論文

1.

内部鉄筋の腐食形態が鉄筋コンクリート部材の力学特性に及ぼす影響

はじめに

コンクリート研究室

岡崎

雅弘

指導教官

下村

匠

丸山

久一

クリート角柱の中心に D19 異形鉄筋を 1 本埋め鋼材の腐食量とコンクリートの腐食ひび割れ込んだものである（図‑1）。通電する積算電流量

幅を関係づける既往の計算モデルの多くは，鉄を実験変数として，表‑1 に示す種類の供試体を筋の腐食，かぶりコンクリートの腐食ひび割れ試験した。平行して鉄筋単体の電食試験も行っ

ともに，現象を部材軸方向に一様とみなす仮定た。

に基づくものである。計算が簡便であること，

RC 一軸供試体は，すべて同一配合のコンク

現段階では腐食量の分布が精密に予測できない

リート（水セメント比 55%）を使用して作製しこと，腐食量やひび割れ幅の非一様性が構造物た。RC①シリーズの供試体はコンクリート打設の性能にどのように影響するのか不明であるこ

後 11 週間，RC②シリーズの供試体は 4 週間，とを鑑みると，現状では部材軸方向に一様とみ実験室内において湿布養生を行い，その後鉄筋なす仮定を設けることは，理に適っていると考を腐食させた。表‑1 中に示したコンクリート強えられる。

度は腐食試験後に測定した値である。

しかし，現実には，巨視的には境界条件が部
材軸方向に一様とみなされる場合でも，鉄筋の

鉄筋

D19

コンクリート100

腐食量は軸方向に一様ではなく，腐食ひび割れ
幅も位置によって異なる。簡便な計算モデルを
1000
RC①、RC②シリーズ用いる場合であっても，その前提と適用限界を正しく把握しておくことが重要である。

鉄筋

D19

100

腐食区間

そこで本研究では，本研究室で過去に行った鉄筋コンクリート供試体の腐食試験結果 1)2)を1000
S③シリーズ
図‑1 供試体の形状・寸法

用いて，内部の鉄筋の腐食量と，コンクリート
表面の腐食ひび割れ幅について特に部材軸方向
表-1の分布の観点から検討する。その結果を踏まえ，腐食ひび割れ幅予測手法についても検討する。
また,腐食量の分布を変化させた鉄筋および RC
部材の一軸引張試験を行い,腐食量の非一様性が RC 部材の力学特性に及ぼす影響を検討する。
2.

実験概要

2.1

RC 一軸供試体と単体鉄筋の腐食試験

(1)

供試体

RC 一軸供試体は，100×100×1000mm のコン種類

松尾電食実験供試体の種類
コンクリート
積算電流量 28日圧縮強度
供試体名
Ahr）
（Ahr）
（
2
N/mm ）
（
（N/mm

RC①-1
RC①-2
RC一軸
RC
一軸 RC①-3
供試体 RC①-4
RC②-1
RC②-2
S③-1
S③-2
単体鉄筋
S③-3
S③-4

44.5
107.7
202.7
346.8
1.2
25.0
45.8
108.6
209.2
347.0

40.20
26.30
−

(2)

腐食試験

また，腐食ひび割れ幅の軸方向分布の測定結果

供試体中の鉄筋は，電解液中で強制的に鉄筋からも，腐食量の場合と同様に，平均値と標準に直流定電流を通電させることにより腐食させ偏差を求めた。図‑4 は，RC 一軸供試体，木村た。電解液は，腐食を促進するため海水相当のの RC 梁供試体の電食実験，腐食ひび割れ幅の食塩水（NaCl:3%）とした。電流の大きさは，

軸方向平均値と標準偏差の関係をプロットした

電源装置の限界に近い 0.65A に設定した。

ものである。腐食ひび割れが発生した供試体は，(3)

