広島工業大学紀要研究編
第 51 巻（2017）61-68

論文

1963 年に建設された建物から採取したコンクリートの力学的特性
瀬川

優斗＊・荒木秀夫＊＊・坂本英輔＊＊（平成28年10月28日受付）

Mechanical properties of Concrete from Existing Building Constructed in 1963
Yuto SEGAWA, Hideo ARAKI and Eisuke SAKAMOTO（Received Oct.28, 2016）

Abstract
The properties of old concrete are important factors in the seismic evaluations of existing buildings.
However, those properties are sometime different from design performance in the structural draft. It isinvestigated that those properties of concrete are affected by deteriorations over long time periods,
uncertainty of construction and several other factors. 54 concrete specimens were manufactured from theconcrete cylinders from school building planed for demolition. In this paper, the mechanical properties ofold concrete are mainly discussed. By compressive tests using 26 concrete specimens the compressive
strengths were widely distributed. The lowest strength 8.4 N/mm 2 was less than half of the specified
strength of 17.6N/mm2, although the average compressive strength of 17.1N/mm2 was almost the same as
the specified strength. The tensile strengths by using 28 concrete specimens were distributed from 0.54N/mm2 to 1.95N/mm2. The modulus of elasticity was approximately 0.925 times of the estimated values byusing the present equations.

Key Words: Old concrete, Mechanical properties, Existing building, Compressive test, Splitting test

ることは，使用材料や打設方法の違い等の影響を取り除く

１．はじめにことにより，コンクリートの採取部材や採取位置がコンク

既存建物におけるコンクリートの力学的特性は実験室でリートの物性に与える影響をより詳細に調査できると考え１）られる。これまで筆者等は集合住宅からコンクリートを採山本等 によって示されている。筆者等が行った検討にお取し，その力学的特性に与える部材種別，階数等の影響に作成されたコンクリートと同等ではないことは桝田等 ，２）

３）

いても同様な結果が得られている 。しかし，現行の既存ついて検討を加えた４）。 その結果，部材種別，コア採取

建物耐震性能評価ではこの相違について特に考慮されず，位置，階数などは力学的特性にそれほど影響を与えないが，実験室から得られた評価式を用いているのが実情である。

ヤング係数が推定式より低めとなるなど従来の研究成果と上記の研究では多数の建物の様々な部位から得られたコ同じ結果が得られた。 このような背景から，本研究は既ンクリートを用いてその力学的特性を評価しているが，建存建物の耐震性評価の精度向上を目指して既存建物のコン物が異なれば環境条件やコンクリートに使用される骨材やクリートの物性を把握することを目的としている。本論文

セメント，施工時の状況も異なっており，そのことがコンは竣工後 53 年の学校校舎のコンクリートの物性を調査しクリートの特性に与える影響は無視できないと考えられたものである。文献４）の対象建物は耐震診断の現地調査でる。単一の建物から採取したコンクリートの特性を把握す

圧縮強度が 13.5N/mm2 以下のコンクリートが部分的に存＊＊＊

広島工業大学大学院工学系研究科建設工学専攻＊＊＊

広島工業大学工学部建築工学科― 61 ―

瀬川優斗・荒木秀夫・坂本英輔

在していることが分かり，解体と判断されたものである。
ところが解体時に各階の構造部材から採取したコンクリー
トの平均圧縮強度は設計基準強度を上回り，強度的には比較的健全であることが分かった。一般的に建物は調査されることなく解体撤去される場合が多いが，建物の実情を示す資料と考えると貴重なものである。本研究で対象とする
建物は耐震診断の結果，耐震性が低く解体が決定した校舎（a）柱（b）梁図1であり，全階の構造部材からコンクリートを採取して圧縮抜き取り位置試験，割裂試験を行った。応力度ひずみ度関係から求めたに示すように，１本当たり４本抜き取ることとし，水平に圧縮強度，ヤング係数，圧縮強度時ひずみおよび引張強度隣り合う２本を圧縮用と割裂用に割り当てることとした。

について，既往の RC 規準式や各種推定式との比較検討を抜き取り対象柱は南側の２本とし，全て階の柱から計 40行った。応力度ひずみ度関係については既往の評価式を修本 コ ア を 採 取 し た。 柱 断 面 は 250mm×600mm お よ び

