複合劣化を受ける RC 構造物のライフサイクルの評価塩害が促進されると考えられる中性化が塩害を促進する機構として中性化による塩化物イオン濃度分布の変化すなわち中性化したコンクリート中においてセメント水和物による塩化物イオンの固定化能が低下することによって生じる中性化領域以深における塩化物

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ことこかんけ
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1 大成建設技術センター報第 38 号 (005 複合劣化を受ける RC 構造物のライフサイクルの評価 LCC 算出によるコンクリート構造物の維持管理計画の試算武田均 * 小山哲 * * 丸屋剛 Keywords : RC structure, combned deteroraton, chlorde attack, carbonaton, alkal slca reacton, LCC RC 構造物, 複合劣化, 塩害, 中性化, アルカリ骨材反応, ライフサイクルコスト. はじめに. RC 構造物の劣化曲線の検討高度経済成長と共に建設されてきた公共あるいは民鉄筋コンクリート (RC の劣化現象の中でコンクリー間の多くの土木構造物は建設後 30 年あまりを経過してト中に配置された鉄筋が腐食し断面欠損する現象は構造何らかの対策を要する構造物が増加しつつある対策に物においてしばしば観察され維持管理において考慮さあたっては構造物の劣化状況をできるだけ正確に把握れる主要な劣化現象となっている本論文では鉄筋腐して劣化機構を明らかにし個々の劣化機構に応じて適食を指標としていくつかの劣化機構が複合して作用する切な対策方法を選定することが重要であるまた限ら場合の構造物の劣化曲線を検討した劣化曲線を求めるれた予算によっていくつかの構造物を維持管理するためために適用した手法は塩化物イオンや中性化の進行をにはいつどの構造物のどの部位にどのような対策拡散現象として解析的に求め次にこれらの劣化要因を実施すべきかといった課題に対して費用対効果によを入力とするニューラルネットワークによって鉄筋の腐って対策の意思決定が行なわれるのが理想的であるこ食グレードを状態確率として求め最終的に鉄筋腐食にのような観点から構造物の供用期間中における劣化のよって構造物に生じる浮きはく離などの変状確率を求進展を予測することによって維持管理におけるライフめるものであるサイクルコスト (LCC を算定し LCCをできるだけ小. 鉄筋腐食の機構さくできるように維持管理計画を策定するといった考コンクリート中にある鉄筋はセメントに由来する高え方が一般的になりつつあるいpHのため表面が不動態化しておりその電位に拘わ構造物のLCCに関する研究は便益評価やリスク評価らず鉄の溶解反応速度は極めて小さい状態にある ( 腐食など評価手法に特徴がある研究が多いしかしこれ電流密度が非常に小さい領域しかし長期の供用にらの研究においては劣化の進展を劣化機構に基づいておいて空気中の二酸化炭素の影響によってコンクリー設定したものは少ない構造物の劣化機構がある程度トが表面から徐々に炭酸化されて鉄筋周囲のpHが低下明らかになってきた現状においてその劣化機構に基づする場合がある中性に近いpH 下で鉄は活性溶解しいた劣化予測手法をLCC 評価に適用することは LCC 評このとき鉄筋の腐食が進行する一方コンクリート価の精度向上のために非常に有意義である本論文は中の塩化物イオンの濃度が高い場合には高いpHの条塩害中性化およびASRなどの劣化機構の複合を供用環件下であっても鉄の溶解反応が進行する場合がある境に応じて考慮して構造物の劣化曲線を算出することに何れの場合にも鉄の溶解反応は水の存在下で進行するよって構造物のLCC 評価を試みたものであるなおしたがって鉄筋周囲の塩化物イオン濃度 ph 酸素本論文では LCCは耐用期間内における維持管理に要す濃度および水の存在などが主要な鉄筋腐食の要因と考える補修費の累積値としたしたがって構造物のライフられるサイクルのうち構造物の構築取り壊し更新などの. 複合劣化の機構費用は含まないものとした本論文では複合劣化機構として塩害と中性化塩害とASR 塩害中性化とASRの複合について検討した * 技術センター土木技術研究所土木構工法研究室 * ( 株篠塚研究所それぞれの劣化機構の複合によって図 -に示したように 8-

2 複合劣化を受ける RC 構造物のライフサイクルの評価塩害が促進されると考えられる中性化が塩害を促進する機構として中性化による塩化物イオン濃度分布の変化すなわち中性化したコンクリート中においてセメント水和物による塩化物イオンの固定化能が低下することによって生じる中性化領域以深における塩化物イオンの濃縮を考慮したまた ASRが塩害を促進する機構として ASRによるひび割れに着目してひび割れを考慮した塩化物イオンの拡散係数を適用することによって ASRによるひび割れの存在下で鉄筋位置の塩化物イオン濃度が高くなる現象を考慮した以上の各劣化機構の影響を考慮して図 -に示したように逐次の塩化物イオン濃度分布を求めた.3 劣化機構の複合を考慮した劣化進展モデル.3. 