RC①-2，3，4 の 3 体であった。このうち，供試

腐食量とひび割れ幅の測定

腐食ひび割れが生じた供試体は，側面 4 面に体 RC①-2 は 1 つの側面に，供試体 RC①-2，3

おいてひび割れ幅の分布を鉄筋軸方向に 50mm

は 4 面にひび割れが発生した。これらを統一的間隔でクラックスケールにより計測した。コンにあつかうために，供試体のひび割れ幅は 4 面

クリートから鉄筋をはつり出し，鉄筋径をのひび割れ幅の合計値をその断面でのひび割れ

50mm ごとに計測し，腐食後の鉄筋断面積の軸幅として，データ整理を行った。

方向分布を求めた。また，鉄筋重量の減少量よ

全供試体を通じて，腐食量、ひび割れ幅の平り，腐食区間における平均腐食量を算出した。

均値が大きくなるにつれて標準偏差も大きくなる傾向がみられる。そして，平均値と標準偏差

2.

腐食量と腐食ひび割れ幅の軸方向非一様性に関する検討

つまり，腐食量の平均値が大きくなっても，軸腐食試験終了後の腐食ひび割れ幅と RC 一軸

方向分布の非一様性の程度（変動係数）はほぼ

供試体より取り出した鉄筋の，腐食後の鉄筋断RC 一軸供試体（RC1，RC2 シリーズ），およ

腐食ひび割れ幅は鉄筋軸方向に一様ではないこ

び鉄筋単体（S シリーズ）の実験結果は，同一とがわかる。

傾向を示している。このことは，本実験におい

4ては，鉄筋コンクリート中の鉄筋の腐食の軸方1.5

向分布の非一様性は，コンクリートに起因した

単位腐食量
ひび割れ幅
1.0

3
2

0.5

1
0

ひび割れ幅(mm）2

単位腐食量(mg/mm ）一定であることを示している。

面積分布の測定結果の例を図‑2 に示す。腐食量，

50.0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
鋼材位置(mm)

図-2の間には，大略的には，比例関係が認められる。

腐食量･腐食ひび割れ幅の軸方向分布（RC①-2）

ものではないことを示している。
ただし，本実験では，鉄筋に強制的に通電させて腐食させたので，自然環境下における腐食とは異なると考えられること，非一様性の原因となると考えられる曲げひび割れ等がない状態で腐食させていることから，実験結果にみられる傾向が，そのまま直ちに実構造物にあてはまるわけではない。
腐食ひび割れ幅の変動係数は 64%で，腐食量の変動係数 34%よりも大きな値となった。この腐食量の軸方向分布における平均値と標準偏差異は，コンクリート表面の腐食ひび割れ幅は，差を，RC 一軸供試体（RC①，RC②シリーズ），

その直下の鉄筋の腐食量のみで決まるのではな

および鉄筋単体（S シリーズ）の全供試体についことを示している。軸方向のひび割れ進展がいて求め，プロットしたのが図−3 である。こ

その一因であると考えられる

こで，本実験に用いた D19 鉄筋の場合，腐食量
1mg/mm2 が鉄筋断面積減少率 2.65%に相当する。

よいと考えた。

標準偏差(mg/mm 2 )4

3.2

RC①シリーズ
RC②シリーズ
S③シリーズ3

腐食ひび割れの開口は，鉄筋の腐食膨張にともないかぶりコンクリートが押し広げられるよ2

うな物理イメージである。そこで，コンクリー
トの弾性変形よりはむしろコンクリート塊の剛変動係数 0.371

体変位が卓越するメカニズムであると仮定し，腐食ひび割れ発生以降，内部鉄筋の腐食量とコ

0
0

2
図-3
図
-3

4
平均値(mg/mm 2 )68

ンクリート表面の腐食ひび割れ幅を関係づける
最も単純な力学モデルとして，二次元の剛体モ

腐食量の平均値と標準偏差の関係

デルを考える。

1.0

図‑6 に，検討に用いた二種類の剛体モデルで
木村実験

0.8
標準偏差(mm)

二次元剛体モデル

松尾実験

ある平行移動モデルと回転モデルを示す。同一の鉄筋膨張率に対して，腐食ひび割れ幅が最小0.6となるのは，鉄筋がコンクリートを平行に押し広げるモードである。平行移動モデルはこれを0.4
変動係数 0.65

表現している。一方，表面の腐食ひび割れ幅が0.2

最大となるのは，これに回転変形が最大限に加わるモードであると考え，回転モデルによりこ

0.0
0.0
図-4

0.2

0.4
0.6
平均値（mm）

0.8

1.0

れを表現する。

Δw

ひび割れ幅の平均値と標準偏差の関係

3.

