鉄筋コンクリートの曲げひび割れ幅の経時変化に及ぼす乾燥収縮の影響
コンクリート研究室 関 友則
指導教員 下村 匠
1. はじめに燥の有無は端面シールの有無で制御した．

従来，実構造物の長期的な曲げひび割れ幅は，土木学会

埋設した鉄筋は D13（弾性係数＝1.69×105N/mm2）を基

コンクリート標準示方書のひび割れ幅算定式で求めたよ

本とし，鉄筋による拘束作用を検討するためのシリーズでりも大きくなる場合があることが指摘されている．その主は他に D19（弾性係数＝1.91×105N/mm2），D29（弾性係数たる原因は，算定式ではコンクリートの収縮の影響が過小＝2.12×105N/mm2）を用いた．供試体は打設後 1 日で脱型に見積もられているからであると考えられている 1）2）．現し，材齢 28 日まで水中養生（水温 20℃）した後，20℃60％

行の示方書式では，クリープ・乾燥収縮の影響を表す値

RH の恒温恒湿室内にて乾燥を開始した．

(ε’csd)は 150μ（高強度コンクリートでは 100μ）を用いてよ(2)試験方法

いこととされているが，長期的なひび割れ幅の算定精度を図－1 のコンタクトチップ間の長さ変化を，精度 1/1000向上させるには，この数値の再検討が必要である．本研究（mm）のコンタクトゲージを用いて計測した．供試体全

では，この課題について室内実験により検討するものであ

区間における平均ひずみと中央部（基長 100mm）のひずる．

みを測定した．なお，本研究の実験において測定されひず

石橋らは，ひび割れ発生後のひび割れ間コンクリートをみはすべてコンクリート表面におけるひずみである．

鉄筋や他部分から拘束を受けない自由体と考え，その自由収縮ひずみを用いることで，実橋のひび割れ幅実測結果に算定値を近づけることができるとしている 1）．しかしながら，自由収縮ひずみを用いることの合理性は必ずしも明ら端部を含む全区間端面（ひび割れ面）

かぶり中央部

断面辺長かではない．RC 部材中のひび割れ間コンクリートの乾燥収縮による変形には，ひび割れ近傍のコンクリートが他の部分よりも乾燥しやすくまた内部拘束の影響が少ないた

異形鉄筋打設面（非計測面）

めに表面が収縮しやすいこと，一方，ひび割れ発生後であ試験体長（ひび割れ間隔）っても鉄筋周囲ではコンクリートの収縮が鉄筋に拘束されること，などの影響が含まれていると考えられる．そこで本研究ではまず，ひび割れ間コンクリートの収縮による図－1＊計測面2面の平均値で評価した

ひび割れ間コンクリート模擬供試体の概略

変形に及ぼすこれらの影響因子を個別に検討するために，ひび割れ間コンクリートを模擬した供試体の乾燥収縮試
験を行った．
次に，RC 部材に発生したひび割れにおいて，ひび割れ900
CL（試験区間）

650
p=As/bd：1.23%

間コンクリートの乾燥収縮を考慮することでひび割れ幅の経時的な増加を説明できるかどうか検証するために，収縮量を実験変数とした RC はりの持続載荷試験を行った．

2.1 ひび割れ間コンクリート模擬供試体の乾燥収縮試験(1)供試体
供試体の作製には表－1 に示した配合 A を用いた．作製した供試体の一覧を表－2 に示す．
供試体は図－1 に示すように，コンクリート角柱に鉄筋を402. 実験概要

160

PC鋼棒

隔に，端面はひび割れ面に該当する．ひび割れ面からの乾8@65150
バネ：D13鉄筋（SD295） 150

22002500

一本埋め込むことにより，一軸 RC 部材のひび割れ間を模擬したものである．コンクリート角柱の長さはひび割れ間

ひずみゲージ70

図－2

RC はりの概略および持続載荷方法

2.2 コンクリートの収縮量を実験変数とした RC はりの持表－1

続載荷試験(1)供試体配合RC はり供試体の一覧を表－3 に示す．表－1 に示した配合 A を用いた．HSH 水準に限り，配合 B を用いた．RCAB

本研究で用いた配合
3W/Cs/a(％)