中性化と塩害の複合劣化 ( コンクリート中の ph 分布の中性化速度による評価塩化物イオンのコンクリートによる固定化能はコンクリートのpHの低下に伴って低下すると報告されている,3 これを中性化と塩害の複合劣化に適用するためにコンクリート中のpH 分布を求める必要があるコンクリートの中性化の進行を空気中の炭酸ガスとセメント水和物との反応をモデル化して解析的に求める研究もあるしかし現存する構造物を対象にこのような解析を行なうためには材料や環境に関して多くのパ中性化塩化物イオンのセメント水和物による固定化能の低下図 - 塩害の促進 ASR ひび割れによる塩化物イオンの拡散の促進鉄筋位置塩化物イオン濃度の上昇中性化および ASR の複合による塩害の促進 Promoton of Chlorde Attack by Combned Deteroraton Mechansm ラメータを仮定する必要があり手法は精緻であっても現実に合っているかは検証できない場合があるしたがってここでは一般に構造物の中性化の進行予測に適用される t 則を拡散則で整理することによって構造物の調査で得られる中性化速度係数に基づいてコンクリート内部のpH 分布を評価する手法を適用した 4 コンクリートの中性化深さは % フェノールフタレインアルコール溶液をコンクリート表面に噴霧したときの呈色の有無によって判定されるしたがってコンクリートのpHがあるしきい値 phよりも小さくなる表面からの深さを意味する一般にコンクリートの中性化の進行は t 則で表されるのでコンクリートのpH 分布の中性化による変化は拡散則で表現できる拡散方程式中性化の影響塩化物イオンの移動計算 ASR の影響コンクリートの ph 分布乾湿繰返し条件 ASR 進行度の経時変化の仮定中性化深さコンクリートの含水率分布調査データによる ASR 進行度とひび割れ指標との関係 ( ひび割れ幅ひび割れ密度中性化部および未中性化における塩化物イオンの固定化率ひび割れ幅ひび割れ密度の影響を考慮した自由塩化物イオンの拡散係数自由塩化物イオン濃度分布疑似吸着による自由塩化物イオンのフラックス自由塩化物イオンの濃度勾配によるフラックス中性化 ASR の影響を考慮した塩化物イオン濃度分布図 - はニューラルネットワークへの入力となる劣化機構の複合を考慮した塩化物イオン濃度分布の計算 Influence of ASR and Carbonaton of Cover Concrete on Chlorde Movement n Concrete 8-

3 大成建設技術センター報第 38 号 (005 コンクリートの ph(= -log[h ] 表面からの深さ x,cm の解を適用して ph に関わる [H ] 濃度分布を表せば式 ( のように表されるここでコンクリートが中性化しているか否かのしきい値となる [H ] 濃度またはpHとコンクリート表面における [H ] 濃度またはpHをそれぞれ仮定すれば [H ] の拡散係数 D H と t 則における比例定数である中性化速度係数 α c の関係は式 ( となるつまり調査などによって中性化速度係数が得られれば任意の時刻の ph 分布が得られる図 -3に示したように中性化判定のしきい値 ph(= -log(c H, bound となる表面からの深さが各時刻の中性化深さに対応する C H D H 各年の中性化深さ 5 年 0 年 0 年 7 年 ph 0 = -log(c H, 0 x, = C erf ( H,0 D t H ( x t = α c ( erf C C H, bound H, 0 ここに C H (x,t: 深さ x(cm 時刻 t(d における [H ] 濃度 (mol/l C H, 0 : 表面の [H ] 濃度 (mol/l( 一定値 D H : [H ] の拡散係数 (cm /d α c : 中性化速度係数 ( cm d C H, bound : 中性化の判定に用いる [H ] のしきい値濃度 (mol/l( 一定値 ph=-log[h ] erf(: 誤差関数 erf - (: 誤差関数の逆関数である ( 中性化による塩化物イオンの濃縮 ph(x,t= -log(c H (x,t ph bound = -log(c H, bound 図 -3 コンクリート内部の ph の分布と中性化深さ Relatonshp between Dstrbuton of ph Value n Concrete and Carbonaton Depth セメント水和物による塩化物イオンの固定化能を表す自由塩化物イオンと固定塩化物イオンの関係は構造物の調査結果から得られた図 -4に示した関係を用いたここで自由塩化物イオンはコンクリート液相中を移動可能な塩化物イオンを固定塩化物イオンはコンクリート ( 固定塩化物イオン量 C fxed,mg/g C C fxed fxed = v m = exp 未中性化部 free, L ( ( C free < C free A ( a lnc b ( C 中性化部 0 3 C free free 自由塩化物イオン濃度 C free,mol/l 未中性化部と中性化部の各係数係数未中性化部中性化部 A v m,l a 7 7 b 図 -4 自由塩化物イオン濃度と固定塩化物イオン濃度の関係 Relatonshp between Free Chlorde Ion Concentraton and Amount