，コンクリート品質のばらつきや 40 年

④腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量

超の長期経年後の場合，あるいは非常に厳しい環⑤加速期における鉄筋腐食速度

境条件下での検討の場合には，さらに深くまで分⑥劣化期と判断する鉄筋腐食量（鉄筋断面減少率）

析する必要性がある。
表面近傍の塩化物イオン濃度は，図 2 上に示す

潜伏期

鉄筋腐食量

t0

加速期

進展期

t1

鉄筋腐食開始ように，濃度は相対的に小さくなる場合が多い。

t0：塩化物イオンの浸透 …①

経年による塩化物イオンの溶脱，中性化による塩

t1：腐食発生限界塩化物イオン濃度 …②t2t3

腐食によるひび割れ発生

t4

構造物として耐力低下

図1

劣化期

t2：腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量 …③④
t3：腐食ひび割れモードと進展 …④⑤
t4：鉄筋断面減少率 …⑥化物イオンの深部への移動が原因であるが，図中の実線に示されたように，回帰曲線が合っていな
い。一般的には，図 2 下に示したように，表面部の塩化物イオン濃度を省いて回帰する場合が多い。

塩害劣化進行過程

2.1 潜伏期における塩化物イオンの浸透(2)潜伏期(1)塩化物イオン濃度分布

鉄筋腐食による塩害劣化進行において，潜伏期

図 2 上は，経年 40 年のコンクリート桟橋から採は，コンクリート表面から塩化物イオンが浸透し，取したコア表面から 2cm×8 スライスを分析した

拡散現象によって鉄筋まで到達する期間である。

塩化物イオン濃度分布である。

(3)見かけの拡散係数
コンクリート内への塩化物イオン浸透は，拡散現象として考える。塩化物イオンの拡散現象は，濃度勾配を起動力(C/x)として，さらに経時変化(C/t)を考慮したフィックの拡散方程式としている。

－ 13 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）J = −D∂C ∂  ∂C = D∂t ∂x  ∂x 

∂C
∂x

∂C
∂ 2C
= Dc 2∂t∂x

2.2 腐食発生限界塩化物イオン濃度
腐食発生限界塩化物イオン濃度は，潜伏期から

C
Dc
xt ： 時間進展期へ移行する時期にあたり，非常に重要な値である。しかし，腐食開始の定義が定性的であり，電気化学的に腐食反応が開始される時期か，ある

この拡散方程式における Dc が見かけの拡散係数

いは腐食生成物が実際に生じ始める時期か等の具である。コンクリート内部の塩化物イオン拡散係体的な定義付けを伴わないため，各機関および研数を直接測定しておらず，塩化物イオン濃度分布

究者によって様々な値が提示されている。

から拡散方程式の解を回帰することで Dc を求める

本稿においては，2018 年版のコンクリート標準

ため，見かけの拡散係数と呼ばれる。本稿では，

示方書［維持管理編］ 3)に示されている 2.0kg/m3

拡散係数の初期値条件と境界条件をいくつか想定を採用している。

して解かれた式(1)（回帰式）を用いて見かけの拡
散係数を定める。

2.3 進展期における鉄筋腐食速度〇コンクリート表面の塩化物イオン濃度が一定の場合

本稿においては，長期間にわたる暴露実験によ

1)って実際の鉄筋腐食進行を測定し，その実験結果

 x C ( x, t ) = C ′ + C0 1 − erf  2 D t 

t 


から，鉄筋腐食進行に影響する様々な要因を抽出，各要因と鉄筋腐食の関係をニューラルネットワー… 式(1)

ク解析に学習させて，影響要因と鉄筋腐食速度の関係を定量化した。
(1)鉄筋コンクリート供試体の屋外暴露実験(a)供試体(4)拡散係数の経時変化

外部から塩化物イオンが侵入してくる海洋環境

通常，見かけの拡散係数は，対象構造物の竣工下にある鉄筋コンクリート構造物を想定して，図後，数年あるいは数十年後の調査によって得られ4 のような供試体を 2 体用意した。供試体の外形る値である。よって，調査時における値であり，寸法は 400×550×300mm の直方体である。かぶり

コンクリートの水和反応による緻密性の長期変化

20 および 40mm の位置にそれぞれ鉄筋（SD295A，

や塩化物イオンの拡散状態の変化等は考慮していD13，長さ 200mm）を 2 本(A および B)とステンレない。

ス丸鋼（SUS304，φ13，長さ 200mm）を 1 本配置し

竹田ら 2)は，竣工後の比較的初期段階におけるた。鉄筋 A はステンレス丸鋼との間のマクロセル

見かけの拡散係数の経時変化について提案してい腐食電流を常時計測するための鉄筋であり，鉄筋る。本稿では，経時変化の変化率について，上記

B は単独での腐食で自然電位を常時連続計測する-0.54を採用して，対象構造ための鉄筋である。その他，外部からの塩化物イ

-0.54

を乗じた

オンの侵入状況等をモニタリングする目的で，コものを，塩害劣化進行予測を計算する際の見かけ

ンクリートの電気抵抗（分極抵抗）を測定するたの拡散係数とする（図 3）。

めに，市販の導電率測定用電極および図 4 に示す

研究の飛沫帯における t

物の調査時の見かけの拡散係数に tような 2 本のステンレス線からなる電極を埋め込んだ。また，コンクリート内の温度を測定するために熱電対(表面から 2，4，7cm の位置)も埋め込んだ。
表 1 にコンクリート配合およびフレッシュコン
クリートの性状を示す。
(b)暴露条件
コンクリートを打設した後の養生条件，暴露条
図3