(％)

WCSG

Ad1Ad2 混和材

504516533082110030.990.995045330660496606

1.981.98

単位量 (ｋｇ/ｍ )はり供試体は図－2 に示すように，150×200×2500mm，

W：水道水，C：普通セメント（密度3.16g/ｃm3）

有効高さ 160mm とし，軸方向鉄筋（D13，弾性係数＝1.69

S：信濃川産川砂（密度2.68g/ｃm ，吸水率1.63）×105N/mm2）を 2 本配置した．鉄筋比は 1.23％であり，

─0.99

33

G：砕石（密度2.65g/ｃm ，吸水率1.10，最大寸法20mm）
Ad1 ：AE減水剤，Ad2 ：AE助剤，混和材：分離低減剤

底面および側面のかぶりは 33.5mm である．また， RC はり供試体と同断面で供試体長が 500mm の無筋供試体を各水準に 1 体ずつ作製し，自由収縮を測定した．

表－2

ひび割れ間コンクリート模擬供試体の乾燥
収縮試験の実験水準(2)計測方法および載荷方法
作製した供試体は打設直後から脱枠まで表面をビニールシートで覆い，さらにその上から湿布で覆うことで水分の逸散を防いだ．脱枠後は直ちに全体を湿布で覆いその上からビニールシートでシールし，屋内環境下で湿潤養生を開始した．SH7 供試体に限り，材齢 7 日目から 20℃60％RH の恒温恒湿室内で乾燥を開始した．自由収縮供試体も同様の条件とした．いずれの供試体も，持続載荷は材齢28 日目に開始した．LSH 供試体は，ひび割れ発生後にひび割れ部も含めて等曲げモーメント区間（試験区間）にグ供試体
記号
A1A2A
A3A4A5B1B2B
B3B自由C1CC2C3
屋内
自由収縮
屋外シリーズ

検討要因

端部変形

鉄筋拘束

ひび割れ間隔環境作用

端面シール
無有無有無無無無－無無無－－

リスを塗布し，乾燥の低減を図った．

試験体寸法

かぶり

100×100×300
150×150×300
150×150×300
200×200×300
200×200×300
100×100×300
100×100×300
100×100×300
100×100×300
100×100×100
100×100×200
100×100×300
100×100×400
100×100×400

43.5
68.5
68.5
93.5
93.5
43.5
40.5
35.5
43.5－

埋設基長
鉄筋径
D13D13D13 100・300
D13D13D13D19300
D29－
D13100
D13200
D13300－200－＊A1，B1，C3 は同一の供試体

自由供試体の収縮ひずみは，中心に埋設した埋め込み型ひずみ計により打設直後から計測した．

表－3RC はり供試体の持続載荷試験方法を図－2 に示す．持続載荷は，2 体の供試体を組み合わせて，支点間 2200mm，等曲げ区間 900mm の 2 点載荷とした．載荷荷重は，支間2両端に通した PC 鋼棒（断面積＝176.5mm ，弾性係数＝1.65

RC はりの持続載荷試験の実験水準

供試体
乾燥開始
検討要因
記号
材齢(日)
BSH
比較基準
28LSH
低収縮
HSH
高収縮
SH7 載荷前乾燥有7載荷開始 載荷モーメン 引張鉄筋応力度(MPa)
材齢(日)ト(kNm)
28

5.26

150×105N/mm2）を手動でボルト締めすることで導入した．
負荷する荷重レベルは，使用荷重下での状態を再現するこ幅の増大に及ぼす影響は大きいことが指摘されている 1)．とを勘案して，ひび割れ断面における鉄筋応力度がこれは，ひび割れ面から乾燥することによる影響と，ひび2150N/mm となるように設定した．持続載荷開始後，PC 鋼

