広島工業大学紀要研究編
第 ₅₂ 巻（₂₀₁₈）49 – 54

論

文

構造体コンクリートの割裂引張強度
荒木秀夫*・山手滉*（平成₂₉年₁₀月₂₄日受付）

Splitting Tensile Strength of Concrete Obtained by Core Boring
Hideo ARAKI and Akira YAMATE(Received Oct. 24, 2017)

Abstract
Tensile strength of concrete is directly related to the strength of the shear cracking, which influences the stiffness degradation of the RC member. Furthermore, the tensile strength affects the pullout strength of the post installed anchor bolts in the retrofitting process. The tensile strength is estimated by the equation with the compressive strength. However, the previous study on the tensile
strength of concrete of the existing buildings is not sufficient, therefore it is not clear that the current
equations are applicable to those concrete. As such, the splitting test was conducted using a test
specimen obtained from the same RC member, from which the test specimen for the compressive test
was obtained. Splitting tensie tests were conducted with core cylinder. Variation of tensile strength
obtained from the splitting test without supporting strips is considered. However, those strips in the
splitting tests are not required in Japanese Industrial Standard, considering that the tensile strengthfrom the splitting test without bearing strips is lower than the theoretical value.
Key Words: tensile strength, existing building, splitting test, bearing strip, compressive test

A₁₁₁₃₄︶ に示されているが，その供試体は JIS A ₁₁₃₂ によっ

₁ ．はじめにて作成するコンクリート円柱としか表現されておらず，ココンクリートの引張強度は鉄筋コンクリート構造（以下₁︶RC 構造）の許容応力度設計 では使われることはあまりな
₂︶

アボーリングしたコンクリートにも適用されるかどうかの記述はない。従って，厳密にいえばコアボーリングしたコ

い。一方，限界状態を想定した RC 構造の靭性設計 など

ンクリートには JIS の割裂引張試験法は適用できないこと

では部材のせん断ひび割れ強度の推定に用いられている。

になる。また，JIS A₁₁₁₃ に示される試験方法は欧米の試験

さらに精密な応力解析が必要な設計ではコンクリートの構方法₅︶，₆︶ と異なり，供試体と加圧冶具間に緩衝材（bearing

成則中で使用される₃︶。現在のところ，この引張強度を推

strip or packing strip）を入れないこととしている。この緩定するには実験値の回帰分析による方法が取られるが，試衝材の影響については町田₇︶，小阪₈︶ 等の研究があり，緩験方法としては大別して直接引張試験，割裂引張試験，曲衝材の剛性が引張強度に影響を与えることが示されている。

げ引張試験が行われている。この試験方法のなかで直接引

これらの研究では緩衝材無しに比べ引張強度が上昇するこ張試験は載荷方法が難しいとされ，略算値であるが試験がと，ばらつきについては大きな相違はないことが述べられ簡易であり汎用性の高い割裂引張試験方法が最も多く採用ている。JIS に示される試験方法は下限値を与えるものと考されている。この割裂引張試験方法は JIS（日本工業規格）

えるならば，JIS による方法では引張強度の中央値や分散* 広島工業大学工学部建築工学科
─ 49 ─

CEB-FIB12)
0.3   B st st 0.378   B 

Arioglu9)

荒木秀夫・山手の把握ができず，RC
構造の基本的性能に影響を与える有られないと考えられる。また、FEM
解析が必要とされるよ
効な引張強度が得られないと考えられる。また，FEM
解析
うな施設のせん断ひび割れ強度や斜張力せん断破壊が予想要な課題と考えられる。本論文ではコンクリートの引張強ンクリートの引張強度に関する基礎的知見を得ることを目
度に関する基礎的知見を得ることを目的として，以下の₂
的として、以下の 2 点について新設コンクリートと打設後点について新設コンクリートと打設後長年月を経たコンク
長年月を経たコンクリートを用いて実験的に検討を加えた。
リートを用いて実験的に検討を加えた。
１）現行 JIS A1113 による方法をコアボーリングしたコン
₁ ）現行 JIS A₁₁₁₃による方法をコアボーリングしたコン
クリートに適用することの妥当性
クリートに適用することの妥当性
２）割裂試験における緩衝材の有無による影響、既往の引
₂ ）割裂試験における緩衝材の有無による影響，既往の張強度推定式との整合性
引張強度推定式との整合性
２．既往の推定式

₂ ．既往の推定式

既往の研究や基準で提案されている割裂引張強度推定式
既往の研究や基準で提案されている割裂引張強度推定式
を以下に例示する。いずれもコンクリートの圧縮強度 σB にを以下に例示する。いずれもコンクリートの圧縮強度 σ B に関連付けられるもので次の式のように表されるものである。
関連付けられるもので次の式のように表されるものである。

 st a   B b

b

(1)
（₁）

σ st = a ×(σ B )σB：圧縮強度(N/mm2)
σ B：圧縮強度（N/mm₂）
その適用範囲は提案式により異なり、例えば Arioglu9)の適その適用範囲は提案式により異なり，例えば Arioglu₉︶ の用範囲は 4MPa~120MPa と広いものであり、供試体の調合、適用範囲は ₄ MPa ～₁₂₀ MPa と広いものであり，供試体の使用材料、材令などに影響されないとしている。我が国の調合，使用材料，材令などに影響されないとしている。我
提案式の明確な適用範囲は示されていない。以下に我が国が国の提案式では明確な適用範囲は示されていない。以下及び諸外国で提案された割裂引張強度の推定式を列記する。
に我が国及び諸外国で提案された割裂引張強度の推定式を列記する。

 st 0.33   0B.5

0.63

 B  83(5)4   B  120

(6)