拡散係数の経時変化に関する研究2)

件を表 2 に示す。供試体側面は材齢 30～60 日の間－ 14 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）でエポキシ樹脂塗装を施し，60 日以降，供試体上②自然電位
鉄筋 B を電位差計の+端子に，銀/塩化銀照合電

面は蓋をした状態で屋外に暴露した。

極を－端子にそれぞれ接続した時の電位差計の指示値を連続計測した。なお，測定値は 25℃での銅/
硫酸銅照合電極に対する値に換算した。
③分極抵抗(ⅰ)鉄筋 A
鉄筋 A とステンレス棒を外部で繋いだ状態で，これらを試料極として，チタンメッシュ(対極)と銀/塩化銀照合電極をコンクリート表面に配置した状態で，自然電位を測定するとともに，100kHzから 10mHz までの周波数範囲（測定周波数点数 4点/dec）で交流インピーダンスを測定して分極抵抗を求めた。
(ⅱ)鉄筋 B
鉄筋 B のみを試料極として，鉄筋 A の場合と同
図4
表1

水セメント比
W/C
(％)

細骨材率
s/a
(％)

8±2
(15.6)

48

44.9

不明
(5.8)

④導電率

コンクリート配合および実測値

粗骨材
スランプ 空気量
最大寸法
(cm)
(％)
(mm)

20

様な方法で分極抵抗を求めた。

暴露実験用鉄筋コンクリート供試体
単位量（kg/m3)
水W

セメント 細骨材
C
S

172

359

粗骨材

762

G

952

AE減水剤
(kg/m3)

3.59

4.3

コンクリート中に埋め込んだものであり，専用の計測器を用いて導電率を測定した。

( )値は実測値

表2

水溶液の導電率を計測するための市販の電極をAE剤(kg/m3)⑤コンクリート抵抗No.1，No.2 供試体の養生・暴露条件
材齢（日）
0～60
（室内）

No.2供試体

図 5 に示す 2 本のステンレス電極間で 100k Hz

厚手の布を被せ，乾かないように
定期的に散水．（湿空養生）から 100mHz までの交流インピーダンス測定結果

No.1供試体

60～247（屋外）

供試体上面に水道
水を貯留

247日以降（屋外）

供試体上面に10％NaCl水溶液を貯留

を複素平面表示した時に実数軸を横切る(虚数値が 0)時の値をコンクリート抵抗とした。

供試体上面に10％NaCl水溶液を貯留

表3

測定項目および測定概要

図5

塩化物イオン検出用電極(c)測定項目および測定方法
コンクリート中の鉄筋の腐食状況を直接評価するものとして，①マクロセル腐食電流，②自然電位，③分極抵抗を，また，腐食状況を直接評価するものではないが，コンクリート環境下での鉄筋の腐食性を評価する指標として，④導電率，⑤コンクリート(モルタル)抵抗を，さらに⑥外気温，⑦コンクリート内部温度をそれぞれ計測した。それぞれの測定頻度および測定開始時期を含めて表3 に示す。代表的な測定項目の測定方法について
以下に述べる。
①マクロセル腐食電流
鉄筋 A と，それと対向するステンレス丸鋼とを外部で無抵抗電流計を介して接続した時の電流計の指示値を連続計測した。

－ 15 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）以下にまず，供試体コンクリート打設後，約 6
年 6 ヶ月間の各測定項目の測定結果を以下に示す。
40

気 温 To (℃)

30

自然電位 Ecorr （mV vs CSE, 25℃）

100(d)測定結果と考察

No.1：かぶり4cm

0
-100
-200
-300
No.1：かぶり2cm

-400
-500

No.2：かぶり4cm-600

No.2：かぶり2cm

-700
0

20

500

1500

2000

2500

暴露期間 t (日)

図 10

10

10

0
0

500

1000

1500

2000

2

暴露期間中の気温の変化

20

No.1：かぶり4cmは0μA
No.1：濃度10%NaCl水溶液貯留

No.2：濃度10%NaCl水溶液貯留

No.1：
かぶり2cm

計測日:'98.11.9～'05.4.20

15

No.2：
かぶり2cm

No.1：かぶり2cm

10 2

10
No.2：かぶり2cm

1

No.2かぶり2cm、ｺｱ抜き

10

No.1：かぶり4cm

10 3
分極抵抗 Rp (KΩ・cm )図6

No.1：水道水を貯留

自然電位（鉄筋 B）

4

2500

暴露期間 t (日)マクロセル腐食電流 Im (μA)

1000

No.2：かぶり4cm

10 -1

No.2：
かぶり4cm

0

500

1000

1500

2000

2500

暴露期間 t (日)

図 11

5

分極抵抗（鉄筋 B）

10
0
500

1000

1500

2000

暴露期間 t (日)図7

マクロセル腐食電流100
No.1：かぶり4cm

自然電位 Ecorr (mV vs CSE,25℃)

No.1：かぶり2cm

2500
抵抗率(比抵抗) Rr (Ω･m)

0

0
-100

No.1：かぶり4cm

1

No.2：かぶり2cm

No.2：かぶり4cm-200
No.1：かぶり2cm

-300

10 -1
0

-400

500

1000

1500

2000

2500

暴露期間 t (日)

-500

図 12

-600

No.2：かぶり2cm

-700
0

500

導電率から求めた抵抗率（比抵抗）No.2：かぶり4cm

1000

1500

2000

10

2500

2

分極抵抗 Rp (KΩ・cm )10 4

自然電位（鉄筋 A）

No.1：かぶり4cm

10 3

10

コンクリート抵抗 Rc (KΩ)