割れ近傍ではコンクリートの変形が平面保持に従わない棒のひずみを計測し，作用曲げモーメントがほぼ一定の値ことによる影響が複合したものであると考えられる（図－となるように適宜再緊張して制御した．

3）．

ひび割れ幅の計測はひび割れ発生直後から開始した．ひ

図－4 に，A1 供試体（かぶり 43.5mm）の，端部を含ん

び割れ幅は，純粋に幅のみを抽出することを考え，鉄筋位だ全区間（基長 300mm）における平均表面ひずみと中央置に軸方向に引いた線（幅 2mm）上で精度 1/50mm のデジ部（基長 100mm）の表面ひずみを示す．実験結果では，タルマイクロスコープによって行った．本研究のひび割れ

たしかに供試体全体の平均表面ひずみの方が中央部にお幅の計測値は，ある時点のひび割れ幅を基準とした相対値ける収縮ひずみよりも大きくなったが，その差は 10μ程ではなく，ひび割れ幅の絶対値である．

度であり小さい．

鉄筋の軸方向のひずみ分布は，供試体の中央部 520mm

図－5 に，かぶりと端面シールの有無が異なる A シリーの区間に 65mm 間隔で貼り付けたひずみゲージによって，ズの各種供試体の，端部を含んだ全区間における平均表面載荷直前を原点として持続載荷時も経時的に計測した．

ひずみと中央部の表面ひずみを示す．端面のシールがない
A3，A5 供試体においては，ひび割れ面からの乾燥の影響

3. ひび割れ間のコンクリートの乾燥収縮に関する検討と，ひび割れ近傍の変形は平面保持に従わないことの影響

3.1 ひび割れ面近傍での局所的な変形の影響が複合するので収縮が大きくなると予想されたが，結果か従来，ひび割れ面近傍での局所的な乾燥収縮がひび割れらはその影響を示す有意な差は認められなかった．かぶり93.5mm で端面をシールした A4 供試体では乾燥日数 28 日
①ひび割れ近傍でより乾燥する影響

目で 70μ程度の差が認められた．端面からの乾燥のない供試体であるので，これは平面保持に従わないことの影響が単独で表れたものと考えることができる．しかし，かぶ鉄筋

り 68.5mm の A2 供試体では差が認められなかった．この②ひび割れ近傍が平面保持に従わない影響

ことより，ひび割れ近傍の変形はかぶりの影響を受けると考えられる．

鉄筋3.2 鉄筋の拘束による影響
シリーズの供試体および B 自由供試体の，端部を含んだ350

全区間における平均表面ひずみを示す．B2，B3 供試体においては，自由収縮ひずみに比べて収縮が小さい．その差は本実験結果では，自由収縮 300μに対して 50～100μ程度であり小さくはない．これは，鉄筋の拘束作用によると考えられる．同図中に，B 自由供試体の結果を用いた式（1）による計算結果を示した．

ε=ε sh1 + ( As E s / Ac E c )乾燥収縮ひずみ （μ）

図－6 に，D13，D19，D29 鉄筋をそれぞれ埋設した B

図－3

ひび割れ間コンクリートの変形の模式図

端部を含む全区間の表面平均ひずみ300
250200端部を含まない中央部の平均ひずみ

150100

A1全区間
A1中央部

5000（1）

ここで，ε：鉄筋コンクリート供試体のひずみ，εsh：自由図－4

収縮ひずみ，As：鋼材断面積，Es：鋼材弾性係数，Ac：コンクリート断面積，Ec：コンクリート弾性係数，である．
り鉄筋の拘束作用を受けた表面ひずみを概ね表すことができた．
図－4，図－6 の結果を総合すると，D13 鉄筋を埋め込んだ供試体において，全区間の平均表面ひずみがほぼ自由収縮ひずみと等しくなったのは，ひび割れ面近傍の変形の影響と，鉄筋拘束の影響が相殺したためと考えられる．このことが，ひび割れ幅算定においてひび割れ間コンクリー
トを自由体と考えてもよいことの理由であると考えられる．
3.3 ひび割れ間隔の影響
図－7 に供試体長を変化させた C シリーズの供試体の，乾燥収縮ひずみ （μ）