腐食ひび割れ幅予測モデルの検討

3.1

検討方法

内部鉄筋の腐食膨張によるコンクリートの腐
食ひび割れの発生および開口幅を予測するモデ
ルは，これまでいくつか提案されている。その多くは，鉄筋軸方向に現象を一様とみなした二Δw
コンクリート
鉄筋

c

φ0
腐食生成物

回転中心

Δu
平行移動モデル
図‑5

回転モデル

剛体モデル

次元モデルであり，その範疇では，コンクリー
トの構成則，ひび割れのモデル化の方法，数値解析法の違いによって様々なものがある。
一方，今回の検討の結果，鉄筋腐食，腐食ひび割れともに，軸方向に一様な現象ではないことが確認された。
二次元モデルで腐食量とひび割れ幅の関係を予測する場合，面外（鉄筋軸）方向の非一様性

それぞれのモデルに基づき算定される腐食ひび割れ幅の増加量 ∆w は以下となる。
平行移動モデル：∆w = 2∆u= φ0 ⋅ ε s
回転モデル：

を，何らかの形で面内情報に置き換えて考慮す∆w = 2∆u + 2(c + φ 0 )る必要がある。その検討のためには，まず，な= (2c + 3φ 0 ) ⋅ ε s

るべく単純化された二次元モデルを用いるのが

(1)

∆u
φ0 2

(2)

ここに，Δw：ひび割れ幅の増加量（mm），

Δu：腐食膨張による鉄筋の半径の増加量（mm），

腐食量が小さい範囲で，腐食ひび割れ幅が剛

φ0：腐食前鉄筋径（mm），c：コンクリートか体モデルによる計算値より小さくなった原因は，ぶり厚（mm），εs：腐食による鉄筋の面内膨張

内部鉄筋の腐食膨張がコンクリートの変形（弾ひずみ（＝鉄筋径の増加率）である。腐食膨張

性変形，塑性変形，クリープ変形等）に吸収さによる鉄筋の半径の増加量（Δu）は，鉄の腐食れたこと，計算に用いた腐食膨張による鉄筋の膨張率（＝腐食生成物と腐食前の鉄の体積比）

半径の増加量（Δu）の値が正確ではないことなを 3.1 とし，かつ鉄筋の剛体膨張を仮定するこどが考えられる。

とにより，腐食量より計算する。
3.4 腐食ひび割れ幅の軸方向非一様性から見た3.3

計算結果と実験結果の比較

剛体モデルによる予測値の検討

図 ‑7 に ， 腐 食 ひ び 割 れ が 発 生 し た 供 試 体

現状のコンクリート中の鉄筋腐食予測技術でRC1-2,3,4 について，すべての測定位置におけるは，腐食量の空間的な非一様性を精密に予測す

鉄筋の腐食量とひび割れ幅の測定値の関係をプることは困難であり，予測できるのは，せいぜ

ロットし，あわせて二種類の剛体モデルによるい腐食量の平均値である。そこで，仮に腐食量計算値を示した。ひび割れが複数の側面に生じの平均値の真値を知ることができた場合，これた断面では，4 面のひび割れ幅の合計値を測定

を剛体モデルに用いて予測される腐食ひび割れ値とした。

幅の値は，ひび割れ幅の実測値の統計分布のど剛体変位によるひび割れ開口メカニズムの仮の辺に位置するのか検討する。腐食ひび割れ幅定に基づき，腐食量より予測される腐食ひび割