暴露期間 t (日)図8

No.1：かぶり2cm

1

No.1：かぶり2cm
No.1：かぶり4cm
No.2：かぶり2cm
No.2：かぶり4cm

2

10 -1
0

10

500

1000

1500

2000

2500

暴露期間 t (日)No.2：かぶり2cm

No.2：かぶり4cm

図 13

1

10 -1
0

500

1000

1500

2000

次に，図 11 に示す鉄筋 B の分極抵抗 Rp（Ω・2500

暴露期間 t (日)図9

分極抵抗（鉄筋 A）

分極抵抗測定時のコンクリート抵抗cm2）から，Stern－Geary の式より腐食電流密度
Icorr（A/cm2）を求めた。

I corr =－ 16 －K
Rp

ここで，K：定数，K=0.026（V）

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

さらにファラデーの第 2（電気分解）法則から，

見かけの拡散係数 D と表面塩化物イオン濃度 C0

年間あたり単位面積あたりの腐食速度に換算した。

を用いて，両値共に初期から一定と考えた場合のこれは鉄筋全表面積あたりの平均腐食速度である。

各供試体におけるかぶり 2，4cm での塩化物イオン22

なお，1（μA/cm ）は 9.1（mg/cm /年）に相当す

濃度の経時変化を図 16 に示す。時間の経過と共にる。図 14 に鉄筋 B の腐食速度の経時変化を示す。

塩化物イオン濃度が増加している。かぶり 2，4cm

10での塩化物イオン濃度と時系列を合わせた腐食速

3度を図 17 に示す。塩化物イオン濃度が 1～3kg/m3

10

2

10

1

10

0

程度になると腐食開始し，温度変化による腐食速

2

腐食速度 Δ （mg/cm /年）

No.2（2㎝）

No.2（4㎝）度の周期的変化以外に，塩化物イオン濃度増加にともなう腐食速度の増加が見られる。濃度増加がNo.1（2㎝）

腐食速度に直接影響すること 4~6)以外に，鉄筋表面-110No.1（4㎝）での腐食範囲増加が結果的に腐食速度増加となっ

-2

10

0

500

図 14

1000
1500
経過日数 t （日）

2000

2500

たことが考えられる。塩化物イオン濃度と腐食速

鉄筋 B の腐食速度の経時変化度には高い相関がある。
3①気温およびコンクリート温度

塩化物ｲｵﾝ濃度 CC （kg/m ）15

図 6 に示した温度と図 14 に示した腐食速度を比較すると，1 年サイクルで夏場をピークとした同様な変化をしている。このことから，腐食速度
は気温さらにはコンクリート温度の影響を大きく受けていることが分かる。
②塩化物イオン濃度

供試体
No.1
No.2

10

D

C0

（cm2/sec） （kg/m3）
12.44
1.75×10-8
12.56
9.58×10-8

No.2（2㎝）

No.2（4㎝）

5No.1（4㎝）
No.1（2㎝）0

実験では，コンクリート中の塩化物イオン濃度0500を調べるために供試体からコア採取し，深さ 12cm
までの塩化物イオン濃度分布（全塩分）を求めた。

1000

1500

2000

2500

経過日数（日）
経過日数 t

図 16

かぶり位置での塩化物ｲｵﾝ濃度経時変化

図 15 に No.1 および No.2 供試体の 5.81 年および
50

40

2

分布を示す。初期含有塩化物イオン濃度 0 として，腐食速度 Δ （mg/cm /年）

4.33 年後のコンクリート中の塩化物イオン濃度
これらのデータをフィックの拡散方程式の解（図15 中の式）に近似して求めた塩化物イオンの見かけの拡散係数 D と表面塩化物イオン濃度 C0 を図 15
中に示す。

20
No.1(2cm)
No.1(4cm)

10No.2(2cm)
No.2(4cm)

3

塩化物ｲｵﾝ濃度 CC (kg/m )

15

30

供試体
○(No.1)△(No.2)10Dｔ（cm2/sec） （kg/m3） （年）
12.44
5.81
1.75×10-8
-8
12.56
4.33
9.58×10C( x , t ) = C0 (1 - erf

5

0

C0

0

1

図 17

x
)
2 Dt

2

3
4
5
6
7
8
塩化物イオン濃度 C （kg/m3）910

塩化物イオンと腐食速度の関係③見かけの拡散係数
図 17 に示したように，塩化物イオン濃度が同程度でも No.2 供試体に比べて No.1 供試体の腐食速

0
0

5
10
ｺﾝｸﾘｰﾄ表面からの深さ XX (cm)

図 15

塩化物イオン濃度分布15度は小さい。これは，No.1 供試体コンクリートの塩化物イオンの見かけの拡散係数が小さいためと思われる。
見かけの拡散係数の違いは，コンクリートの緻－ 17 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）密度の差などの品質を表していると考えられ，コ(b)相関関係の検討

ンクリート品質の違い，つまり見かけの拡散係数①ニューラルネットワークの違いが腐食速度に大きく影響を与えている。

腐食速度に直接影響を与える因子と考えられる
コンクリート温度と鉄筋位置での塩化物イオン濃(2)腐食速度推定式の検討
暴露実験結果を用いて，劣化進行過程の進展期

度の 2 因子と腐食速度の関係を定量化するために，および加速期の鉄筋腐食量の予測に必要な腐食速

暴露実験結果から得られたデータを元に，非線形度を算定する方法を検討した。

回帰手法であるニューラルネットワーク解析を行

なお腐食速度の算定には，海岸近くに造られたった。
図 19 に解析した階層構造を示す。学習に使用しコンクリート構造物に対する環境に近いと思われる No.2 供試体（2 ヶ月のコンクリート養生後，すたデータは，暴露実験結果の内，No.2 供試体の鉄ぐに NaCl 貯留を開始した）のデータを用いた。