of Total Chlorde Ion 中においてセメント水和物などに固定されて細孔中を容易に移動しない塩化物イオンをそれぞれ意味する自由塩化物イオンと固定塩化物イオンの和を全塩化物イオンと呼ぶ図の関係は構造物の調査で得られた自由塩化物イオン濃度と固定塩化物イオン量との関係を用いてコンクリート中において液相の塩化物イオン濃度と固相に固定または細孔壁に吸着されている塩化物イオン量との関係を吸着現象として整理して得られたものである関係式および中性化部と未中性化部に対する各係数を図中にそれぞれ示した図に示したように水和物に固定される塩化物イオン量 (C fxed は自由塩化物イオン濃度 (C free の関数で与えられる両者の関係は中性化部と未中性化部で変化し中性化部では自由塩化物イオン量が相対的に増加する結果となる中性化による塩化物イオンの濃縮量を推定する場合に図 -4から得られる塩化物イオンの固定化率の変化のみを考慮する場合には塩化物イオンの固定化率の分布を仮定することによって中性化による塩化物イオンの濃縮が表現されるすなわち固定塩化物が液相中に解離されることによって液相中の自由塩化物イオン濃度が上昇し自由塩化物イオンの濃度勾配を駆動力とする拡散が促進される引続き未中性化域では液相中の塩化物イオン濃度に比例して塩化物イオンの固定量が増加するため見掛け上全塩化物イオンは中性化のフロントで濃縮されることになるしかし構造物の塩化物イオン濃度分布を調査した場合にコンクリート中の塩化物イオン 8-3

4 複合劣化を受ける RC 構造物のライフサイクルの評価濃度が環境の塩化物イオン濃度と比較してかなり高くな 4 る場合がある既往の研究においてコンクリート表層における塩化物イオンの濃縮に対して陰イオンである 0 塩化物イオンが細孔表面の正の電荷に引き寄せられて外 8 部からコンクリート内部に浸透する機構が提案されている 5 6 本論文においてもセメント水和物への塩化物 4 イオンの吸着を駆動力とする塩化物イオンの移動を考慮することにした吸着を駆動力とする塩化物イオンのフラックスは式 (3 により算定した 4 0 F cl, ads = A C free ( x, t { C ( x, t C ( x, t } OH OH C ( x, t OH dx (3 全塩化物イオン濃度,kg/m 3 図 -5 中性化深さ 4mm/7 年マーク : 調査値,7 年時線 : 計算値表面からの深さ,cm 中性化による濃縮を考慮した塩化物イオン濃度分布 Example of Calculaton of Chlorde Profle Affected by Carbonaton ここに C - OH (x,t:phから計算される時刻 t(d 深さ x(cm における [OH - ] 濃度 (mol/l C free (x-,t : 時刻 t 深さx-における自由塩化物イオン濃度 (mol/l A:[OH - ] 濃度勾配の疑似吸着への影響度を表す係数 dx: 差分要素の分割厚さ (cm 式 (3 は液相のpHの勾配が大きいほどまた液相中のpHが小さいほど疑似吸着の影響が大きくなることを仮定したものである中性化部と未中性化部では細孔表面のチャージが変化し疑似吸着の影響がより大きくなる可能性があると考えられる塩化物イオンのフラックスの全量は式 (4 に示したように自由塩化物イオンの濃度勾配によるフラックスと上述の吸着によるフラックスの和とした塩化物イオン濃度分布の経時変化の計算においては式 (4 のフラックスを用いて差分法により逐次の濃度分布を求めたここに F cl F cl = Fcl, conc Fcl, ads (ASR に着目すれば ASRによる主要な劣化現象は膨張性のひび割れであるしたがって ASRは鉄筋腐食の直接的な原因とはならないしかし塩害とASRが複合する場合には ASRによって生じたひび割れが塩化物イオンの鉄筋への到達を容易にし鉄筋の腐食を促進することは考えられる,7,8,9 ( 塩化物イオンの移動に及ぼすひび割れ密度の影響本論文では塩化物イオンの移動に及ぼすASRのひび割れの影響を考慮するために示方書に示されている式 (5 で表される拡散係数の算定式 0 を参考にしてひび割れの影響を考慮した自由塩化物イオンの拡散係数を求めた w w = γ c Dk D0 l w (5 a (4 ここに D d : 塩化物イオンに対する設計拡散係数 : 自由塩化物イオンのフラックス (cm / 年 γ c : 材料係数 D k : 塩化物イオンに対する (mol/d/cm F cl, conc : 自由塩化物イオンの濃度勾配によ拡散係数の特性値 (cm / 年 D 0 : 塩化物イオンの移動るフラックス (mol/d/cm F cl, ads : 自由塩化物イオンのに及ぼすひび割れの影響を表す定数 (cm / 年 w a : 許疑似吸着によるフラックス (mol/d/cm 容ひび割れ幅 (mm w: ひび割れ幅 (mm l: ひび割れ図 -5はトンネルの漏水痕部で観察された塩化物イオン間隔 (mm w/l: ひび割れ密度濃度分布と本手法による計算結果を示したものである式 (5 はひび割れを含むコンクリートの平均的な拡この構造物は竣工後 7 年を経過し漏水の影響を受け散係数を与えることによってひび割れによる塩化物イオる部分では高濃度の塩化物イオンが含有されていた 6 ンの移動を考慮するものである ASRの進行と共にひび図に示した調査地点での中性化深さは4mmであった割れ幅が増大すればコンクリート中への塩化物イオン本手法による計算値は疑似吸着項に関する係数 Aを調の侵入が促進され鉄筋の腐食が促進されることになる整することで調査結果と良く一致した 4 式 (5 の実構造物への適用性は十分に明らかでないが.3. 塩害と ASR の複合劣化 ASRのひび割れが鉄筋腐食に及ぼす影響を考慮する方法コンクリートの劣化機構としてアルカリシリカ反応としては有効であると考えた D d