20mm

3

0.313   B  stRaphael13)

0.667

 B  40(7)2
図 1 に上記の式を図示する。

JIS A1113 に基づいている我が国の日本建築学会（AIJ）お
AIJ

1
JSCE
よび日本土木学会（JSCE）の推定式は他国の推定式と比較
ACI

CEB-FIBすると明らかに低くなっている。これは既往の文献に示さ
Arioglu

Raphael
れる緩衝材の有無の影響と考えられる。
0

0

10

20

圧縮強度σB （N/mm 2)30３.実験方法
割裂引張強度と圧縮強度の関係
図図
1 ₁ 割裂引張強度と圧縮強度の関係
3.1 割裂引張試験方法
18 年に赤澤博士が提₃コンクリートの割裂試験方法は昭和．実験方法案 14）したものが現在の世界標準となっている。試験方法は
₃.₁ 割裂引張試験方法
圧縮用のコンクリート円柱供試体を試験機中に横においてコンクリートの割裂試験方法は昭和₁₈年に赤澤博士が提圧縮力を加えるもので、最大荷重と供試体寸法を用い（8）₁₄︶案 したものが現在の世界標準となっている。試験方法は式によって、簡易に引張強度を求めるものである。
圧縮用のコンクリート円柱供試体を試験機中に横において

2P
 DL

 st 
（8）
圧縮力を加えるもので，最大荷重と供試体寸法を用い（₈）

式によって，簡易に引張強度を求めるものである。
σst：割裂引張強度(N/mm2)2P
P：最大荷重(N)σ st =（₈）
π DL
D:供試体直径(mm)σ st：割裂引張強度（N/mm₂）
L：供試体長さ(mm)P：最大荷重（N）
序でも述べたように
JIS A1113 では供試体と加圧版間には
D：供試体直径（mm）
5),6)
何にも設置せずに加力される。一方、欧米の試験方法
L：供試体長さ（mm）

では緩衝材（Bearing strip or Packing strip）を挿入するこ
7) ,8) ではこの緩とが規定されている。我が国の既往の文献
序でも述べたように JIS A₁₁₁₃ では供試体と加圧版間に衝材の材質によって割裂引張強度は影響を受けるとされては何にも設置せずに加力される。一方，欧米の試験方法₅︶，₆︶

0.5

(2)
（₂）

いるが、欧米の試験方法は緩衝材の材質に関して明確な規では緩衝材（Bearing strip or Packing strip）を挿入するこ st 0.23   B 0.667
日本土木学会 10)
日本土木学会₁₀︶ σ st = 0.23 × (σ B )

(3)
（₃）

（Thin
plywood bearing strips）に最も近いものとして厚衝材の材質によって割裂引張強度は影響を受けるとされて
0.56   

(4)
（₄）

定は見当たらない。本研究では文献₆︶ に示される合成木材を用いることとした。また欧米の規準に示される試験方法

日本建築学会 2)₂︶
日本建築学会σ st = 0.33 × (σ B )0.667

ACI11)
₁₁︶
ACI

0.5

σ st st= 0.56 × (σ B )0.B5

CEB-FIB12)
CEB-FIB₁₂︶
0.3   B0.667
st

0.667


 stσ =0.378
  
Arioglu9)₉︶
0.378 × (σ BB)0.63
Arioglu
st

0.63

3

引張強度σｔ(N/mm2)

Raphael₁₃︶₇︶，₈︶6)に示される合成木材
定は見当たらない。本研究では文献とが規定されている。我が国の既往の文献
ではこの緩さ
3.2mm、幅 20mm、長さ供試体長さ＋20mm のベニヤ板いるが，欧米の試験方法は緩衝材の材質に関して明確な規
plywood bearing strips）に最も近いものとして厚さ（Thin
では緩衝材に加えて加圧鋼棒（bearing bar or plate or steel

σ B ≤B83

  83(5)（₅）

₃.₂ mm，幅₂₀ mm，長さ供試体長さ＋₂₀ mm のベニヤ板
loading
pieces）が通常用いられている。そこで本実験では44≤ σ B ≤ 120
120
B

(6)
（₆）

bar orplate or steel
では緩衝材に加えて加圧鋼棒（bearingに基づく割裂試験およびBritish Standardに基づいた試験σ B ≤ 40