筋 B（かぶり 2，4cm）のデータを採用した。ニュ(a)影響する因子の抽出

ーラルネットワーク解析による学習は，バックプ

図 14 より，外気温によるかぶり位置のコンクリ

ロパゲーション法により行い，学習回数 2000 回，

ート温度の変化が腐食反応に影響すること，図 17

学習率 0.01 とした。コンクリート温度 T は，実験より，塩化物イオン濃度により腐食速度も変化す

結果のデータを使用した。鉄筋位置での塩化物イることが分かった。塩化物イオン濃度の上昇は，オン濃度は，実験結果にデータがないため，採取

鉄筋表面の腐食範囲を拡大し，その結果が腐食速コア試験から求められた見かけの拡散係数，表面度の増大となっていると思われる。また，暴露供塩化物イオン濃度から算定した。具体的には，見試体製作時の水セメント比は同じでも，養生や暴かけの拡散係数は，図 3 に示す竹田ら 2)の研究を

露条件により，塩化物イオン濃度分布から求めら

参考に，コア採取時点（4.33 年経過）での見かけれる見かけの拡散係数は違っていた。この見かけの拡散係数 D=9.58×10-8（cm2/sec）を元に経時変の拡散係数は，塩化物イオンの浸透性や腐食ひび化を考慮し，t-0.54 を乗じてかぶり 2cm と 4cm の鉄割れ発生時期などの違いとなり，結果的に腐食速

筋位置での塩化物イオン濃度を求めた。

度に影響していることから，見かけの拡散係数を鉄筋位置でのコンクリート品質と考えた。
かぶりは，図 9，図 11 などに示した分極抵抗の塩化物イオン

測定結果からは，かぶり 2，4cm の違いにより外部

濃度：Cから進入する塩化物イオンが，鉄筋位置に到達す

コンクリートるまでの時間が異なることから，腐食開始の時期

温度：Tも異なってくるのは明らかであるが，分極抵抗値は概ね同様な結果を示した。本実験は 2cm と 4cm

図 19

階層構造

の比較のみであるが，かぶりの値自体は，大きくは腐食速度に影響していないものと考えられる。

本解析で求めた鉄筋位置での塩化物イオン濃度以上から，鉄筋位置での温度，塩化物イオン濃と腐食速度の関係を図 20 に示す。ひび割れ発生後

度，見かけの拡散係数を腐食速度に影響する因子の腐食速度は大きくなる 7~9)ため，図 20 中に示しとして抽出した（図 18）。

た破線で囲んだ部分は，腐食ひび割れ発生後の腐外気温：To

鉄筋位置での温度：T

または・表面塩化物イオン濃度：C0

塩化物イオン濃度：C

初期塩化物イオン濃度：C’
Cl-に関する
見かけの拡散係数：Dc

図 18

食速度と思われる。このため，No.2 供試体の各か鉄筋の腐食速度・付着塩化物量：W

ぶりにおけるひび割れ発生前までを学習データとした。

コンクリートの品質

腐食速度と影響する因子との関係－ 18 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

50.0
T=0.0

腐食速度 Δ (mg/cm /年)

腐食速度 Δ （mg/cm2 /年）

1000.00103

T=5.0
T=15.02

100.00102

40.0

10.001011.00100

No.1（2cm)
No.1（4cm)

T=30.020.0

10.0

No.2（2cm）

0.1010-1

T=25.030.0No.2（4cm）

0.0

0.0110-2
0

1

2

3

4

5

6

8

9

0.0

10

2.0

4.0

6.0

8.0

10.0

3

塩化物イオン濃度 C (kg/m )3

C （kg/m ）塩化物イオン濃度

図 207

塩化物イオン濃度と腐食速度の関係

図 22

塩化物イオン濃度と腐食速度の関係［No.2 供試体］
②温度と塩化物イオンによる影響

1.5

ニューラルネットワーク解析による学習結果とC=3.625

腐食速度比

ットの閾値を用いて，入力因子としたコンクリー
ト温度と腐食速度の関係および塩化物イオン濃度

腐食速度 Δ-0.133なる階層構造の各ユニット間の結合係数，各ユニ

R0 = 21.33mg/cm2/y

1.0と腐食速度の関係を求めた。
図 21 にコンクリート温度（内部温度）と腐食速

0.5
0.0

度の関係を塩化物イオン濃度別に示した。図 22 に塩化物イオン濃度と腐食速度の関係をコンクリー

図 23

10.0

20.0
内部温度 T (℃)

25.0

30.0

コンクリート温度と腐食速度の関係検討［No.2 供試体］

ト温度別に示した。図 23 は，腐食速度に対するコ
ンクリート温度の感度をニューラルネットワーク

鉄筋腐食は電気化学反応であり，80℃程度まで解析で学習した塩化物イオン濃度の最大値
3

3

C=8.7kg/m と C=0.0kg/m における感度曲線の中間3は，溶存酸素の開放条件に関わらず温度上昇とと曲率となる曲線（C=3.625 kg/m ）を示す。感度曲