正して，実験値との比較を行った。また，抜き取ったコン

300mm×900mm の２種類で，いずれの柱も断面短辺方向クリートコアを用いて中性化試験を行い，圧縮強度との関にコアボーリングしている。大梁は図１（b）に示すよう連を調べた。に 2 本ずつ近接して抜き取り，それぞれ圧縮用と割裂用にしている。１階～３階の階段室の２箇所，４階は１箇所，２．対象建物及び試験体概要

計 14 本採取している。梁断面は 300mm×700mm で梁幅方向に抜き取っている。圧縮試験用および割裂試験用とも本研究で対象とした建物の概要を以下に示す。
用途：高等学校校舎

コアの直径と高さの比が１：２となるように成形している。

竣工：1963 年（解体 2016 年：53 年経過）

柱から試験用に整形した供試体は 40 個（圧縮用 19，割裂主構造：RC 造５階建て用 21 個），梁から 14 個（圧縮用，割裂用それぞれ７個），建築面積2合計 54 個である。

：506.78m2

延床面積：2243m

スパン数：X 方向 14 スパン

３．加力測定方法

Y 方向１スパン

設計基準強度 ：17.6N/mm2（180kg/cm2）

圧縮試験方法は JIS A1108 によっている。加力は 200 ㌧

検討対象建物は高等学校校舎であり，架構種別は RC 造圧縮試験機を用い，単調載荷している。ひずみ測定の際はである。写真１に建物全景を示す。コアボーリングの様子

コンプレッソメータ（以下 C.M.）と検長 60mm のひずみを写真２に示す。コンクリートコアの直径は約 100mm でゲージ（以下 S.G.）を併用して行った。割裂試験方法はあり，全部材とも抜き切りを目標とした。柱からは図１（a）

JIS A1113 によっている。ヤング係数の算定は JIS A 1149に基づいて算出している。中性化試験は JIS A 1152 に準拠して行っている。

４．試験結果4.₁

単位体積重量供試体は JIS に基づいて直径，高さ，重量を計測し，単位体積重量 γ を算出した。表１に単位体積重量を採取部材別に比較した結果を示す。鉄筋コンクリート構造計算規準・
写真１

対象建物

同解説５）
（以下 RC 規準）では圧縮強度 FC<36N/mm2 の範囲でコンクリートの単位体積重量は 23kN/m3 を推奨して
表１

写真２

部材
個数
平均最大値
最小値
標準偏差
分散

コアボーリング― 62 ―

単位体積重量（kN/m3）
柱40
22.11
23.05
21.56
0.010.34

梁
1422.27
23.23
21.61
0.020.46

全体
5422.15
23.23
21.56
0.38
0.01

1963 年に建設された建物から採取したコンクリートの力学的特性
表2
部材
個数
平均最大値
最小値
標準偏差
分散

表３

圧縮強度（N/mm2）

柱1916.624.38.43.411.3

梁
718.4
25.6
13.54.013.7

全体2617.1
25.6
8.4
3.612.6

部材
個数
平均最大値
最小値
標準偏差
分散

50

梁
718.1123.54
13.44
3.6411343

30

柱梁2017.6N/mm

210

13.5N/mm

20182022243
単位体積重量γ（kN/m )図2式(2)

工大高全体
2616.3923.64
5.22
4.1116252
110%

240

ヤング係数Ec(kN/mm )2

柱1915.76
23.64
5.22
4.1816566

40
式(1)
設計基準強度
耐震診断適用下限値

工大高

圧縮強度σB (N/mm )ヤング係数（kN/mm2）

3090%
2010002670%

柱梁
10203040
圧縮強度σB(N/mm 2)

図3

単位体積重量いるが，本建物から採取した供試体は最大値で 23kN/m350

ヤング係数値等を示す。ヤング係数算出にあたりストレインゲージの3を満足しているものの，平均で 22.15kN/m となった。柱ひずみを用いて求めたものである。ただし，ストレインゲー

梁それぞれの平均値をみるとばらつきも大きくなく，部材ジの２つの縦ひずみに著しい相違があり，計測不良と判定別で有意な差はないと判断される。

した場合はコンプレッソメータによるひずみからヤング係数を求めた。ヤング係数は 5.22 ～ 23.64kN/mm2 の間にば4.2 圧縮強度らつき，平均値で 16.39kN/mm2 となった。部材別の平均