が比較的小さい供試体 RC1-2 と RC1-3 について

れ幅の最小値（平行移動モデル）と最大値（回検討を行った。その結果を図‑8 に示す。

転モデル）の間に実験値が収まったのは，供試

実験値
剛体移動モデル体 RC1-4 に見られる 2mm を超える過大な腐食

2

腐食量の平均値

平行移動モデルにより予測される値よりも小さい値となった。
RC①‑2
RC①‑3
RC①‑4
平行移動モデルRC①‑2平均RC①‑3平均RC①‑4平均回転モデル

ひび割れ幅（mm）

20

ひび割れ幅（mm）

ひび割れ幅のデータのみである。実質的に問題となる 0〜2mm の範囲では，実測ひび割れ幅は，実験値（平均）

1.5
1

予測値
1σ

0.5

実測値の平均値

0
0

15

図-7
10

2
4
単位腐食量（mg/mm 2 )
腐食量と腐食ひび割れ幅(RC①-2）

これらの結果より，ひび割れ幅が 0〜2mm 程度の腐食ひび割れに対しては，剛体モデルによ5

る腐食ひび割れ幅の予測値は，ひび割れ幅の実
測値の統計分布における平均値＋1σ（σ は標

0
0
図-6
図-6

5
10
単位腐食量（mg/mm 2 )剛体モデルと実験値の比較

15準偏差）の値よりも大きいことがわかる。二次
元剛体モデルを用いて腐食ひび割れ幅を予測する場合は，このことを踏まえて予測値を用いる

6

表-2

必要があるといえる。
4.腐食量の分布を変化させた鉄筋コンクリート
部材の一軸引張試験
4.1

実験方法

腐食量の軸方向の非一様性が鉄筋コンクリー
ト部材の力学特性に与える影響を検討するために，腐食量と腐食区間長を変化させた RC 部材，
単体鉄筋の一軸引張試験を行った。供試体寸法
は松尾の電食実験とほぼ同じである（図-8）。供
試体の種類を表-2 に示す。供試体は RC2，RC3
シリーズともに同一配合のコンクリートを使用した。RC2 シリーズの供試体は，鉄筋を腐食後一軸引張試験供試体の種類

腐食区間に
腐食
供試 おける平均腐食 供試体
区間
腐食量
体名
種類
時期
(mm)
2
(mg/mm )
S1-0
0.00
‐
‐
S1-1
1.41
400
‐
単体
鉄筋
S1-2
1.18
800
‐
S1-3
2.47
400
‐
RC2-0
0.00
‐
‐
RC2-1
1.57
400 コンク
RC2-2
1.23
800 リート
RC2-3
2.44
400 打設前 RC部材
RC3-1
1.68
400 コンク
RC3-2
1.27
820 リートRC3-3
2.08
600 打設後に打設し 3 週間湿布養生を行った。RC3 シリー
ズはコンクリート打設後 3 週間湿布養生を行い，4.2 実験結果腐食した鉄筋の降伏荷重の低下率と腐食区間す。供試体は，自重による曲げの影響を排除すの平均腐食量の関係（図‑10）と断面剛性の低下るために，反力フレーム内に垂直に設置した。

率と供試体全体の平均腐食量の関係（図‑11）を

鉄筋の平均ひずみは，供試体両端部において鉄示す。

筋の変位を変位計により測定し，変位差を供試

6

体長で割ることで求めた。
コンクリート鉄筋 D19

100
200
300

1000

300

800

400

100

降伏荷重低下率(%)

その後鉄筋を腐食させた。図-9 に実験装置を示

腐食区間
500

400

S1‑0
S1‑1
S1‑2
S1‑3

4

2

0

600

0

1
2
腐食区間の平均腐食量(mg/mm 2 )

腐食区間

ロードセル

供試体形状・寸法
センターホールジャッキ
球座

ジョイント
カプラー

図-10

3

降伏荷重低下率と腐食区間の平均腐食量の関係

20

断面剛性低下率(%)