もに腐食速度は増加すると言われている 10)。温度

線はシグモイド関数曲線とし，C=3.625 kg/m3 の感と化学反応の速度はアレニウスの式で表されるた度曲線を近似すると式(2)のようになる。コンクリ

め，図 23 に示した近似曲線をさらにアレニウスプ

ート温度の基準は 25℃（図中では，無次元化したロットで近似した 11)。アレニウスプロットを図 24

腐食速度が 1.0）となるようにし，腐食速度の基準に，近似曲線と式(2)の曲線の関係を図 25 に示す。

2

は，R0=21.33mg/cm /年である。

CT (T ) =1
1 + exp−0.133T +3.65以上の検討より，温度影響を表す項は式(3)とし+ 0.58… 式(2)た。

CT (T ) = exp{− 2.593 × (1000 × 1 K ) + 8.695} … 式(3)ここで， C T (T ) ：温度影響を表す項
ここで， C T (T ) ：温度影響を表す項

50.0
C=0.0

40.0

K ：温度（= T + 273.15）

C=3.0

2

腐食速度 Δ (mg/cm /年)

C=1.2

C=5.0
C=7.0

30.0

C=8.0

20.0

10.0

0.0
0.0

10.0

20.0

30.0

コンクリート温度 T (℃)

図 21

コンクリート温度と腐食速度の関係［No.2 供試体］

－ 19 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

0.8

2.0

式(3.3.2.1)
式(2)

0.6

15～30℃

1.5

腐食速度 Δ

0.4

Log( Δ )0.2
0.0

R0 = 21.33mg/cm2/y

1.0

T=25.0-0.2

Ccr=2.5kg/m3
0.5
Ccr=1.2kg/m3

-0.4
-0.6
0.0
0.0

-0.8

5.0

10.0

塩化物イオン濃度 C (kg/m3)

-1.0
3.0

3.2

3.4

3.6

3.8

1000×(1/K)

図 24

図 26

塩化物イオン濃度と腐食速度の関係検討

アレニウスプロット
図 27 に暴露試験 No.2 供試体の測定結果の腐食2.0

速度（測定値）と式(4)より求めた腐食速度（予測値）を比較したものを示す。腐食発生限界塩化物

式(3.3.2.1)式(1)15～30℃

イ オ ン 濃 度 は ， No.2 供 試 体 で の 結 果 か ら ，
1.5
腐食速度 Δ

Ccr=1.53kg/m3 を採用した。図 27 に示したように，
腐食速度の大きさにより測定値と予測値に誤差が生じている。予測値から測定値を補間するために，

1.0

図 27 を両対数で表記したものを図 28 に示す。横軸を予測値，縦軸を測定値とした。相関を線形回帰し，得られた結果から式(5)に示す補正式とした。

0.5
0

10

20

30

40

50

R(T , C ) = 0.27 R0 (T , C )内部温度Ｔ （℃）

図 25

1.38

近似曲線の比較…式(5)ここで， R(T,C)：補正後の温度と塩化物イオンの腐食速度に対する塩化物イオン濃度の感度は，影響を考慮した腐食速度

コンクリート温度 25℃における感度曲線を近似（mg/cm2/年）した。なお，腐食発生限界塩化物イオン濃度まで

R0(T,C)：式(4)で求めた腐食速度

2は，腐食速度は 0.0 mg/cm /年とし，それ以降をコ
は，塩化物イオン濃度と腐食速度の関係について，塩
化物イオン濃度が 8～10kg/m3 以上で一定となることを示しているが，本稿では，コンクリート温度
25℃における感度曲線を近似して塩化物イオン濃3

度 C=12.0 kg/m 以降は腐食速度一定と考えた。以上より，式(4)を得た。図 26 に腐食発生限界塩化3（mg/cm2/年）

350

腐食速度(予測値) Δ (mg/cm2 /年)

ンクリート温度 25℃曲線に近似した。松村ら

12)

45
40
35
30
25
20
15
10

物イオン濃度 Ccr=1.2 kg/m と Ccr=2.5 kg/m の時5の近似線を示す。

0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

2

CC (C ) = 1.93 1 −(C − 12.0)2(12.0 − Ccr )2

腐食速度(測定値) Δ (mg/cm /年)… 式(4)

ここで， C C (C ) ：塩化物イオンの影響を表す項

C cr ：腐食発生限界塩化物ｲｵﾝ濃度（kg/m3）－ 20 －

図 27

腐食速度比較（Ccr=1.53kg/m3）

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

腐食速度(測定値:常用対数) Δ (mg/cm2 /年)の拡散係数 D5 で比較してみると，表 4 に示すように，No.2 供試体の拡散係数は No.1 供試体の約 4.66

2.0倍となり，先に示した腐食速度の比とほぼ同値で

y = 1.38x - 0.57

1.5ある。本稿では，コンクリートの品質が腐食速度に及ぼす影響については，経過年数 t=5 年時点で1.0の塩化物イオンの見かけの拡散係数 D5 の比で考慮する式(6)に示す CD(D)とした。

0.5

表4

0.0
0.0

0.5

1.0

2.0

1.5
2

腐食速度(予測値:常用対数) Δ (mg/cm /年)

腐食速度比較（Ccr=1.53kg/m3）

図 28

暴
露
試
験
結
果

③コンクリート品質による影響
図 29 は，式(5)を用いて推定した No.2 供試体の鉄筋の腐食速度と No.1 供試体の分極抵抗より求めた実際の腐食速度との関係を示す。算定時の腐食発生限界塩化物イオン濃度は，No.1 供試体から両者の間にはほぼ直線関係が認められ，前者が腐食速度は No.1 供試体の約 4.61 倍であることが

供試体区分
No.1
No.2
コンクリート表面での塩化物イオン濃度
12.44
12.56
(kg/m 3)
塩化物イオンの見かけ
1.749×10 -8 9.579×10 -8の拡散係数(cm 2/s)
経過時間（年）
5.81
4.33

経過年数5年時点での
拡散係数換算値(cm 2/s)