表２に部材別の圧縮強度の平均値等を示す。建物全体で値を比較すると，柱部材は 15.76kN/mm2 であるが，梁部見ると圧縮強度は 8.4～25.6N/mm2 の間に大きくばらつい

材の平均値は 18.11kN/mm2 となっており，圧縮強度と同ている。柱，梁の平均値はそれぞれ 16.6N/mm2，18.4N/mm2

様に梁の方が若干，高くなっている。しかし，ばらつきはとなり有意な差とは言えない。両部材とも本建物の設計基柱のほうが大きい。図３にヤング係数と圧縮強度の関係を2

準強度 17.6N/mm 前後の値となり，全供試体の平均値は示す。同図中に RC 規準５）にある式（2）の値を挿入して17.1N/mm2 である。図２に圧縮強度と単位体積重量の関いる。なお，RC 規準式を用いる際には文献 1）に従って単係を示す。多数の既存建物から採取したコンクリートに関位体積重量 γ として 23kN/m3 を用いている。

６）する研究をみると文献 に示される式（1）がある。
（2）（1）
ここで， σB：圧縮強度（N/mm2）

ここで，EC：ヤング係数（kN/mm2）

γ：単位体積重量（kN/m3）
得られたヤング係数は RC 規準式と同様に圧縮強度の上昇3とともに増加する傾向にあるものの，実験値は推定値を下この式に表２の単位体積重量平均値 22.15kN/m を用いて2圧縮強度を求めてみると 24.3N/mm となり，本建物の圧回るものも多く，既往の研究結果と同様となった１）。また，

縮強度平均値 17.1 N/mm2 と大きな隔たりがあることが分同文献では実験値は RC 規準式の 90% ± 15% に分布して７）2いるとあるが，本建物の場合の中央値はほぼ 90% とほぼ及び本建物の設計基準強度 17.6N/mm を示す。本建物の同じであるが，分布はやや広く± 20% となっている。長コンクリートはこの下限値を下回るものがいくつかあり，年月を経たコンクリートのヤング係数が推定式（2）を下低強度コンクリートを有する建物と判断される。一方，設回る原因として既往の文献では長期荷重によるコンクリー

計基準強度以上のものも半数近くある。

トのクリープの影響２）や長期間による乾燥による影響８）なかる。また図中に耐震診断基準 の適用下限値 13.5N/mm2どが挙げられている。特に文献８）では上の式（2）の早急4.3

ヤング係数な改善を指摘しているが，現在のところ，これらのことは表３に JIS に基づいて求めた部材別のヤング係数の平均

既存建物の耐震性能評価に反映されていない。コンクリー― 63 ―

瀬川優斗・荒木秀夫・坂本英輔

実験値 Ec(kN/mm2)

3020

表４
工大高

部材個数
平均
最大値
最小値
標準偏差
分散

柱梁

10Obs.=0.925Cal.

図４

梁
71.31
1.95
0.972
0.362
0.112

全体
28
1.21
1.95
0.544
0.315
0.095

工大高30210202
計算値 Ec（kN/mm )

柱21
1.16
1.920.544
0.299
0.085

3
引張強度σｔ(N/mm )00

引張強度（N/mm2）

ヤング係数比較トのヤング係数は耐震診断時における形状指標（建物偏心）

2式(3)
式(4)
1
柱梁に関わっているとともに，耐震補強時に最も多用されるあ00と施工アンカーの強度評価（支圧強度推定）に使われてお10り，診断や改修設計において再評価されることが強く望ま図５れる。 RC 規準の式（2）をもとに本実験で計測された単位体積重量と圧縮強度を用いて推定ヤング係数を求め，実50

引張強度

工大高

実験値 σt(N/mm2)

験値とを比較したものを図４に示す。最小二乗法による１次回帰曲線を求めると実験値は推定値のほぼ 92.5% となっている。単位体積重量を考慮しても推定値との差は桝田等の研究１）で示される相違とほぼ同程度となっている。
4.42030402
圧縮強度σB （N/mm )2

柱梁

1Obs.=0.890Cal.