5 大成建設技術センター報第 38 号 (005 ASR 進行度, α.0 0. α [ tanh{ k( t t } ] = α max h k =0.5 α max = α max t h =30 年ひび割れ密度 d d w l ひび割れ幅 w,mm ひび割れ間隔 l,m 図 -6 ASR 進行度の経時変化 Varaton of ASR Reacton Factor along Servce Tme 図 -7 ASR ひび割れに関する各指標の経時変化 Varaton of Indexes of ASR Crack along Servce Tme (ASR の進行度とひび割れ密度の関係式 (5 をASRのひび割れが生じた構造物に適用する場合に ASRの進行によるひび割れ密度およびひび割れ幅の変化を考慮する必要があるここでは既往の研究を参考にして式 (6 によってASRの進行度とひび割れ密度の関係およびASRの進行度とひび割れ幅の関係を仮定した 9 d = d w = w max max α k α ここに d: ひび割れ密度 (=w/l d max : 最大ひび割れ密度 (=w max /l mn w: ひび割れ幅 (mm w max : 最大ひび割れ幅 (mm α:asr 進行度 k k: 各部材ごとに決まる係数式 (6 において ASR 進行度 (α とは構造物における ASRの進行度をその残存膨張性を指標として定義したものであり全くASRが進行していないときに0 ASRが完全に進行してしまった状態でとなる例えば同一材料で施工された構造物において雨掛りなどの環境条件によって降雨の影響を受ける部位ではASRのひび割れが発生しているが降雨の影響を受けない部位は全く健全であるといった場合があるこのような環境条件にある構造物からコンクリートコアを採取して残存膨張性を調査した結果健全部では残存膨張量 (ε ' が大きく劣化部では残存膨張量 (ε ' が小さい結果が得られている 9 このとき健全部では全くASRが進行していないと仮定すれば劣化部におけるASR 進行度は式 (7 に示したように健全部の残存膨張量に対する健全部と劣化部の残存膨張量の差の比によって評価される k (6 α ε ε ε = = (7 ε ε ここに ε ' : 健全部の残存膨張量 ( 長さ変化率 % ε ' : 劣化部の残存膨張量 ( 長さ変化率 % α:asr 進行度例えば実構造物の調査結果から式 (8 のような関係が得られている 9 d=α.0 l=0.350α -. (8 w=000dl=4.α 0.9 式 (8 を用いて構造物における各種ひび割れ指標の経時変化を求めるためには ASR 進行度 αの時間変化を求める必要がある ASR 進行度の時間変化は各種構造物の置かれる環境条件や供用条件によって決定されると考えられるため一律に決めることは難しいまた同一部位に対して供用年数の異なる複数回の調査を行なって ASR 進行度の時間変化を求める必要があり現状ではそのようなデータは得られていないしたがってここでは式 (9 のようにASR 進行度の経時変化を仮定した α = α max [ tanh{ k( t t h } ] (9 ここに α:asr 進行度 α max :ASR 進行度の最大値であり構造物の環境によって0-の間の値をとる t: 供用期間 ( 年 t h :ASR 進行度が最大値の50% となる時間 ( 年 k: 進行速度を表す係数例えば式 (9 で表される曲線は適当な係数を用いれば図 -6のように表されこれにより式(8 で計算され 8-5

6 複合劣化を受ける RC 構造物のライフサイクルの評価るASRによるひび割れ指標の経時変化は図 -7のように決定されるこのようにして求めたひび割れ密度およびひび割れ幅を用いて各時刻における塩化物イオンの拡散係数を算定して塩化物イオン濃度分布を求めることで ASRによるひび割れが塩害を促進する機構を考慮できる.4 補修の効果本論文では補修方法として一般的に用いられている表面被覆工法断面修復工法を対象としたその他電気防食工法も最近では適用される場合があるが電気防食工法が十分に機能すればそれ以降の劣化の進行は考慮しなくて良いことになるため本論文の範囲からは除外した表面被覆工法は構造物の表面に塗膜層を作りこれにより表面からの塩化物イオン水等の物質の侵入を抑制するものである塗膜層の寿命については十分に明らかでないがここでは表面被覆材料の劣化モデルとして塗膜の物質透過性の低減率を累積正規分布関数によって与える式 (0 で表されるモデルを適用した図 -8 