1.90×10 -8

8.86×10 -8拡散係数の比0.21441

腐食速度の比0.11341

 0.419 
0.127 ×108  Dt −0.54  − 0.128 …式(6)CD ( D ) =t

Ccr=3.33kg/m3 を採用した。
後者の約 4.61 倍ということから，No.2 供試体の拡散係数と腐食速度

ここで， C D (D ) ：コンクリート品質の影響を表す項分かる。この両者の腐食速度の差はコンクリート

t ：調査時点の経過年数（年）の品質の影響によるものと考えられる。

Dt ：経過年数 t 年時点での塩化物ｲｵﾝの見かけの拡散係数（cm2/sec）

2
No.2 腐食速度(予測値) Δ (mg/cm /年)

40
y = 4.6092x以上の検討より，進展期における鉄筋腐食速度30

式は，温度と塩化物イオンの影響を考慮した腐食
20

速度に，さらにコンクリート品質の影響を加味した腐食速度を式(7)とした。

10

R(T , C , D ) = R0 ⋅ C T (T ) ⋅ C C (C ) ⋅ C D ( D)

0
0

10

20

30

40

(7)

No.1 腐食速度(測定値) Δ (mg/cm2/年)

図 29

…式

コンクリート品質による腐食速度の違い(

イオン濃度とコンクリート

一般にコンクリートの品質は水セメント比で表品質の影響を考慮した腐食されることが多い。しかし，今回 No.1 と No.2 供速度（mg/cm2/年）

試体に使用したコンクリートの配合は同じであり，養生条件の違いのみである。このことからも，設)

ここで， R T , C , D ： コンクリート温度と塩化物

2.4 腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量計・施工時の水セメント比をそのまま使用できな

腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量は，腐食ひびいことが分かる。したがって，塩害調査の必須項

割れに関する実験および解析を実施して，その実目である採取コアによる塩化物イオン含有量分析

験結果データを整理することによって定式化した。

から得られる塩化物イオンの見かけの拡散係数 D

ただし，実験から求められた定式では，コンクリ

でコンクリートの品質を評価することとした。

ート引張強度を考慮できなかったため，厚肉円筒

竹田らの研究2)を参考に，経過年数 5 年時点で理論を用いて，かぶり厚を円筒厚さとして鉄筋腐－ 21 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）食による膨張圧とコンクリート引張強度の釣り合(2)腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量

いから鉄筋腐食量を求める方法を検討した。

（厚肉円筒理論）(1)腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量（実験）

かぶりコンクリート厚を円筒モデル厚として，
2

鉄筋腐食膨張圧 q1 によって生じる厚肉円筒内の引されているが，実務上，実構造物の実際

張応力 ft がコンクリートの引張強度を超えた時点の腐食状況を適切に評価するためには実態に即しを腐食ひび割れ発生と考える（図－31）。腐食膨張た値が必要である。そこで，腐食ひび割れに関す

圧 q1 と引張応力 ft の関係は，式(9)と考える。

ひび割れ発生時の腐食量については，10mg/cm

抵抗範囲

る実験で得られた結果を図 30 に示す。

かぶり コンクリート

荒木 13)は，コンクリート供試体にφ20mm の空洞を設け，その中で弾性体を周方向に変形させるこftとにより，腐食膨張を模擬してひび割れ発生時のq1

変形量を求めている。その変形量から鉄筋腐食量

鉄筋径φ かぶりDが提示2)を換算し，ひび割れ発生時の腐食量とした。実験
では，弾性体の長さも変えており，図中には長さ
図 31100mm（図中の◇）と 200mm（図中の◆）の場合の厚肉円筒シェルモデル

結果を示した。
本稿の乾湿繰返し実験のかぶり供試体下側鉄筋… 式(9)

2の腐食量（図中の●）の下限である 40 mg/cm 程
ここで，度，鉄筋間隔供試体の腐食量（図中の×）の平均

φ: 鉄筋径(mm)D: コンクリートのかぶり(mm)程度および，かぶりが大きくなるほど腐食量の増

α0 : 低減係数(=0.6)

加する傾向を考慮し，腐食ひび割れ発生時の腐食

K0 : CT(T) 形状係数(2D+φ)/φ

量算定式を式(8)とした。

C 
M cr = 44.2 d  φ 

式(8)と異なり，式(9)で求めた引張応力とコン

0.721… 式(8)

クリートの引張強度を比較することによってコンクリート引張強度を考慮することができる。
ここで，コンクリートの場合は，特にかぶり部

2

ここで，Mcr：腐食量（mg/cm ）Cd：かぶりまたは隣り合う鉄筋間隔（mm）となる厚肉部分に腐食膨張圧 q1 によって生じる引φ：鉄筋径（mm）

張応力は均等に生じないものと考えられる。円筒モデルの内側に若干集中応力として発生することが考えられるため，形状を減じて発生応力を大きくなるように低減係数α 0 を設けた。
コンクリートに伝達する力 q1 によるコンクリー
トの変位量 u1 および腐食生成物の変位量 u2 は，以下に示される。
腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量Δは，コンク
リート引張強度に達するときの腐食膨張厚 q1 から

図 30 ひび割れ発生時の腐食量データの比較求まる腐食生成物厚さΔt および腐食生成物厚さ
Δt と腐食量Δおよび鉄筋比重の関係から，その鉄筋間隔(Cd)に関しては，本稿の暴露実験結果

時の鉄筋腐食量を算出する。

や乾湿繰返し実験結果などから，鉄筋のあきである水平間隔が小さいと，かぶり方向への鉄筋に沿ったひび割れよりも水平はく離ひび割れの方が先行して発生することが分かっている。よって，かぶりと鉄筋間隔の小さい方の距離を Cd とする。