引張強度00

これまで構造体コンクリートとしての引張強度（割裂強122

計算値 σt(N/mm )度）に関しての研究はあまり見られない。もともと耐震診図６

断業務において要求されない事項であるためである。しか計算値比較し，引張強度はせん断ひび割れ耐力やあと施工アンカーの中央値のやや上あたりに位置していることが分かる。図６

引き抜き耐力に直接影響する値であり，既存建物にとってに全供試体の引張強度について建築学会の式（3）との比較重要な構造指標である。特に前者は 1971 年以前に建設さを示す。全体的にばらつきは大きいものの最小二乗法によれた既存建物におけるせん断補強筋の少ない部材では急激り実験値は推定値の 89% 程度になっていることが分かる。

な耐力低下を引き起こすせん断破壊の引き金にもなりうる4.5ものである。文献４）では 11 供試体と少なかったが，本研最大強度時ひずみ

究では 25 供試体を対象としている。また，圧縮強度との表５に最大強度時ひずみ一覧を示す。得られた圧縮強度関係を明らかにするために同一部材から抜き取った２本の時ひずみは大きくばらつき 1043 μ～3703μ に分布しておコンクリートを圧縮試験用と割裂試験用にした。表４に引り，全平均は 2166 μとなった。梁と柱のひずみに有意な2張強度一覧を示す。引張強度は 0.544～1.95N/mm に分布差は見られない。図７に圧縮強度時ひずみと圧縮強度の関2し，その平均値は 1.21N/mm となった。圧縮強度の 1/14

係 を 示 す。 図 中 に 推 定 式 と し て，Popovics 式 11）， 村 上程度である。図５に引張強度と圧縮強度との関係を示す。

式 12）を示している。

（3）

Popovics 式

（5）

（4）

村上式

（6a）

ここで， σst：引張強度（N/mm2）（6b）

図中には，引張強度と圧縮強度の関係式として日本建築学
ここで，εm：圧縮強度時ひずみ（× 10-6）

会の文献９）に示される式（3），土木示方書 10）に示される式（4）を挿入している。式（3）による推定値は概ね実験値― 64 ―

1963 年に建設された建物から採取したコンクリートの力学的特性
表５梁
62362
3275
1430
677381693

工大高全体
2221663703
1043
561300854

4Popovics実験定数 n

柱1622273703
1043
532265545

21n=exp(0.0256σB)
13.5N/mm

00

式(5)
式(6a)

工大高
4n=exp(0.0384 σB)

式6(b)
式(8)
柱梁

35-30020

図８

実験定数 n3040502

圧縮強度σ B（N/mm )

図７43

柱梁
2030

Obs.=1.084Cal.

工大高

10

17.6N/mm 2

1052
12

圧縮強度σB(N/mm 2)3

実験値 εmax(×10 μ)最大強度時ひずみεmax(×10 )

部材個数
平均
最大値最小値標準偏差
分散5

圧縮強度時ひずみ（μ）

圧縮強度時歪村上式中のヤング係数は RC 規準式（2）を用いて求め，

32100

その際に単位体積重量は 23kN/m3 を用いている。圧縮強度と圧縮強度時ひずみの関係は図中に示す Popovics 式や

柱梁
1

図９

村上式以外の提案式にも示されるように圧縮強度の増加に2343
計算値εmax(×10 μ)5

最大強度時ひずみ比較伴って圧縮強度時ひずみも上昇すると考えられているが，実験値は最小二乗法による推定値の 1.08 倍となっている

本建物のコンクリートは圧縮強度が増加するに従って低下が実験値は 2500 μから 4000 μの大変形領域まで分布して５）する傾向がある。この傾向は文献 に示す既存建物のコンいるのに対し，推定値はほぼ 2000 μ前後の値となっておクリートでも見られる。このことから既存建物から得た古り，式（8）もしくは式（6a）は改善の余地があると考えいコンクリートと打設後間もないコンクリートに相違があられる。

ると推定される。村上式はこの傾向をとらえている。実験4.6値は推定式を中心に分布している。村上式では Popovics

応力度ひずみ度関係

による応力度ひずみ度関係式における実験定数 n を圧縮前項で示すように最大強度時ひずみが圧縮強度および単強度，ヤング係数，圧縮強度時ひずみを用いて式（7）の位体積重量によって推定できることから Popovics によるように表現している。