各種劣化機構の複合を考慮した劣化要因の推定値かぶり鉄筋位置塩化物イオン濃度中性化深さ気象データ階層型ニューラルネットワーク鉄筋の腐食グレード推定誤差に基づく各腐食グレードの確率分布腐食グレードと外観変状との相関表による外観変状確率腐食グレード確率と外観変状確率の算出フロー Flow Chart of Calcuraton for Corroson Probablty and Probablty of Vsble Deteroraton F ( t = t σ ( t μ σ e dt π (0 ここに F(t: 時刻 tにおける塗膜の物質透過性の低減率 t: 塗膜施工後の経過時間 ( 年 μ: 塗膜の平均寿命 ( 年 σ: 塗膜の寿命の標準偏差 ( 年物質透過性の低減率は表面被覆材を通る塩化物イオンの浸透フラックスの低減率および中性化速度の低減率とすることによって表面被覆材の劣化状況による鉄筋腐食の抑制効果の低下を表現する指標として用いた次に断面修復工法については対策実施時に断面修復を施した範囲では塩化物イオン濃度がゼロになること断面修復材料の材質に応じて塩化物イオンの拡散係数や中性化速度を再設定すること腐食した鉄筋は取り替えることを仮定して腐食グレードが初期値に戻ることなどを仮定した断面修復後には構造物の環境条件に応じて再び中性化が進行したり塩化物イオンが浸入することによって再劣化が生じる場合がある.5 劣化曲線前節までの検討によって各種の劣化機構の複合による塩化物イオン濃度分布の変化が推定できるまた補修効果を考慮して塩化物イオン濃度分布や中性化の進行を推定することができる本節では上述のモデルを適用して劣化機構が複合する場合の劣化曲線を試算した 8-6 構造物の劣化指標としては最終的には構造物に生じる浮きおよび剥離の面積率に相当する外観の変状確率を用いた.5. ニューラルネットワークを利用した腐食グレード確率および外観変状確率の評価ニューラルネットワークを利用した鉄筋腐食評価の概要を図 -8に示す本手法の核となるモデルは既往の調査データを用いて構築した腐食要因と鉄筋の腐食グレードとを関連付けるニューラルネットワークでありこれにより任意の入力に対して鉄筋の腐食グレードを推定することができる次に調査データ全体に対する推定値の確率分布に対して対数正規分布を仮定することにより式 ( を用いてニューラルネットワークによる腐食グレードの推定値を各腐食グレードの確率に変換した P( E P( E P( E P( E 3 4 lnα - ln μ = Φ( ζ lnα - ln μ lnα - ln μ = Φ( - Φ( ζ ζ lnα 3 - ln μ lnα - ln μ = Φ( - Φ( ζ ζ lnα 3 - ln μ = - Φ( ζ (

7 大成建設技術センター報第 38 号 (005 ここに P(E P(E P(E 3 P(E 4 : 各腐食グレードの確率 [P(E P(E P(E 3 P(E 4 =] Φ( : 標準正規確率分布関数 α, α, α 3 : 腐食グレードのしきい値であり調査値と推定値との誤差の確率分布に対数正規分布を仮定して隣り合う腐食グレードの確率分布のしきい値となる腐食グレードの推定値を求めた μ : 中央値でありここではニューラルネットワークによる腐食グレードの推定値 ζ : 腐食グレードの推定値分布を対数正規分布と仮定したときの対数標準偏差であり調査値と予測値の関係における対数尤度が最大となる条件で決定した対数標準偏差である 3 本研究で用いたニューラルネットワークモデルによる腐食グレードの推定値のしきい値および推定値分布に対する対数標準偏差はそれぞれ α =.8 α =.4 α 3 =.9 ζ =0.であった構造物において鉄筋の腐食は浮きやはく離といった外観調査で把握される外観変状と強い相関があるこのような観点で調査データを整理して腐食グレードと外観変状の相関は表 -のように整理されている 4 ここで変状ありとは構造物表面に浮きおよび剥離が観察される状態であり変状なしとは健全およびひび割れがある状態である本論文では腐食グレードの確率から外観変状確率への換算は表 -の換算式により行なった表 -に従えば概ね腐食グレードIおよびIIは変状なし腐食グレードIIIおよびIVは変状ありとなる.5. 劣化機構の複合が劣化の進展に及ぼす影響表 -に示した条件で各種劣化機構における劣化の進展を試算した結果を図 -9に示す本研究では中性化は乾燥条件下でのみ進行し塩化物イオンの浸透は湿潤条件下でのみ進行することを仮定したしたがって表に示したように塩害単独および塩害とASRの複合の場合には乾湿繰返し条件として常に湿潤環境であることを仮定し中性化が複合する場合には乾燥と湿潤が一定のサイクルで作用することを仮定したこのように乾 4 表 - 鋼材の腐食グレードと外観変状の換算表 Converson Table for Probablty of Corroson Grade of Renforcement and Probablty of Vsble Deteroraton 鉄筋の腐食グ外観変状レードと確率変状なし変状あり合計 I P P 00 P II P 0.958P 4P P III P P3 6P3 P3 IV P4 7P4 33P4 P4 合計 P0.958P 4P6P P37P4 33P4.000 乾湿サイクル塩化物イオン濃度分布中性化深さ ASR 進行曲線 ASR ひび割れ指標表面被覆の仕様断面修復の仕様表 - 劣化曲線の検討条件 Condton for Tral Calcuraton of Deteroraton Curve 項目単位劣化機構塩害単独塩害中性化塩害 ASR 塩害中性化 ASR 湿潤日乾燥日初期塩化物イオン濃度 kg/m 3 環境の塩化物イオン濃度 mol/cc 045 自由塩分の拡散係数 cm /d 0 疑似吸着 Flux の係数最表面のpH コンクリートのpH -.4 中性化境界のpH 中性化速度係数 cm y 3.65 最大値 % となる時間年 30 曲率最大ひび割れ密度 mm/mm ひび割れ密度曲率 -.0 最大ひび割れ幅 mm 4. ひび割れ幅曲率最小ひび割れ間隔 m ひび割れ間隔曲率 - -. 