（₇）

σ st = 0.3 × (σ B )σ st = 0.313 × (σ B )0.667を用いることとした。また欧米の規準に示される試験方法
20mm
角、長さ 220mm の角型鋼材を使用した。図 2 に JIS
loading pieces）が通常用いられている。そこで本実験ではを示す。

図 ₁ に上記の式を図示する。
2

JIS A₁₁₁₃ に基づいている我が国の日本建築学会（AIJ）
AIJ
および日本土木学会（JSCE）の推定式は他国の推定式と比

1

JSCE

ACI
較すると明らかに低くなっている。これは既往の文献に示
CEB-FIB
Arioglu

される緩衝材の有無の影響と考えられる。
Raphael
0
0

10

20

圧縮強度σB （N/mm 2)

30

JISA1113

British Standard

割裂引張試験
図図2₂ 割裂引張試験

図 1 割裂引張強度と圧縮強度の関係
─ 50 ─

loadinに基づを示す

引張強度σｔ(N/mm2)RC 建が必要とされるような施設のせん断ひび割れや既存される既往の RC 建物のコンクリートにおいては引張強度
物の斜張力破壊においては引張強度の正確な推定がより重の正確な推定がより重要な課題と考えられ、本論文ではコ

滉

0.667

試験方法は JIS A1108 によっている。加力は 200 ㌧圧縮試

表 1 に示すように 6 本のうち 2 本を圧縮試験用とした

験機を用い，ひずみ測定の際はコンプレッソメータ（以下る 4 本は割裂用とし、打ち 2 本を緩衝材無しの JIS 載

C.M.）と検長 60mm のひずみゲージ（以下 S.G.）を併用し残る 2 本を緩衝材有りの BS(British Standard)載荷と構造体コンクリートの割裂引張強度

コンクリートの呼び強度は 18N/mm2 とし水セメンて行った。

3.2mm圧縮試験方法
₂₀
角，長さ ₂₂₀ mm の角型鋼材を使用した。図 ₂ に JIS
現行の割裂引張強度推定式を適用するためには同バッチ
British Standard に基づいた試験に基づく割裂試験および４．供試体で打設されたコンクリートの圧縮強度が必要となる。圧縮

68.5%、
53.9％である。粗骨材の最大粒径は 2
JIS A1132に基づいて、モールドを用いて作成した供試体
表 細骨材率
₁ 新設コンクリート供試体一覧
（TP：Test
Piece）は 12 本である。供試体一覧を表1 に示である。その調合を表2 に示す。
割
裂
供試体
圧縮
合計
す。実験の前後にそれぞれ6 本ずつ載荷することとした。
緩衝材無
緩衝材有

を示す。
本論文では新しく打設したコンクリートと竣工後長年月

4.2 既存コンクリート

試験方法は JIS A1108 によっている。加力は 200 ㌧圧縮試

表 1 に示すように 6 本のうち 2 本を圧縮試験用とした。残験機を用い，ひずみ測定の際はコンプレッソメータ（以下₃.₂
圧縮試験方法張試験を実施した。
C.M.）と検長60mm のひずみゲージ（以下 S.G.）を併用し現行の割裂引張強度推定式を適用するためには同バッチ

る 4 本は割裂用とし、打ち 2 本を緩衝材無しの JIS 載荷、

₂
₂
₆
既存建物は
1971 年竣工の2 ₂階建て住宅用建物である

TP（前）を経た既存建物から採取したコンクリートに対して割裂引
4.1 で打設されたコンクリートの圧縮強度が必要となる。圧縮新設コンクリートて行った。

CC（上段）₂

₂

₂

₆

CC（中段）₂₂₂

₆CC（下段）

₂₂

₂

₆

造図面にある設計基準強度は17.6N/mm (180kg/cm
残る 2 本を緩衝材有りのBS(British Standard)載荷とした。
22る。大梁、小梁、耐震壁および小梁からコア抜きしていコンクリートの呼び強度は18N/mm2 とし水セメント比

細骨材率 53.9％である。粗骨材の最大粒径は 20mm
A₁₁₀₈ によっている。加力は₂₀₀トン圧縮試 コン68.5%、
試験方法は JISt×D×L=200mm×600mm×760mm
梁を模擬した
新設コンクリートと同様に割裂引張強度と圧縮強度の
TP（後）
₂
₂
₂
₆
４．供試体
である。その調合を表 2 に示す。

験機を用い，ひずみ測定の際はコンプレッソメータ（以下クリート直方体を作成し、コンクリートの打設面を上面と
本論文では新しく打設したコンクリートと竣工後長年月C.M.）と検長
₆₀ mm のひずみゲージ（以下 S.G.）を併用合について調べるため、各部材からは圧縮用と割裂用の
計
₁₀
₁₀
₁₀
₃₀

4.2 既存コンクリート

し、上中下段からそれぞれ 6 本ずつコアボーリングした。

シリンダーを隣接してコアボーリングした。図 5 に既既存建物は 1971 年竣工の 2 階建て住宅用建物である。構を経た既存建物から採取したコンクリートに対して割裂引して行った。