応力ひずみ関係の推定式（10）を用いて実験値との比較を行った。計測ひずみについては大変形領域まで計測できる（7）

コンプレッソメータによる値を用いた。
（10）式（7）を用いて求めた実験定数 n と圧縮強度の関係を図８に示す。回帰分析による本実験定数 n と圧縮強度の関係は村上式とは異なり式（8）のように表される。

紙面の都合上，応力度ひずみ度関係の比較は圧縮強度（8）20N/mm2 以上の普通強度から 10N/mm2 以下の低強度コンクリートのものまでを 12 試験体を抽出して比較した。比式（8）による実験定数 n と図４に示すように実験値が較例を図 10 に示す。各図中に圧縮強度実験値σB，実験定RC 規準式（2）による推定ヤング係数の 92.5% であるこ

数 n，最大強度時ひずみ実験値 Obs.εm，同計算値 Cal.εmとを考慮して，式（2）を修正した式（9）によるヤング係を示す。いずれの強度においても最大強度まではほぼ推測数を式（6a）に代入して圧縮強度時ひずみの推定を行った。

可能である。しかし，全体的な形状をみると比較的強度の高いものは最大強度時ひずみおよび最大強度以降で計算値（9）が実験値を追跡し得ていない場合がある。圧縮強度のもっとも高い試験体 1FBE-1 を除くと最大値以降の応力ひずみ

図９に実験で得られた圧縮強度時ひずみとの比較を示す。
― 65 ―

関係は推定値を下回る場合が多い。これは圧縮強度が高く

瀬川優斗・荒木秀夫・坂本英輔

4.7

なるにつれて試験機剛性の影響を受けやすくなることと，階数による強度分布

実験定数 n の推定に原因があると思われる。コンクリー

図 11 に階数別の圧縮強度分布を示す。現行の耐震診断

トの応力ひずみ関係における最大耐力以降の挙動は RC 部

では１階当たり３本程度のコアコンクリート採取が推奨さ材の靭性能と関係しており，既存建物の評価指標 F 値にれているが本実験では５本の結果を用いている。図中に設影響を与えるものであるので今後の検討が望まれる。一方，

計 基 準 強 度 17.6N/mm2 お よ び 耐 震 診 断 適 用 下 限 値

圧縮強度 20N/mm2 以上の応力度ひずみ度関係においては13.5N/mm2 を挿入している。平均強度は１，２階で設計基大変形領域に至ると推定値が徐々に低下し，実験値から離準強度を満たしているが，３～５階は設計基準強度以下とれる。これは村上式自体が高強度コンクリート用に開発さな ってい る。ま た１階， ３階， ５階で耐 震診 断下限 値れたものであるためと考えられる。全体的にみると最大耐13.5N/mm2 を下回るコンクリートがある。特に１階では力以降の耐力低下度合いが緩やかな傾向は実験室レベルで９N/mm2 を下回るコンクリートも見られる。この箇所は作成される低強度コンクリートとも一致している 13）。

コアボーリング自体が難しい箇所でもあり，単に低強度コンクリートというより，豆板等による劣悪なコンクリート

2010638001023022010638243063863822ひずみ度ε(×10 μ)43020246381010σB :11.8N/mm2n 1.566
Obs.εm: 1105μCal.εm : 2169μ5F9-12063800102463810ひずみ度ε(×10 μ)30σB 16.0N/mm2
n :1847Obs.εm: 2935μCal.εm : 2090μ

4FBW-1201010104683ひずみ度ε(×10 μ)30σB 14.5N/mm2n :1746
Obs.εm: 2510μCal.εm : 2079μ4F8-3応力度σ(N/mm 2)2応力度σ(N/mm )202ひずみ度ε(×10 μ)σB :25.6N/mm2n :2.673
Obs.εm: 2140μCal.εm : 1857μ1FBE-18100010322400101026σB :15.4N/mmn :1.809
Obs.εm: 2475μCal.εm : 2165μ3FBW-120σB :15.7N/mm2n :1829
Obs.εm: 2350μCal.εm : 2136μ5F8-320100030ひずみ度ε(×10 μ)応力度σ(N/mm )2応力度σ(N/mm )204ひずみ度ε(×10 μ)100010σB :16.3N/mm2
n :1.870
Obs.εm: 1965μCal.εm : 2101μ5F8-12240010応力度σ(N/mm )23030