計算値は実験値と一致しており，一軸方向の弾性拘束によ

端面シール有

A2全区間
A2中央部
A4全区間
A4中央部

0350
300
25020015010050051015202530

端面シール無A3全区間
A3中央部
A5全区間
A5中央部

051015202530

乾燥日数 （day）

結果では，供試体長（＝L）200mm，300mm の供試体の収縮ひずみはほぼ同等となり，それに対して L=100mm の供30

ひび割れ面近傍の乾燥収縮による変形

350
300250200150100500

端部を含んだ全区間における平均表面ひずみを示す．実験1020
乾燥日数 （day）

図－5

かぶり厚さと端面からの乾燥の有無の影響

試体の収縮ひずみは 100μ程度大きくなった．これはL=100mm の供試体では全区間の表面平均ひずみに占める3.4 屋内と屋外環境における自由収縮ひずみの違い端部の変形の影響割合が大きいためと考えられる．L＝

図－8 に，恒温恒湿室内と屋外でそれぞれ計測された乾200mm，300mm の供試体では，端部が全区間に占める割燥収縮ひずみを示す．恒温恒湿室内での収縮に対して屋外合が小さいので，端部の変形が全区間の表面平均ひずみにでの収縮は小さい結果となった．また，屋外の計測値は変及ぼす影響はもはや認められない．この傾向は，示方書の動が大きいことから，降雨や日射の影響を受けていること

収縮予測式において端部を考慮せずに V/S を変化させたが考えられる．佐藤らの研究においても，屋外の収縮は恒だけでは表現できないが，実際のひび割れ間隔は通常温恒湿室のおよそ 1/2 であったことが報告されている 4）．

200mm より大きいので，端部の影響を考えなくとも問題

示方書の収縮予測式による予測値は恒温恒湿室内の計測はないといえる．

値を概ね評価できている．

実測平均値
実測最大値

300
250

250

100

B自由B2
B1計算値
B3計算値

50

乾燥収縮ひずみ （μ）

0B1B3
B2計算値

5101520
乾燥日数 （day）
図－6 鉄筋による拘束の影響

400
350
300
250
200
150
100
5002530

ひび割れ間隔（mm）

1500200
150
100
500BSH
1LSH
2HSH
3SH74

図－9 ひび割れ間隔の実測値と算定値
C1C2C3示方書

0図－7

乾燥収縮ひずみ （μ）

趙・丸山式
示方書式

2005101520
乾燥日数 （day）

25

計算値（ひび割れ断面）
実測平均値
計算値（テンションスティフニング・収縮考慮）

ひび割れ間隔の相違による影響

800

屋内
移動平均

6000.1530

ひび割れ幅（mm）

乾燥収縮ひずみ （μ）

350

屋外
示方書

4000.10.05

2000-2000204060

80100120

乾燥日数 （day）
図－80BSH

LSH

HSH

SH7

図－10 初期ひび割れ幅の実測値と算定値

屋内と屋外の乾燥収縮の相違

4. 持続曲げ荷重をうける RC はり供試体のひび割れ幅の経時変化に関する検討
4.1 ひび割れ間隔示す．算定値は，ひび割れ断面での鉄筋応力度の計算値，コンクリートのテンションスティフニング効果および載荷前のコンクリートの収縮による影響を考慮した鉄筋応

図－9 に，RC はり供試体の等曲げ区間における実測ひ力度と図－9 における平均ひび割れ間隔の算定値を用いた．

び割れ間隔の平均値と最大値，示方書式による最大ひび割

テンションスティフニング効果については角田の研究，載れ間隔の算定値，趙・丸山式による平均ひび割れ間隔の算

荷前の収縮による影響については石橋らの研究における7)定値を示す ．実測値に対して各算定式はやや小さく算定考慮方法に拠った 2)3)．ひび割れ断面での鉄筋応力度を用する傾向にあるが，概ね適切に評価している．