－ 22 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）(2)腐食ひび割れ貫通による第 2 加速期
腐食ひび割れ発生については，かぶりと鉄筋間隔において短い方に発生する。発生後，特にスラブ形状では鉄筋間を水平方向にひび割れが進展し，最終的には鉄筋間を繋ぐ水平ひび割れとなる。
水平ひび割れが鉄筋位置にある場合と鉄筋位置に無い場合では，図 33 に示したように 2 倍程度の相対差となっている。
本稿においては，加速期は，腐食ひび割れ発生
以降の第 1 加速期，鉄筋間の水平ひび割れが貫通した後の第 2 加速期の 2 段階に分けるべきと考えた。ただし，少なくとも現段階では，コンクリー
ト構造物のスラブ形状の場合に適用するものと考える。
2.5 加速期における鉄筋腐食速度
本項では，実験によって加速期の鉄筋腐食速度を求めた。腐食ひび割れが発生した後，腐食ひび
割れの進展程度によっては，鉄筋腐食速度がひび割れの無い進展期よりも早くなる可能性を考慮し，鉄筋腐食速度がより一層加速される時期（第２加速期）の検討も実施した。

図 33 水平ひび割れと鉄筋腐食量(1)腐食ひび割れ発生後の鉄筋腐食速度
図 32 は，2.3 屋外暴露実験での No.2 供試体に(3)加速期の塩害劣化進行予測

ついて，腐食ひび割れが入った後に測定した分極鉄筋に沿ったひび割れの発生以降，鉄筋間ひび抵抗から求めた腐食速度と，塩化物イオン濃度と割れがいつ貫通するかについて，通路橋側壁部（鉄温度から推定した腐食速度との関係を示している。

筋間隔約 300mm 程度，かぶり平均 40mm）を対象に両者の間には直線関係が認められ，実際の腐食速検討を実施した（図 34）。また，各鉄筋間隔を違え度が推定値よりも 3.9 倍ほど大きくなっている。

た供試体を作製し，鉄筋に沿ったひび割れ発生時

ひび割れの発生で塩化物イオンや溶存酸素を含んと鉄筋間のひび割れ貫通時の鉄筋腐食量を計測しだ水が鉄筋と接し易くなったために，腐食速度がた結果を図 35 に示す。通路橋側壁部の条件を図増大したものと考えられる。よって，腐食ひび割

35 に当てはめたところ，鉄筋に沿ったひび割れ発れ発生後の加速期の腐食速度は，進展期の鉄筋腐

生後，鉄筋腐食量が 3 倍程度になる時点で鉄筋間食速度の 3.9 倍とした。

ひび割れが貫通すると考えられる。

腐食速度(測定値) Δ (mg/cm2 /年)

200
y = 3.9139x
150

100

50

0
0

50

100

150

200

図 34

2

腐食速度(予測値) Δ (mg/cm /年)

図 32

ひび割れ発生後の腐食速度の違い－ 23 －

通路橋側壁部

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

鉄筋間ひび割れ貫通時の腐食量／鉄筋に沿った
ひび割れ発生時の腐食量

6

5

4

3

2

1

鉄筋間隔：約300mm程度
かぶり平均：40mm

0
0

1

2

図 35

3

4
5
6
鉄筋間隔L／かぶりD78
9300／40 ＝ 7.5

10

鉄筋間隔～腐食ひび割れ比

つまり，スラブ形状において，鉄筋腐食によるひび割れ発生後を第 1 加速期とし，進展期の 3.9倍の速度で進行すると考え，その後，鉄筋腐食量
が 3 倍になった時点で鉄筋間ひび割れが貫通すると考える。その後さらに腐食速度が加速されるとすると，調査結果における鉄筋間ひび割れが貫通している箇所の鉄筋腐食量の平均値程度に劣化進
行すると仮定した場合，図 36 に示す通り，腐食速度はさらに 5 倍程度必要となる。
以上より，腐食ひび割れ発生後の第 1 加速期の腐食速度は進展期の 3.9 倍，その後に鉄筋間ひび
割れが貫通後の第 2 加速期の腐食速度は 3.9×5 倍とする。また，第 1 加速期と第 2 加速期の境界（変図 37化点）は，ひび割れ発生時の腐食量の 3 倍とする。
経過年数（年）
20100

鉄筋腐食量（mg/cm2）

200
300

30

な速度と考えられる。

鉄筋腐食量：3倍進展期の3.9倍

なお，第 1 加速期のみが続く場合と第 2 加速期へ移行する場合との判断は現状では難しい。実務

400
500

潜伏期

進展期

第1加速期

鉄筋間ひび割れが貫通したコア

600
総研式Ccr=2.0
φ13

800
900
1000

図 36

実測値（ひび割れ無）鉄筋腐食速度

平均値（ひび割れ無）第1加速期：進展期の3.9倍

実測値（ひび割れ有）

第2加速期

平均値（ひび割れ有）上は，鉄筋間のひび割れが発生，進行していることをコンクリート表面から非破壊診断等で検知す

第2加速期

700

腐食ひび割れ幅のひび割れ幅から考えて異常な速度ではなく妥当

40
鉄筋間ひび割れ貫通10

鉄筋に沿ったひび割れ発生00

腐食ひび割れ発生状況およびる必要があると思われる（図 38）。

進展期の3.9×5倍とすると鉄筋間ひび割れが貫通しているコアの平均鉄筋腐食量となる。

鉄筋間ひび割れを考慮した腐食速度

また，電食実験による腐食ひび割れ幅の測定を実施し，鉄筋間の腐食ひび割れ状況の確認を行った。実験結果から，鉄筋に沿ったひび割れ幅が0.08～0.20mm 程度であるのに対して鉄筋間の貫通ひび割れ幅は 1.20～5.00mm と大きく，腐食速度は相当大きくなると思われる（図 37）。
第 2 加速期の 5 倍という腐食速度は，実験結果－ 24 －