810ひずみ度ε(×10 μ)003σB :18.3N/mm2
n :2.019
Obs.εm: 2500μCal.εm : 2093μ3F10-1応力度σ(N/mm )2応力度σ(N/mm )20630σB :18.1N/mm2
n :2.000
Obs.εm: 2318μCal.εm : 22095μ3F9-1

4ひずみ度ε(×10 μ)24応力度σ(N/mm )210ひずみ度ε(×10 μ)0020応力度σ(N/mm )00σB :18.5N/mm2n :2.035
Obs.εm: 1913μCal.εm : 2103μ2FBE-122201030σB :18.3N/mm2
n :2.019
Obs.εm: 2193μCal.εm : 2090μ2F9-3応力度σ(N/mm )2応力度σ(N/mm )30σB :18.6N/mm2
n :2.040
Obs.εm: 2093μCal.εm : 2078μ2F9-1応力度σ(N/mm )3010002ひずみ度ε(×10 μ)4638ひずみ度ε(×10 μ)

図10応力度ひずみ度関係― 66 ―

10002463ひずみ度ε(×10 μ)8101963 年に建設された建物から採取したコンクリートの力学的特性

工大高2017.6N /mm 213.5N/mm

1002

平均圧縮強度
推定圧縮強度12

図113階数4

写真３5引張強度σt（N/mm2)

3工大高

平均引張強度推定引張強度

21.38N/mm21082

図123階数45外側
内側式(11)

工大高

63.73

42001割裂後の中性化試験（３F 柱外側）10

圧縮強度分布中性化速度係数A

圧縮強度2σB（N/mm )3010203040
圧縮強度σB(N/mm2)

図1350

中性化速度係数mm2（180kg/cm2）を使用して求めた中性化深さは 18.8mm

引張強度分布であり，本建物における中性化深さは部分的に推定値を大に分類されるものであった。図中に示す推定強度は耐震診幅に上回っている箇所がある。柱は室外側，大梁では室内断を行う際に使用される値で平均値から標準偏差の半分の側で中性化が進行している。図 13 に中性化速度係数と圧値 を 差 し 引 い た も の で あ る。 ５ 階 で 耐 震 診 断 下 限 値

縮強度の関係を示す。また，図中に JASS5 に示される中2

13.5N/mm を下回り，本建物は低強度コンクリート建物性化速度係数と圧縮強度の関係式（12）を示す。に分類される。

（11）

図 12 に圧縮強度と同様に階数別の引張強度を示す。図中に式（3）に設計基準強度を適用して推定した引張強度
1.38N/mm2 を示す。すべての階において平均引張強度，（12）推定引張強度は推定値を下回っている。ばらつきも階数によって大きく異なっていることから，改修後の耐震安全性

ここで，C：中性化深さ（mm）確保のためには改修時においてあと施工アンカー耐力の現A：中性化速度係数（mm √年）

地確認試験の実施が望まれる。

t：経年（年）
f：標準養生 4 週強度（N/mm2）

4.8

中性化

本建物のコア採取後に JISA1152 に基づき，割裂後のコ本実験の結果はコンクリートの圧縮強度が大きくなると中ンクリートコアで中性化試験を行った。写真３にその一例性化速度係数が低下するという明確な傾向は見られない。

を示す。各部材の仕上げはモルタル塗りが多用されていた図中に通常耐震診断で用いられる中性化速度係数 3.73 をが，梁の室内側では仕上げ無しの打ち放しもみられた。中示すが，計測された中性化速度係数はこの値を大幅に上性化深さは最大で室外 37.3mm，室内 49.3mm であった。

回っている箇所がある。現在，耐震診断では建物全体の圧部分的にではあるが中性化は鉄筋位置まで進行していると縮強度用コアを用いた中性化深さの平均値によって経年指考えられる。なお室内側最大値は大梁の打ち放し箇所で天標 T を求めているが，本建物のように部分的に中性化が井裏部分のものである。中性化深さの推定は建物竣工後年進んでいる場合は建物全体の平均値が適切な評価とならな

数 に 依 存 す る と さ れ， 本 論 文 で は 推 定 値 と の 比 較 はいことが分かる。図 14 に柱から得たコアコンクリートの14）

JASS5 に示される式（11）を用いて中性化速度係数とし外側の中性化分布を示す。１階あたり８本のデータのものて評価した。設計基準強度として構造図面にある 17.6N/である。仕上げ厚さはモルタル仕上げで 10mm～40mm で― 67 ―