₃

表 ₂ コンクリートの配合表（kg/m）
抜き取り方向は打設面に直交である。供試体（CC：Core
物およびコアボーリングの様子を示す。また、通常の造図面にある設計基準強度は17.6N/mm2 (180kg/cm2)であ張試験を実施した。

₄ ．供試体

セメント
水
細骨材
粗骨材
混和剤
診断では腰壁などの抜きやすい部材から採取するため
Cylinder）数は合計18 本である。抜き取りを行った。供試る。
4.1 新設コンクリート
大梁、小梁、耐震壁および小梁からコア抜きしている。
₂₆₇

₁₈₃

₉₈₄

₈₆₀

₂.₆₀

梁を模擬したt×D×L=200mm×600mm×760mm
コン
新設コンクリートと同様に割裂引張強度と圧縮強度の関係
本論文では新しく打設したコンクリートと竣工後長年月
体形状は直径100mm、長さ200mm としている。コア抜き強度などがばらつく傾向にあるとされているため、本を経た既存建物から採取したコンクリートに対して割裂引位置およびコア抜きの様子を図
3 および図 4 に示す。また、では主として構造部材からコアボーリングしている。

表 1 新設コンクリート供試体一覧

径は 100mm であり、大梁、小梁から採取したコアシ

クリート直方体を作成し、コンクリートの打設面を上面とについて調べるため、各部材からは圧縮用と割裂用のコアし、上中下段からそれぞれ 6 本ずつコアボーリングした。
張試験を実施した。

シリンダーを隣接してコアボーリングした。図5 に既存建した。表 ₁ に示すように ₆ 本のうち ₂ 本を圧縮試験用とし抜き取り方向は打設面に直交である。供試体（CC：Core

物およびコアボーリングの様子を示す。また、通常の耐震た。残る ₄ 本は割裂用とし，内 ₂ 本を緩衝材無しの JIS 載

割裂
供試体
圧縮
合計
Cylinder）数は合計18 本である。抜き取りを行った。供試
₄.₁
新設コンクリート
緩衝材無
緩衝材有
体形状は直径100mm、長さ
200mm
t×D×L＝₂₀₀
mm×₆₀₀mm×₇₆₀梁を模擬したTP（前）22 としている。コア抜き
2 mm コ 6
位置およびコア抜きの様子を図32および図 4 に示す。
また、 6
ンクリート直方体を作成し，コンクリートの打設面を上面
CC（上段）
2
2
CC（中段） 表 1 新設コンクリート供試体一覧
2226とし，上中下段からそれぞれ₆ 本ずつコアボーリングした。
割裂
CC（下段）
2
2
2Core 6
抜き取り方向は打設方向に直交である。供試体（CC:
供試体
圧縮
合計
緩衝材無
緩衝材有
TP（後）
2
2
2
6
Cylinder）数は合計₁₈本である。抜き取りを行った供試体
TP（前）
2
2
2
6
合計
102
10 としている。コア抜き
30
CC（上段）
2
2 10
6
形状は直径
₁₀₀ mm，長さ₂₀₀ mmCC（中段）222
6CC（下段）
2
2
2
6
3)
JIS A₁₁₃₂に基づいて，モールドを用いて作成した供試体
表 2 コンクリートの配合表(kg/m
TP（後）
2
2
2
6
Test
Piece）は₁₂本である。供試体一覧を表
合計
10
10
10
30
（TP:
₁
に示す。
セメント
水
細骨材
粗骨材
混和剤

位置およびコア抜きの様子を図 ₃ および図 ₄ に示す。また，

CC267
供試体加力の前後にそれぞれ
183
984 ₆ 本ずつ載荷することと
860
2.60
表 2 コンクリートの配合表(kg/m3)
セメント
267

水
183
2-T-1

2-M-1

2-T-1

2-B-12-M-1

2-B-1

細骨材
984

2-T-2

2-T-3

2-M-2

2-M-3

2-T-2

2-T-4

2-M-4

粗骨材
860
2-T-5

1-M-5

壁から採取したコアシリンダーについてはもともと長強度などがばらつく傾向にあるとされているため、本研究とした。コンクリートの呼び強度は
₁₈ N/mm₂ とし水セメ
では主として構造部材からコアボーリングしている。コア
ント比₆₈.₅％，細骨材率₅₃.₉％である。粗骨材の最大粒径

表 3 既存コンクリート供試体一覧

mm である。その調合を表
径はであり、大梁、小梁から採取したコアシリン
は ₂₀100mm
₂ に示す。

部材
箇所数
圧縮
割裂
大梁
4
8
8
₄.₂ 既存コンクリート
壁から採取したコアシリンダーについてはもともと長さが小梁
122
既存建物は₁₉₇₁年竣工の ₂ 階建て住宅用建物である。構造
表耐震壁
3 既存コンクリート供試体一覧
2
4
4
₂
₂
図面にある設計基準強度は
₁₇.₆
（₁₈₀
部材
箇所数
圧縮
合計 ）であ袖壁
1 N/mm割裂
2 kg/cm
2
大梁
4
8
8
16
る。大梁，小梁，耐震壁および袖壁からコア抜きしている。
合計
9
16
16
ダーについては両端部を切断し、長さ 200mm に整形した。