図‑8

腐食区間の平均腐食量から求めた降
伏荷重の低下率15

部材全体の平均腐食量から求めた降
伏荷重の低下率

10

S1‑0
S1‑1
S1‑2
S1‑3
800mm

5
400mm

反力フレーム
0
0

カプラー
図-9

実験装置

図-11

1
2
部材全体の平均腐食量(mg/mm 2 )3断面剛性定価率と部材全体の平均腐食量の関係

鉄筋の降伏荷重は腐食区間の平均腐食量と比ものである。本実験では，RC2，3 シリーズの実例関係にあることがわかる。これは，鉄筋降伏

験結果から、それぞれ対応する S1 シリーズの実

は鉄筋断面積が最小の部分（腐食による断面欠験結果をモデル化した直線で引くことで求めた。

損が最も大きい部分）で生じるためと考えられ

図‑12 と図‑13 を比べると RC3‑3 を除いて，腐る。鉄筋の断面剛性は，供試体全体の平均腐食

食ひび割れのない供試体の方がコンクリートの量と比例関係にある。これは，鉄筋の断面剛性

平均応力が大きくなった。これは，腐食ひび割

は腐食区間だけでなく供試体全体の変形が関係れの発生により，コンクリートの応力負担断面

しているためと考えられる。鉄筋の腐食区間の積が減少したこと，鉄筋とコンクリートの付着

平均腐食量から求めた降伏荷重の低下率の理論を多少なりともよくすると考えられる腐食膨張

値は実験値より大きくなった。これは腐食初期

圧が腐食ひび割れの発生により消失することがでは応力負担の少ない鉄筋のリブで腐食が先行原因だと考えられる。腐食区間長が同じで腐食するためと考えられる。鉄筋の腐食量から求め区間の平均腐食量が同じ供試体を比較すると，た断面剛性の低下率が実験結果より小さくなっ

腐食区間の平均腐食量が多い供試体の方がコンた。これについては，原因はわからなかった。

クリートの平均応力が小さくなった。また，腐コンクリートの平均応力と鉄筋のひずみの関

食区間の平均腐食量が同じで，腐食区間長が異係を図‑12,13 に示す。コンクリートの平均応力なる供試体を比較すると，腐食区間長が長い供は，RC 供試体が負担する荷重から鉄筋が負担す

試体の方がコンクリートの平均応力が低下した。

コンクリートの平均応力(N/ mm2 )

る荷重を引いてコンクリートの断面積で除したRC2‑0 腐食なし
RC2‑1 400mm 1.57mg/mm2
RC2‑2 800mm 1.23mg/mm2
RC2‑3 400mm 2.44mg/mm2

3

2

まとめ
本研究で得られた知見を以下にまとめる。

(1) 電食により鉄筋を腐食させた供試体では,腐食量，腐食ひび割れ幅の両方で軸方向では
一様ではないことが確認され，非一様性の程
度は腐食量レベルに関わらず一定となった。

1(2) ひび割れ幅が 0〜2mm の範囲では実際の腐食ひび割れ幅は，二次元剛体モデルを用い
0
0

図-12
コンクリートの平均応力(N/ mm2 )

5.

3

2

500
1000
1500
鉄筋のひずみ（μ）

2000て平均腐食量から予測される値よりも小さい。
(3)腐食した鉄筋の降伏荷重は，腐食区間の平コンクリートの平均応力(腐食ひび割れなし)

均腐食量，断面剛性は腐食量の分布で決まる。

RC2‑0 腐食なし
RC3‑1 400mm 1.68mg/mm2
RC3‑2 820mm 1.04mg/mm2
RC3‑3 600mm 2.08mg/mm2(4)コンクリートの引張剛性は，腐食ひび割れ
により低下する。また腐食区間の平均腐食量が大きいほど，腐食区間が長いほど低下する。
参考文献
1)松尾

1

洋：鋼材が腐食した鉄筋コンクリー

ト部材の力学特性,長岡技術科学大学修士論
文,2001.3

0

0
図-13

500
1000
1500
鉄筋のひずみ（μ）

2000

コンクリートの平均応力(腐食ひび割れあり)

2)木村

哲士：RC 部材における鉄筋腐食の定量的評価方法に関する研究,長岡技術科学大学修士論文,1995.3