いた算定値は実測値を過大評価する傾向にあることがわ

また，全供試体における個々のひび割れ間隔とその供試

かる．ひび割れ間隔の実測値と算定値はほぼ一致していた

体の平均値との比の度数分布による統計的検討も行ったので，初期ひび割れ幅の算定精度は主に鉄筋応力度の算定

結果，標本数は 27 であり，変動係数は 0.236 であった．

値に依存することとなる．鉄筋応力の算定においてテンシ

趙・丸山の研究における変動係数は 0.288 であり，ばらつョンスティフニング効果と載荷前の収縮の影響 1) 6)を考慮

きは同程度といえる 5）．

した場合のひび割れ幅の算定値は，実測値と良く一致して4.2 ひび割れ幅の初期値いる．しかし，載荷前から乾燥させた SH7 供試体では，図－10 に，載荷直後のひび割れ幅の実測値と算定値をそれらを考慮しても算定値が実測値を上回った．これは，

SH7 供試体が載荷前に乾燥を受けたことにより，想定より4.3 鉄筋ひずみの経時変化
図－11 に，BSH および LSH 供試体の中央 520mm における軸方向の鉄筋のひずみの分布を示す．図中には，載荷直後および載荷後 120 日経過時の結果を示している．どの供試体においても載荷後 120 日において鉄筋ひずみの増鉄筋ひずみ（μ）

も大きなクリープが生じていた可能性が考えられる．

BSH（0日）BSH（120日）

LSH（0日）1000

LSH（120日）

500加が認められた．すなわち，引張部コンクリートのテンシ

0-300ョンスティフニング効果が減少している．

-200-1000100200

図－12 に，供試体中のコンクリートの平均応力の経時スパン中央からの距離（mm）変化を示す．コンクリートの平均応力は，鉄筋の平均ひず

図－11 引張鉄筋ひずみの分布

300

みの実測値を用いて式（2）により算定した．

M − As E s ε s z
Ac z

4.5（2）

ここで，σcm：コンクリートの平均応力，M：持続載荷モーメント（一定），As：鋼材断面積，Es：鋼材弾性係数，εs：鉄筋の平均ひずみ，Ac：コンクリート引張部の断面積，ｚ：合力間の距離（一定），である．鉄筋ひずみの増加に影響を及ぼす要因としては圧縮部コンクリートのクリープと

4σcm/Espe（×10-4）

σ cm =

3.5
32.5

HSHBSHSH72LSH1.51

引張鉄筋の付着の損失が考えられるが，ここでは圧縮部コ0.5

ンクリートのクリープによる中立軸の変動を考慮してい0ないため，前者と後者は分離評価されない．

0各供試体の算定された載荷初期の σcm は，コンクリート20の引張強度を ft とするとき，σcm/ft＝0.39～0.46 であった．
角田の研究によると σcm/ft の値は 0.2～0.6 の間にあり 3），406080
載荷日数（day）

100120

図－12 コンクリートの平均応力の経時変化

本実験結果はこの範囲に収まっている．
また，角田の研究では，持続荷重下では σcm が時間とと0.25もに徐々に減少していくことから，実用上 σcm をゼロとす時間とともに減少する現象は認められたが，その減少割合は載荷初期時の 10～15％程度であり，角田の研究における 50％程度に比べると小さい．本実験では荷重レベルが低いこと，載荷前の乾燥による引張鉄筋の付着の損失が少なかったことにより，持続荷重下でも付着が比較的健全に保たれていたためと考えられる．
4.4 ひび割れ幅の経時変化
図－13 に，持続載荷試験における各 RC はりのひび割れ幅の平均値の経時変化を示す．また，図－14 に，各 RC はりの載荷開始時（材齢 28 日）のひび割れ幅からの増加量を示している．収縮量が大きい HSH，BSH 供試体のひび0.2ひび割れ幅（mm）ることが提案されている 3）．本実験結果では，σcm が載荷0.150.1BSHLSHHSHSH70.0500204060
80 100
載荷日数t+1（day）