寿命の平均値年 5 寿命の標準偏差年 3 修復厚さ cm 0 自由塩分の拡散係数 cm /d 0 中性化速度係数 cm y

8 複合劣化を受ける RC 構造物のライフサイクルの評価 a 劣化曲線 ( 変状確率の経時変化 b 鉄筋位置塩化物イオン濃度の経時変化 c40 年時の塩化物イオン濃度分布変状確率.0 0. 塩害単独塩害と中性化の複合塩害と ASR の複合塩害中性化と ASR の複合 kg/m 3 かぶり 4cm の鉄筋の Cl - 濃度塩害単独塩害と中性化の複合塩害と ASR の複合塩害中性化と ASR の複合 kg/m 3 全塩化物イオン濃度塩害単独塩害と中性化の複合塩害と ASR の複合塩害中性化と ASR の複合表面からの深さ,cm 図 -9 各種劣化機構による劣化曲線の試算結果 Tral Calculaton Results of Deteroraton Curve wth Varous Deteroraton Mechansms 湿繰返し環境の設定によって中性化と塩害の複合の有無を設定した 6 なお ASRについては原因となる鉱物の含有の有無によってASRが発生するか否かが決まることから ASRを考慮する場合にはASR 進行度の最大値を0.5とし ASRを考慮しない場合には最大値を0とした図 -9a は各種劣化機構における変状確率の経時変化を示したものである 00 年間の変状確率の推移では塩害中性化とASRが複合する場合が最も変状確率が大きく次に塩害と中性化が複合する場合であった塩害単独の場合と比較すれば 00 年時の変状確率は劣化機構の複合を考慮するか否かで大きく異なっている変状が現れる時期は中性化が複合する場合に早く約 0 年で変状が現れる次に ASRと塩害が複合する場合に約 5 年塩害単独の場合には約 50 年頃から変状が現れる結果となった図 -9b に示したように 0 年頃までは中性化の複合の有無に拘わらず鉄筋位置の塩化物イオン濃度は各劣化機構とも同等であることから本論文で適用したニューラルネットワークモデルでは中性化が影響する場合に変状が早期に現れると評価される次に ASR の進行は図 -6に示したように 0 年頃から開始し 50 年頃までに終了するこの間ひび割れ密度の増加に伴って塩化物イオンの拡散係数が増大するしたがって図 -9b に示したようにASRが複合する場合には 5 年頃から急激に鉄筋位置塩化物イオン濃度が増加するため 5 年頃から変状が現れるものと考えられる本研究で仮定した各種複合劣化機構における劣化の進展は図 -9c に示したように塩化物イオン濃度分布の変化で表されるすなわち ASRが複合する場合にはひび割れの影響によって塩化物イオンの拡散係数が増大することによって内部における塩化物イオン濃度がかなり大きくなるまた中性化が複合する場合には最表面よりも表面から数センチメートル内部で塩化物イオンが濃縮するため塩害単独の場合よりも鉄筋位置の塩化物イオン濃度は初期から高い値で推移する結果となる表 -に示したように中性化の複合の有無によって湿潤期間に約 5 倍の差があり中性化が複合する場合には塩害単独および ASRと塩害が複合する場合と比較して塩化物イオンの浸透期間が/5 程度であるにも拘わらずより多くの塩化物イオンが内部に浸透していることがわかるなお中性化が複合する場合の変状確率が階段状を示しているのは差分要素のpHによって中性化深さの判定を行なったため中性化深さの経時変化が階段状に評価されたことの影響である差分要素の分割幅が十分に小さければ本来は滑らかな曲線を示すものである.5.3 補修対策後の劣化の進展図 -0に補修対策時期の違いがその後の劣化の進行に及ぼす影響についての試算結果を示すここでは構造物の竣工後 0 年毎に表 -に示した断面修復の仕様 ( かぶり4cmに対して修復深さ0cmで既設コンクリートと全く同じ材料を用いる仕様で断面修復を行なった場合について試算した図 -0a および図 -0b に示したように塩害単独および塩害と中性化が複合する場合には対策時期に拘わらず対策後の劣化の進展は無対策の場合とほぼ同様な履歴を示すと考えられる一方塩害と ASRが複合する場合には図 -0c に示したように対策時期が遅いほどその後の劣化の進展が早くなる傾向があるこれは ASRにより構造物が劣化した場合にひび割れの影響により断面修復部以深のコンクリートにおける塩化物イオンの拡散係数がかなり大きくなること断面修復時期が遅くなれば修復範囲以深に残留する塩 8-8