小梁
1
2
2
4
新設コンクリートと同様に割裂引張強度と圧縮強度の関係
耐震壁

2

4

4

合計
16
4
8
4
32

8

について調べるため，各部材から圧縮用と割裂用のコアシ
袖壁
1
2
2
4
リンダーを隣接してコアボーリングした。図₅ に既存建物
合計
9
16
16
32

混和剤
2.60

2-T-6

2-M-6

2-T-3

2-T-4

2-T-5

2-T-6

2-M-2
2-B-2

2-B-3
2-M-3

2-B-4
2-M-4

2-B-5
1-M-5

2-M-6 2-B-6

2-B-2

2-B-3

2-B-4

2-B-5

2-B-6

図₃

ダーについては両端部を切断し、長さ 200mm に整形し診断では腰壁などの抜きやすい部材から採取するため圧縮
荷，残る₂ 本を緩衝材有りの BS（British Standard）載荷コア抜き位置

図 3 コア抜き位置
図 3 コア抜き位置

既存建物
既存建物

大梁と耐震壁
図₄

コアボーリング

コアボーリング

大梁と耐震壁小梁

既存建物からのボーリング
図図5₅ 既存建物からのボーリング

コア抜きの様子

図 4 コア抜きの様子

小梁

図 5 既存建物からのボーリング

図 4 コア抜きの様子
─ 51 ─

荒木秀夫・山手表₃

既存コンクリート供試体一覧

部

材

箇所数

圧

縮

割

裂

合

大

梁

₄

₈

₈

₁₆

小

梁

₁

₂

₂

₄

耐震壁

₂

₄

₄

₈

袖

壁

₁

₂

₂

₄

合

計

₉

₁₆

₁₆

₃₂

滉

γ 
EC = 21 ×   23 

計

1.5

σ 
× B
 20 

0.5（₉）γ ：単位体積重量（kN/m₃）
比較的低い強度に対して適合性に優れているとされる RC
規準₁₉₉₁年版 ₁︶ に示される（₉）式を用いた推定値は ₂₃.₇
kN/mm₂ とほぼ同等の結果がえられた。引張強度については緩衝材の有無による違いが明確に表れている。JIS 規

およびコアボーリングの様子を示す。また，通常の耐震診格に基づく割裂引張強度の平均値は ₂.₄₃ N/mm₂ であり，断では腰壁などの抜きやすい部材から採取するため圧縮強

British Standard に基づく割裂引張強度の平均値は ₃.₄₀ N/

度などがばらつく傾向にあるとされているため，本研究でmm₂ となり，JIS 規格に対して₁.₄倍程度の値となった。小は主として構造部材からコアボーリングしている。コア径

坂等 ₈︶ の実験おける緩衝材を合板とした場合の比率は₁.₅

は ₁₀₀ mm であり，大梁，小梁から採取したコアシリン

倍を中心に分布していることから，本実験でもほぼ同等

ダーについては両端部を切断し，長さ ₂₀₀ mm に整形した。

の結果が得られていることが分かる。標準偏差は British

壁から採取したコアシリンダーについては部材厚さが ₂₀₀

Standard による引張強度が大きいものの変動係数はほぼ同mm に満たないため，モルタル仕上げを除去し整形した。

じ値である。British Standard による割裂引張強度の標準偏長さが ₂₀₀ mm に満たない供試体の圧縮強度は JISA₁₁₀₈ に差が大きくなっているのは，実験値の一つが ₄.₇ N/mm₂

基づいて補正を行っている。供試体一覧を表 ₃ に示す。

という他に比べ極端にて高い値が記録されているためと考えられる。

₅ ．実験結果
₅.₁②割裂引張強度と圧縮強度の関係

新設コンクリート

割裂引張強度と圧縮強度の関係を図 ₆ に示す。同図中に①実験結果概要

推定式中最も低い引張強度となる日本建築学会（AIJ）によ

表 ₄ に得られた圧縮強度，ヤング係数，JISA₁₁₁₃ に基づる（₂）式，最も高い引張強度の式として American Concrete

く割裂引張強度および緩衝材を用いた British Standard に基Institute（ACI）による（₄）式を挿入している。横軸の圧縮

づく割裂引張強度の実験結果一覧を示す。新設コンクリー

強度としては当該割裂試験用の ₂ 本の圧縮強度の平均値をトの圧縮強度 σ B は最大値 ₃₃.₅ N/mm ，最小値 ₂₁.₄ N/
₂₂mm であり，その平均値は ₂₇.₆ N/mm であった。実験値がばらついているのはコア抜きタイプが直方体コンクリー
200mmに満たないため、モルタル仕上げを除去し整形した。
トの上下位置で採取しているためである。上中下段から
₂
圧縮用供試体は割裂試験用供試体に隣接して同じ部材から本ずつ採取した供試体の平均圧縮強度はそれぞれ ₂₈.₈ N/採取している。供試体一覧を表
mm₂，₂₆.₆ N/mm₂，₃₁.₄ N/mm3₂ に示す。となった。また，平均圧