120

図－13 平均ひび割れ幅の経時変化

割れ幅の増加量は，収縮量が小さい LSH 供試体のおよそ 2倍となった．ひび割れ幅の経時的な増大には，主としてひで計測している鉄筋ひずみの分布から求めた鉄筋ひずみ

び割れ発生後に進行する乾燥収縮が影響を及ぼしているの平均値の増加量と，ひび割れ間隔の実測値の平均値の積ことが確認できる．

である．このようにして計算されるひび割れ幅の増加量は，また，図－14 中に鉄筋ひずみの増加から計算されるひ実際のひび割れ幅の増加量のわずか７～15％に過ぎないび割れ幅の増加量を実線で示した．これは，供試体中央部ことから，ひび割れ幅の経時的な増大の主要因ではないと

0.1

いえる．このことからも，ひび割れ幅の経時的増大の主原BSH
LSH
HSH
SH7

因はコンクリートの収縮であることが間接的に示唆され0.08

ひび割れ幅（mm）

る．
図－15 に，BSH 供試体のひび割れ幅の最大値，最小値，平均値の増加量の経時変化を示した．また図中に，ひび割れ間コンクリートの自由収縮ひずみから計算されるひび割れ幅増加量，およびそこに鉄筋ひずみの増加の影響を加味した算定値を実線で併記した．ひび割れ間コンクリート

0.06
0.04
鉄筋ひずみの増加による増加量0.02の自由収縮ひずみは，ひび割れ間コンクリートを断面の幅b×中立軸高さ（h－x）×ひび割れ間隔の平均値 Lav で表さ0れる直方体の自由体とみなし，示方書の収縮予測式を用い0て算定した．乾燥は，底面と両側面の 3 面から進行すると20406080
載荷日数（day）100120

して，V/S を算出した（図－16）．

b (h − x )L av
V S=2(h − x )L av + bL av

図－14 平均ひび割れ幅の増加量の経時変化
（3）

0.15
鉄筋ひずみの増加を考慮

平均

このようにして評価された算定値は，実験結果に概ね適最大ひび割れ幅（mm）合していることが分かる．本実験結果では，鉄筋ひずみの増加を考えずとも，乾燥収縮を考慮するだけでひび割れ発生後のひび割れ幅の経時変化が表現できた．
5. ひび割れ幅の計算方法

最小0.1

0.05

これまでに考察したことを踏まえて，ひび割れ幅の計算
ひび割れ間コンクリートの自由収縮による算定値

方法を次のようにまとめる．
まず平均ひび割れ幅を次式により計算する．

⎞⎛σσw av = Lav ⎜⎜ se − cm + ε sh' ⎟⎟⎠⎝ E s Es pe0020（4）406080100120

載荷日数（day）
図－15 BSH供試体のひび割れ幅の経時変化

ここで，Lav：平均ひび割れ間隔，σse：鋼材位置のコンク
リートの応力度が 0 の状態からの鉄筋応力度の増加量，Es：鋼材の弾性係数，σcm：かぶりコンクリートの負担する
平均引張応力，pe：鋼材断面積とかぶりコンクリートの有実部材
曲げひび割れ効断面積の比，ε’sh：ひび割れ間コンクリートの自由収縮ひずみ，である．Lav は趙・丸山らの研究 5)により算定する．
σcm は 0.4ft とする．ひび割れ間コンクリートの自由収縮ひh

ずみは示方書の収縮予測式を用いて算定し，その際に用いる V/S は式（3）で計算する．また，鉄筋による拘束の影

Lb

響は，弾性拘束として考慮している．
次に，趙・丸山による統計的分析の結果に基づき，ひび両端面・上面は非乾燥面モデル割れ幅の平均値から最大値を次式により計算する 5）．

wmax = 1.5wav（5）図－17 に，本計算方法による BSH 供試体の実測値と算定値を示す．算定値は実測値を適切に評価できている．また，図－18 に，本計算方法による既往の研究 1)4)7)8)9)におxhbh-x
Lav