瀬川優斗・荒木秀夫・坂本英輔
50C（㎜)
中性化深さ

参考文献

平均中性化深さ
推定中性化深さ

工大高40１）桝田佳寛，友澤史紀，矢島善麿：実際の RC 造建築物

3020におけるコンクリート品質，その 1

18.8mm

圧縮強度について，日本建築学会論文報告集，No.311，pp.15₃-162，1982.1，その 2 主として部位別・階別の100

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.317，
1

図1423
階数

45pp.155-163，1982.7２）山本泰稔，矢野武，秋山友昭：低強度 RC 造建物の耐中性化深さ分布（柱外側）

震性能に関する研究，その 2 採取コアコンクリートのある。３階の中性化深さは他の階に比べ突出して高い値と性質，日本建築学会学術講演梗概集，構造Ⅳ，pp.711-なっている。３階の仕上げ厚さが他の階とほぼ同じことか

712，2008.9，その 3

ら中性化はコンクリートの圧縮強度や仕上げ厚さに拘わら質，構造Ⅳ，pp.64₉-650，2008.9

ず進行する場合があることがわかる。

採取したコアコンクリートの性

３）荒木秀夫，星川知毅：既存 RC 建物におけるコンクリー
トの力学的特性，日本建築学会技術報告集，第 40 号，５．まとめ

pp.919 ～ 924，2012.10

既存建物のコンクリートの物性について検討を行った。

４）荒木秀夫，星川知毅：長年月を経た SRC 建物のコン

本分析の範囲で得られた知見を以下に示す。

クリートの力学的性能，日本建築学会技術報告集，第１）単位体積重量は建築学会の推奨値より低い値であった。

42 号，pp.562 ～ 566，2013.6
５）日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解２）圧縮強度は単位体積重量を用いた推定値より低い値を説示した。

―許容応力度設計法―，1991

６）建築研究振興協会：既存建築物の耐震診断・耐震補強

３）ヤング係数は圧縮強度と単位体積重量を用いた推定式

設計マニュアル 2003 年版，増補版 2007の約 92.5% 程度の値であった。

７）日本建築防災協会：2001 年改訂版

４）引張強度は圧縮強度を用いた推定式の約 89% 程度の既存鉄筋コンク

リート造建築物の耐震診断基準・耐震改修設計指針値であった。ただし，ばらつきは大きい。

同解説，2001.10

５）圧縮強度時ひずみと圧縮強度の関係は村上式がほぼ中央値となっていた。村上式に基づいて応力度ひずみ度８）長谷川寿夫，杉山雅：構造体コンクリートの乾燥と力関係を推定した。

学的性状に関する研究，その 1６）圧縮強度分布を調べた結果，５階が低強度コンクリー

強度が異なる場合の部材の養生環境による差，日本建築学会論文報告集，トと判定されたが，他の階にも部分的に低強度コンクNo.295，pp.11-18，1980.9

リート部分が見られた。

９）日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靱性保証型

７）最大中性化深さは推定値を大きく上回り，仕上げ厚さ

耐震設計指針・同解説，1999に拘わらず中性化は部分的に進行している箇所が見ら10）（社）土木学会：平成 8 年制定コンクリート標準示方れた。

書［設計編］，1996

以上のように既往の提案式では古いコンクリートの力学

11）S., Popovics：A Numerical Approach to the Complete

的特性を評価できない場合もあり，今後更なる資料の蓄積

Stress-Strain Curve of Concrete，Cement and Concreteが必要である。また，耐震診断時の現地調査方法も今後のResearch，Vol.3，pp.58₃-599，1973

検討課題であることを指摘した。

謝12）村上聖：鉄筋コンクリート梁の終局せん断強度算定式に関する一考察，日本建築学会構造系論文集，No.533，

辞pp.14₃-150，2000.7
13）日本コンクリート工学協会中国支部：低強度コンクリー

本研究の実施にあたり平成 28 年度科学研究費補助金（基盤研究（B）課題番号：16H04458

代表：広島工業大学・トに関する特別研究委員会報告書，2013.714）日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説 JASS5，荒木秀夫）の助成を受けた。資料収集にあたっては広島工業大学に協力いただいた。ここに記して謝意を表す。

鉄筋コンクリート工事，2009― 68 ―