縮強度が高いのは実験が打設後₈₈日後に行われたものであ
５．実験結果り，材令により強度が上昇したものと考えられる。また，

5.1
新設コンクリート₂₄.₅ kN/mm₂ である。
ヤング係数の平均値は使用している。
最初に TP と CC の比較を JIS 規格による載荷と BS 規格5
引張強度σｔ(N/mm2)₂43

表 4 に得られた圧縮強度、ヤング係数、JISA1113 に基づ

1

5

Ec
σB
σ st（JIS）
σ st（BS）
基づく割裂引張強度の実験結果一覧を示す。新設コンクリ（N/mm₂） （kN/mm₂） （N/mm₂） （N/mm₂）

4

個

数

₁₀

₁₀

₁₀

₁₀

平

均

₂₇.₆

₂₄.₅

₂.₄₃

₃.₄₀

最大値

₃₃.₅

₂₆.₆

₃.₀₆

₄.₇₀

最小値

₂₁.₄

₂₂.₂

₁.₇₁

₂.₆₃

標準偏差

₃.₀₅

₁.₃₂₈

₀.₃₈

₀.₅₃

変動係数

₀.₁₁₀

₀.₀₅₄

₀.₁₅₇

₀.₁₅₅

21.5N/mm2 であり、その平均値は 27.6N/mm2 であった。
実験値がばらついているのはコア抜きタイプが直方体コン
クリートの上下位置で採取しているためである。上中下段
から 2 本ずつ採取した供試体の平均圧縮強度はそれぞれ28.8N/mm2、26.6N/mm2、

31.4N/mm2 となった。また、

平均圧縮強度が高いのは実験が打設後 88 日後に行われたも引張強度σｔ(N/mm2)

表 ₄ 新設コンクリートの力学的特性一覧
く割裂引張強度および緩衝材を用いた
British Standard にー ト の 圧 縮 強 度 σ B は 最 大 値 33.5N/mm2 、 最 小 値

TP
CC

2

0
0

①実験結果概要

JIS規格

3

AIJ
ACI

10

20

30

圧縮強度σB （N/mm 2)

40

BS規格
TP
CC

2
1
0
0

AIJ
ACI

10

20

30

圧縮強度σB （N/mm 2)40

割裂引張強度と推定式の関係
図図
6 ₆ 割裂引張強度と推定式の関係のであり、材令により強度が上昇したものと考えられる。

─ 52 ─にて高い値が記録されているためと考えられる。

また、同表中のヤング係数平均値 24.5kN/mm2 は比較的低い②割裂引張強度と圧縮強度の関係
割裂引張強度と圧縮強度の関係を図 6 に示す。同図中に

構造体コンクリートの割裂引張強度による載荷を分けて示す。いずれも圧縮強度の上昇に伴い，数が大きくなる原因は既存コンクリートの割裂引張強度の

割裂引張強度も上昇する傾向を示している。全体的に TP

平均値が新設コンクリートの半分以下となっているためでよりも CC の圧縮強度が高いがこれは打設方向及びコア抜ある。筆者等はこれまでにも既存建物のコンクリートにつき位置より上のコンクリートによる締め固めの影響を受け

いて調査検討を行い，文献₁₆︶，₁₇︶ で報告している。これらていると考えられる。JIS 規格による割裂引張強度は AIJ のの割裂引張試験においては JIS 規格のみで実施しているが推定値より高く，ACI の推定値より低い。一方，BS 規格に

変動係数はそれぞれ₀.₂₈₁，₀.₂₅₄となり，本建物の₀.₂₆₆とよる割裂引張強度は ₁ 供試体を除いて ACI 推定値よりも高大きな差は見られない。

₂

くなっている。また，₄.₇ N/mm という高い引張強度も記②割裂引張強度と圧縮強度の関係録している。AIJ による（₂）式および ACI による（₄）式推定

図 ₇ に過去の調査も含めて割裂引張強度と圧縮強度の関値に対する JIS 規格による割裂引張強度の割合を回帰分析す係を示す。図中に挿入した AIJ の推定式（₂）との割合は文

るとそれぞれ₁.₄₀および₀.₈₉となる。一方，同推定値に対す

献₁₆︶ で₀.₈₅₈，文献₁₇︶ で₀.₈₉₀となっており，実験値はいずる BS 規格による割裂引張強度は₁.₈₉および₁.₁₆となっていれも AIJ の推定値を下回る結果となっている。一方，本論る。AIJ 式は実験値を推定できず，ACI 式はほぼ下限値と文で対象とする既存コンクリートの割裂引張試験は BS 規

なっていることが分かる。

格による方法で実施しており，本論文の AIJ 推定値に対する割合は₁.₃₉となった。ただし，AIJ 推定値を大幅に上回

₅.₂

既存コンクリート

るものの ACI 推定式に対する割合は₀.₈₁₉という結果であっ既存コンクリートの割裂引張強度は耐震診断や補強設計た。

に直接関係するものではないが，既存 RC 建物はもともとせん断補強筋が少なく，せん断ひび割れに起因する斜張力
表 5 既存コンクリートの力学的特性一覧
破壊が発生する恐れがあり割裂引張強度の実態把握は重要
σB
Ec
σst(BS)