図 38

鉄筋間ひび割れを考慮した劣化進行コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

2.6 劣化期
本項では，劣化期と判断する腐食量（減少率）
を求めるため，曲げ部材における載荷試験により検討を実施した。鉄筋コンクリート曲げ部材においては，一般的に構造物の靱性を確保するため，
1800

せん断破壊よりも曲げ破壊が先に生じ，鉄筋降伏
後にコンクリート圧縮縁の破壊，最終的に鉄筋破断となるように設計される。腐食によって，鉄筋腐食範囲(650mm)

スポンジ

断面が減少した場合，コンクリート圧壊よりも先

図 40に鉄筋破断が生じると部材が脆性破壊を起こすこステンレス板電食実験ととなる。
本稿における塩害劣化期は，鉄筋腐食によって(3)載荷実験

コンクリート圧壊と鉄筋破断が同時に発生する時
点での鉄筋腐食量を劣化期と考える。

供試体については，主筋 1 本モデルを 3 体，主筋 3 本モデルを 6 体製作し，それぞれ載荷実験（図41）を実施した。

(1)供試体1.8m 梁供試体を製作し，載荷試験を行った。梁
供試体には，主筋 D13 を 1 本モデルと 3 本モデルで製作した。主筋のかぶりは 2cm とした（図 39）。
図 41

梁載荷試験

図 42 に示したように，鉄筋は梁中央付近を 60cm，10cm 分割で 6 本ずつサンプリングしている。腐食
図 391.8m 梁供試体

量の算定は，10cm 単位の長さで求めた腐食減量で整理している。10cm 鉄筋の中においても，鉄筋は不規則な腐食状態にあるが，重量減量から腐食減(2)電食実験
梁供試体内の鉄筋腐食は，電食による促進腐食を実施した。図 40 に示すように，鉄筋直下に電極量を求めており，その結果，平均的な断面減少量となっている（図 43）。

を設け，直流電源によって電極側をカソード，鉄

鉄筋腐食生成物をクエン酸二アンモニウムで除筋側をアノード状態にして，Fe イオンを溶出させ去した後の状態と腐食による欠損状況を図 44 に鉄筋を腐食させる。主筋の腐食は，電食にて載荷示す。

曲げ区間の中央 60cm 区間を主に通電した。
鉄筋腐食量は，ファラデーの法則によって，鉄主筋3本の場合横並び筋に与えた電流密度から鉄の化学的溶解量に変換する。したがって，腐食量は，印加する電流密度

100 100 100 100 100 100と印加時間で管理するが，実際の鉄筋腐食量は，腐食範囲

載荷実験後に鉄筋を斫りだして，実際の腐食量を

600

図 42

梁供試体内の鉄筋サンプリング

測定する方法となる。

100

m: 単位表面積あたりの腐食量(mg/cm2)

平均減少断面t: 時間(s)a: 鉄の原子量 = 55.845(g)n: 溶解した鉄のイオン当量 = 2

腐食した鉄筋

F: ファラデー定数 = 96500(c/mol)

図 43－ 25 －

鉄筋断面減少量

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

そこで，上記実験データを主筋 1 本モデルは10cm 鉄筋×6 本，主筋 3 本モデルは，10cm 鉄筋×
18 本の全ての平均断面減少率を平均し，その平均値を梁供試体載荷試験における最大耐力値と比較した結果を図 46 に示す。
80●：主筋3本シリーズ▲：主筋1本シリーズ

70

図 44

最大耐力（kN）

60

腐食欠損状況

（上：主筋 1 本モデル，下：主筋 3 本モデル）

50
40
30
20
10

鉄筋腐食は，基本的に孔食であり，アノード領

0

域は集中し易いため，どうしても均等な腐食にな

0

5

10

15

20

25

30

鉄筋断面減少率（％）

らない。図 45 に示すように 10cm 間隔の鉄筋腐食量も相当ばらついている。実構造物での調査にお図 46

鉄筋断面減少率～最大耐力

いても，複数の点数を調査した場合，同じようなバラツキがあるものと考えられる。

図中の×は，破断した試験結果を示す。その他の●と▲は圧壊した試験結果である。これらの結果から，主筋の平均断面減少率が 20％を超えると，部材が破断する可能性が増していることが分かる。

平均+σ 30.1

以上の結果から，実務上，鉄筋腐食調査におい平均 25.1て，複数鉄筋の平均断面減少率が 20％を超えると，部材としての曲げ耐力は限界に近い状態となっていることが考えられる。
3.まとめ
平均+σ 31.1

平均+σ 31.9

本稿においては，塩害劣化進行予測手法として

平均 24.9

平均 25.8

鉄筋腐食速度評価式等に関するとりまとめを行った。今後，本検討結果を電力設備コンクリート構
造物の長期活用における保守管理の目安として活用していくことを期待する。
［謝辞］

平均+σ 34.3

平均+σ 44.4

本稿は，四国電力㈱土木建築部殿より委託を受

平均 26.9

平均 26.7

け実施したもので，ご協力いただいた関係各位に深く感謝いたします。

図 45

腐食減量（主筋 3 本モデル）－ 26 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）12)［参考文献］

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14)

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腐食速度に関する一実験，コンクリート工学

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