9 大成建設技術センター報第 38 号 (005 a 塩害が単独で作用する場合 b 塩害と中性化が複合する場合断面修復後の変状確率.0 0. 断面修復実施年無対策 0 年 40 年 60 年 80 年断面修復後の変状確率.0 0. 断面修復実施年無対策 0 年 40 年 60 年 80 年断面修復後の経過時間, 年断面修復後の経過時間, 年 c 塩害と ASR が複合する場合 d 塩害中性化と ASR が複合する場合断面修復後の変状確率.0 0. 断面修復実施年無対策 0 年 40 年 60 年 80 年断面修復後の変状確率.0 0. 断面修復実施年無対策 0 年 40 年 60 年 80 年断面修復後の経過時間, 年断面修復後の経過時間, 年図 -0 補修対策後の劣化の進展 Calculaton Results of Deteroraton Progress after Repar Work 化物イオン濃度がより高くなることなどによって修復後に既設コンクリート部から鉄筋位置に拡散する塩化物イオンが相対的に増加するためと考えられるまた断面修復対策後はASRの進行が停止することを仮定したため無対策の場合と比較すれば何れの時期に対策しても対策後の劣化の進展は遅くなるさらに図 -0d に示したように塩害中性化とASRが複合する場合にも対策時期が遅いほど対策後の劣化の進展がやや早くなる傾向があるが図に示したようにその差は僅かであり対策時期に拘わらずほぼ同様な履歴とみなせる以上の結果はかぶり4cmに対して非常に大きい断面修復厚さである0cmを仮定して得られたものである.5.4 断面修復厚が対策後の劣化の進展に及ぼす影響.5.3に示したように断面修復厚さが十分に大きければ対策後の劣化の進展は対策時期に関係なくほぼ同様な劣化の進展を示す場合が多いしかし断面修復深さが十分大きくない場合には再劣化時期はさらに早期になると考えられる図 -は塩害と中性化が複合して作用する場合に供用後 60 年時に断面修復を行なったときのその後の劣化の進展を示したものである図のようにはつり深さが50mmの場合には対策後 0 年くらいから再劣化による変状が現れるこれに対して00mmの場合には対策後 0 年くらいから再劣化による変状が現れると考えられる両ケースでは対策後の中性化の進展は全く同じと見なせるので鉄筋位置の塩化物イオン濃度の対策後の履歴がはつり深さによって異なることによって再劣化の開始時期に違いが生じたと考えられる図 -は対策直前(60 年時から対策後 40 年 ( 供用 00 年時までの塩化物イオン濃度分布の変化を示したものであるはつり深さを00mmとすればはつり深さ以深に残留する塩化物イオン濃度はかなり小さい一方はつり深さが50mmの場合には図 -b に示した6 年時の濃度分布のようにはつり深さ以深に多量の塩化物イオンが残留しこの残留した塩化物イオンは対策後の時間経過に伴って断面修復部 ( 表面方向および内部方向の両方向に拡散するしたがってはつり深さ00mmの場合よりも50mmの場合の方が鉄筋位置塩化物イオン濃度が高い値で推移することになるこれにより断面修復厚さが50mmの場合にはより早期に再劣化が生じると考えられる 8-9

10 断面修復後の変状確率.0 0. 塩害と中性化の複合 60 年時断面修復はつり厚さ 50mm はつり厚さ 00mm 断面修復後の経過時間, 年図 - 断面修復厚さと変状確率の関係 Dfference n Deteroraton Progress by Secton Restoraton Thckness 複合劣化を受ける RC 構造物のライフサイクルの評価 a はつり深さ 00mm b はつり深さ 50mm 全塩化物イオン濃度, kg/m 表面からの深さ,cm 60 年 6 年 65 年 70 年 80 年 90 年 00 年かぶり 4cm 全塩化物イオン濃度, kg/m 表面からの深さ,cm 図 - 塩害と中性化が複合する場合の対策後の塩化物イオン濃度分布 Tme Varaton of Profle of Chlorde Concentraton after Repar 60 年 6 年 65 年 70 年 80 年 90 年 00 年かぶり 4cm 3. LCC の試算 3. LCC の算出方法本研究では変状確率を変状面積率とみなして構造物の見付け面積に変状確率を乗じたものを変状面積としたここで対策は変状ありの部分に部分的に適用されるものとした 5 したがって未対策の部分は当初の条件のまま劣化が進行することになる図 -3および式 ( に示すように回目の対策時期における再劣化を考慮した対策面積率は無対策のまま推移した場合の回目の変状確率の増分と - 回目までに既に対策が終了している範囲の再劣化による回目における変状確率の増分の和とした LCCは式 (3 に示したように再劣化を考慮した変状面積率に補修面積単価と構造物の見付け面積を乗じることにより算出するなお構造物の管理上ある程度の変状確率が許容される場合を想定して式 ( に示したように算出された変状確率から許容される変状確率を差引くこととしたここでは再劣化以降の対策後の劣化については劣化曲線の算定は可能だが LCC 算定の簡単のため考慮しなかったまた回目に対策したものの回目における再劣化による変状確率は考慮しなかった無対策範囲の劣化曲線無対策範囲の回目における要対策面積率 - - ( 対策時期, 回目 j=-(- 