引張強度σsｔ(N/mm2)

52)(N/mm2) A₁₁₁₃(kN/mm(N/mm2)な課題と考えられる。JISではコア抜き供試体の規
個数
16
16
16

定がないため当該試験の位置付けおよび既往の推定式との
平均

13.4

11.9

1.67

最大

22.1

16.0

2.67

関係を明確にしておく必要があると考えられる。なお，本建物の割裂引張試験は最小7.30 BS 規格で行っている。
5.45
1.13
①実験結果概要
標準偏差

5.02

2.88

0.444

平均値は ₁₃.₄ N/mm₂ である。最大値は ₂₂.₁ N/mm₂，最引張強度σｔ(N/mm2)

な課題と考えられる。JISA1113 ではコア抜き供試体の規ものであった。同様にヤング係数も低いものであり，その定がないため当該試験の位置付けおよび既往の推定式との平均値は ₁₁.₉ kN/mm₂ となっている。
（₉）式による推定値
₂は ₁₅.₀ kN/mm であり，既存コンクリーのヤング係数は関係を明確にしておく必要があると考えられる。
₁₅︶と同様な結果となった。割裂引張強度の平均値は₁.₆₇ N/
本既存建物の力学的特性一覧を表 5 に示す。圧縮強度の

2
1

4

4

引張強度σｔ(N/mm2)

その平均値は 11.9kN/mm2 となっている。(9) 式による推定
既存コンクリートの力学的特性一覧

値は 15.0kN/mm2 であり、既存コンクリーのヤング係数は
EcσB
σ st（BS）15)(9)式では高めに推定されることをしてきた既往の文献と（N/mm₂）（kN/mm₂）（N/mm₂）

同様な結果となった。割裂引張強度の平均値は 1.67 N/mm2
₁₆

₁₆

20
30
40
圧縮強度σB （N/mm 2)

₁₆2、最大値は 2.67N/mm2 であであり、最小値は1.13N/mm
平 均
₁₃.₄
₁₁.₉
₁.₆₇

ACI
AIJ

10

20

30

圧縮強度σB （N/mm 2)4050

本論文建物、BS載荷

3
2
1
0
0

った。標準偏差はBritishStandardによる新設コンクリー
最 大
₂₂.₁
₁₆.₀
₂.₆₇

50

柱
梁

建物B17) JIS載荷

1

5

数

10

2

2 である。同様にヤング係数も低いものであり、より低いものの変動係数は逆に大きくなっている。変動係
13.4N/mm

個

AIJ
ACI

3

0
0

₂
2 であり、極低mm₂ であり，最小値は₁.₁₃ N/mm，最大値は₂.₆₇ N/
最大値は22.1N/mm2、最小値は7.30N/mm₂mmであった。標準偏差は前節で示した新設コンクリート
強度 コン
ク リー ト を 含 む も の で あ っ た 。 そ の 平 均 値 は

表₅

柱
梁

5

破壊が発生する恐れがあり割裂引張強度の実態把握は重要
小値は ₇.₃₀ N/mm₂ であり，極低強度コンクリートを含む（₉）
式では高めに推定されることをしてきた既往の文献①実験結果概要、JIS載荷

3

0
0

変動係数
0.374
0.242
0.266
本既存建物の力学的特性一覧を表₅ に示す。圧縮強度の

16）

建物A
4

ACI
AIJ

10

20

30

2

40

50

圧縮強度σB （N/mm )トより低いものの変動係数は逆に大きくなっている。変動
最 小
₇.₃₀
₅.₄₅
₁.₁₃

割裂引張強度と推定式の関係
図図
7 ₇ 割裂引張強度と推定式の関係

係数が大きくなる原因は既存コンクリートの割裂引張強度
標準偏差
₅.₀₂
₂.₈₈
₀.₄₄₄
の平均値が新設コンクリートの半分以下となっているため
変動係数
₀.₃₇₄
₀.₂₄₂
₀.₂₆₆

検討を行った．本論文の範囲で得られた知見を以下に示す．

である。筆者等はこれまでにも既存建物のコンクリートにモールドを用いて作成した供試体とコアボーリングに1)

ついて調査検討を行い、文献 16)、17)で報告している。これら

よって得られた供試体で顕著な相違はなく、コアボーの割裂引張試験においては JIS 規格のみで実施しているがリングした構造体コンクリートに対し JIS A1113 を適

変動係数はそれぞれ 0.281、0.254 となり、本建物の 0.266用できる。

─ 53 ─

荒木秀夫・山手滉

Splitting tensile Strength for Cylindrical Concrete

₆ ．まとめSpecimens

コンクリートの割裂引張強度について新設コンクリート

₆ ）British Standard ₁₈₈₁, Testing Concrete, Part ₁₁₇.