いて報告されているひび割れ幅の実測値と算定値を示す．
様々な条件下での実験値についても概ね評価できている．

図－16 ひび割れ間コンクリートの模式図

0.40.30.3

実測最大値

0.2

算定値（mm）

ひび割れ幅（mm）

0.25

計算最大値

0.15

実測平均値

0.1

計算平均値

0.20.10.05

020

406080100
載荷日数t+1（day）

0120

図－17 BSH供試体のひび割れ幅の実測値と算定値
6. まとめ本研究において以下の知見が得られた．
■1)

pp.1309-1318，1991

4)

北篠泰秀ほか：RC 部材の長期変形・ひび割れ幅に及ンクリートジャーナル，Vol.8，No.9，pp.1-10，1970
ぼす環境条件の影響の検討，コンクリート工学年次論文報告集，Vol.15，No.2，pp.359-364，19935)/V-23，pp.147‐156，1994

間コンクリートの収縮であると考えられる．
ひび割れ間コンクリートをモデル化して導出した

6)

V/S を用いることで，示方書の収縮予測式からひび割■集，第 760 巻/V-63，pp.181-195，2004
7)

平松洋一ほか：高強度コンクリートの低収縮化によるて考慮することとした．

RC 部材の時間依存性曲げ挙動の改善，コンクリートひび割れ幅算定に用いる引張鉄筋応力度を求める際

工学年次論文報告集，Vol.25，No.2，pp.835-840，2003には，コンクリートのテンションスティフニング効果

8)李振宝ほか：鉄筋コンクリート部材の長期曲げひび割と，載荷前の収縮によって部材に導入された初期応力れ幅算定法，日本建築学会構造系論文集，No.565，がひび割れ発生とともに解放されることの影響を考pp.103-110，2003

慮する必要がある．
■

谷村充ほか：若材齢時長さ変化を考慮した RC 曲げ部
材のひび割れ・変形の一般化評価方法，土木学会論文

れ間コンクリートの自由収縮ひずみを算出する方法を提案した．鉄筋による拘束の影響は，弾性拘束とし

趙唯堅，丸山久一：鉄筋コンクリートはりの曲げひびわれ幅算定式の再評価，土木学会論文集，第 490 巻

加の影響は小さく，主に影響を及ぼすのは，ひび割れ■

石橋忠良ほか：RC 梁の曲げひびわれ性状に及ぼすひ角田与史雄：鉄筋コンクリートの最大ひび割れ幅，コであると考察した．
ひび割れ幅の経時的な増加に及ぼす鉄筋ひずみの増

石橋忠良，津吉毅：コンクリート桁の表面の曲げひび

3)

変形の影響と鉄筋の拘束による影響が相殺するため■

0.4

びわれ発生材令の影響，構造工学論文集，Vol.37A，

ひび割れ間コンクリートの収縮ひずみが，自由収縮ひずみと同等となる理由は，ひび割れ近傍での局所的な0.2
0.3
実測値（mm）

No.484，pp.33-40，1994
2)

縮は，コンクリートの収縮が埋設鉄筋により弾性拘束■

0.1

割れ幅の算定法に関する研究，土木学会論文集，Vol.22，

鉄筋コンクリート中のひび割れ間コンクリートの収されるとして評価できる．

北篠ら

参考文献

す影響は小さい．また，鉄筋による拘束の影響は無視■

石橋ら

図－18 過去に報告されているひび割れ幅の実測値と算定値の比較

ひび割れ近傍での局所的な変形が，ひび割れ幅に及ぼしえない．

氏家ら

李ら

00平松ら

9)

氏家勲ほか：鉄筋コンクリート部材の長期ひび割れ幅

実験から得られた知見を踏まえて，ひび割れ幅の算定とかぶりコンクリートの損傷，コンクリート工学年次手法を提案した．本研究が提案した算定方法は，本実

論文報告集，Vol.22，No.1，pp.463-468，2000

験および既往の実験によるひび割れ幅の実験値を概ね評価することができる．