および打設後長年月を経たコンクリートについて実験的に

Method for determination of tensile splitting strength

検討を行った。本論文の範囲で得られた知見を以下に示す。

₇ ）町田篤彦：コンクリートの圧裂試験関する基礎研究，

₁ ）モールドを用いて作成した供試体とコアボーリングに

土木学会論文報告集，第₂₉₇号，pp. ₉₉-₁₁₂，₁₉₇₈

よって得られた供試体で顕著な相違はなく，コアボー₈ ）小坂義夫，谷川恭雄：コンクリートの割裂引張り強度リングした構造体コンクリートに対し JIS A₁₁₁₃ に示とパッドの品質との関係，日本建築学会大会学術講演される割裂引張試験を適用できる。

梗概集，pp. ₇₅-₇₆，₁₉₇₀
₉ ）Nihal Ariolu, et al., ＂Evaluation of between Splitting₂ ）割裂引張試験における緩衝材の使用は割裂引張強度に大きな影響を与える。

Tensile Strength and Compressive Strength for₃ ）新設コンクリートの JIS 規格による割裂引張強度は日Concretes up to ₁₂₀ MPa and its Application in Strength

本建築学会の推定式より₁.₄倍程度度大きく，同式は下Criterion,＂ ACI Materials Journal/Januar y-Februar y

限値を与えるものと考えられる。

₂₀₀₆, Vol. ₁₀₃, No. ₁, pp. ₁₈-₂₄

₄ ）新設コンクリートに対して緩衝材を有する BS 規格に₁₀）（社）土木学会：平成 ₈ 年制定コンクリート標準示方よる割裂引張強度は JIS 規格によるものより₁.₃倍程度大きな値となる。

書［設計編］，₁₉₉₆
₁₁）ACI Committee ₃₁₈, ＂Building Code Requirements for₅ ）既存コンクリートの JIS 規格による割裂引張強度に対Structural Concrete（ACI ₃₁₈-₉₉）and Commentar y

し，AIJ 推定式はほぼ上限値を与えるのに対し，BS 規（₃₁₈-R₉₉）,＂ American Concrete Institute, Farmington

格による割裂引張強度は AIJ 推定式の約₁.₄倍であっHills, Mich., ₁₉₉₉, pp. ₃₉₁
₁₂）CEB-FIP Model Code for Concrete Structures ₁₉₉₀,

た。

＂Evaluation of the Time Dependent Behavior of

割裂引張強度は圧縮強度に大きく依存しており，新設コ

Concrete,＂ Bulletin d＇ Information No. ₁₉₉, Comite

ンクリートの更なるデータの蓄積が必要と考えられる。

謝European du Beton/Federation Internationale de la辞Precontrainte, Lausanne, ₁₉₉₁, pp. ₂₀₁

本研究の実施にあたり平成₂₈年度科学研究費補助金（基₁₃）Rahpael, J. M., ＂Tensile Strength of Concrete,＂ ACI

代表：広島工業大学・Journal/March- April ₁₉₈₄, Vol. ₈₁, No. ₂, pp. ₁₅₆-₁₆₅

荒木秀夫）の助成を受けた。実験実施にあたっては平成₂₉₁₄）赤澤常雄，コンクリートの壓縮による内部應力を求む

年度卒論生に協力いただいた。ここに記して謝意を表す。

る新試驗法：（壓裂強度試驗法に就いて）（其の一），土盤研究（B）課題番号：₁₆H₀₄₄₅₈

文

木学会誌，第₂₉巻，第₁₁号，pp. ₇₇₇-₇₈₇，₁₉₄₃

献₁₅）桝田佳寛，友澤史紀，矢島善麿：実際の RC 造建築物
におけるコンクリート品質，その ₁₁ ）日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説

主として建物別

圧縮強度について，日本建築学会論文報告集，No.

₂₀₁₀，₁₉₉₉

₃₁₁，pp. ₁₅₃-₁₆₂，₁₉₈₂.₁

₂ ）日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靱性保証型

₁₆）荒木秀夫：₁₉₆₄年に建設された RC 建物から採取した

耐震設計指針・同解説，₁₉₉₉

コンクリートの物性，日本建築学会技術報告集，第₂₃₃ ）たとえば，三橋博三，破壊力学と鉄筋コンクリート構

巻，第₅₃号，pp. ₁₃₅-₁₄₀，₂₀₁₇

造，コンクリート工学，Vol. ₃₄，pp. ₂₅-₂₈，No. ₉，₁₇）瀬川優斗，荒木秀夫：₁₉₆₃年に建設された建物から採₁₉₉₆
₄ ）JIS A₁₁₁₃ コンクリートの割裂引張強度試験方法，JIS取されたコンクリートの力学的特性，広島工業大学紀要，研究編，第₅₁巻，pp. ₆₁-₆₈，平成₂₉年 ₂ 月

A₁₁₃₂ コンクリートの強度試験用供試体の作り方₅ ）ASTM International, C₄₉₆, Standard Test Method for─ 54 ─