回目の対策範囲の再劣化曲線 - 回目に対策した範囲の回目における要対策面積率 - - j=-(- 回目の対策範囲の再劣化曲線 - 回目に対策した範囲の回目における要対策面積率 - - M ( 変状確率 P P P P P P P P 対策面積率変状を許容しない場合のQ の累計 Q Q = P = P j j [ Q ( P P ] Q (, 3,... P j lm = j= ( n LCC A* C Q = ( (3 変状を許容しない場合の回目の要対策面積率 Q - - 変状を許容する場合の要対策面積率 Q 変状を許容する場合のQ の累計許容される面積率 Q lm 図 -3 対策面積の算出方法ここに Q : 対策時期回目の再劣化を考慮した対策 Evaluaton Method of Area Rato that Needs to be Repared 8-0

11 PP 大成建設技術センター報第 38 号 (005 面積率 P : 無対策の場合の対策時期回目の変状確率 j :j 回目に対策した範囲の対策時期回目における再劣化による変状確率 : 対策番号 ( 回目ただし最終の対策時における回目は構造物の管理期間の終了時を意味する j: 対策履歴番号 ( 回目 A: 構造物の見付け面積 C n : 回目の対策に適用される補修工法 n の補修面積単価 Q lm : 構造物の管理上許容される変状面積率 3. LCC の試算条件比較の対象とした劣化機構は塩害が単独で作用する場合中性化と塩害が複合する場合 ASRと塩害が複合する場合および塩害中性化とASRが複合する場合とし劣化機構の複合によって劣化の進展が異なることが LCCに及ぼす影響について検討したさらに維持管理においてある程度の変状を許容する場合を想定して許容される変状確率の設定値がLCCに及ぼす影響についても検討した対策を行なわない場合の劣化の進展には図 -9a に示した劣化曲線を適用し各年時に断面修復によって対策した場合の対策後の劣化の進展には図 -0に示した劣化曲線を適用したなお.5.3 項と同様に表 -に示した断面修復の仕様 ( かぶり4cmに対して修復深さ0cmで既設コンクリートと全く同じ材料を用いる仕様で断面修復を行なった場合について試算した次に塩害と中性化が複合する場合について対策方法の違いがLCCに及ぼす影響を検討するため断面修復と表面被覆を併用した場合のLCCを試算したこのとき表面被覆の仕様は表 -に示した通りとし表面被覆の寿命は平均 5 年標準偏差 3 年としたここでは 3. 節に示したように予め対策時期を決めて維持管理する場合について検討した対策時期は供用 0 年時 40 年時 60 年時および80 年時とした式 (3 に示したように本研究におけるLCCは対策面積率に単価と面積を乗じたものであり対策面積率に比例するものであるしたがってここでは単価および面積をとして対策面積率の多少を検討することでLCC に及ぼす劣化機構の複合の影響について検討を行なった 3.3 LCC の試算結果 3.3. 劣化機構および許容される変状確率が LCC に及ぼす影響許容される変状確率および劣化機構をパラメータとして対策面積率の累計を試算した結果を図 -4に示す算出された累計の面積率に補修単価および構造物の面積を乗じればLCCとなる図から許容される変状確率の設定値に拘わらず累計のLCCが最も大きいのはやはり無対策での劣化が最も進展すると予想された塩害中性化とASRが複合する場合であった無対策の場合の各劣化機構における最終の変状確率の大きさの順位と各劣化機構のLCCの大きさの順位は一致している塩害中性化とASRが複合する場合の 00 年時における対策面積率の累計は構造物全体の面積の約 90% であると推定されたこの劣化機構における無対策の場合の00 年時の変状確率は70% 程度であったことからこれらの差である約 0% は再劣化による変状であると解釈できる図 -4a b およびc を比較すれば当然のことながらより大きい変状確率を許容するほど累計のLCCは小さくなる試算の結果では 0% の変状を許容した場合に変状を許容しない場合と比較して約 50% 程度のLCCが低 a 変状を許容しない場合 b5% の変状を許容する場合 c0% の変状を許容する場合断面修復面積率の累計.0 0. 塩害単独塩害中性化塩害 ASR 塩害中性化 ASR 断面修復面積率の累計.0 塩害単独塩害中性化塩害 ASR 塩害中性化 ASR 0. 断面修復面積率の累計.0 塩害単独塩害中性化塩害 ASR 塩害中性化 ASR 図 -4 断面修復を繰返し実施して構造物を管理した場合の LCC( 対策面積率の経時変化 Calcuraton Results of LCC when Secton Restoraton s Repeatedly Executed and Structure s Managed 8-

12 複合劣化を受ける RC 構造物のライフサイクルの評価減される結果となったこれは変状を許容することで.0 塩害中性化断面修復無対策範囲の対策面積率が低減されること対策面積率断面修復表面被覆が低減される為に再劣化する面積率もまた低減されることなどによると考えられるなお塩害中性化とASR が複合される場合以外の劣化機構では 5% および0% の変状を許容すれば 60 年時および80 年時の対策を実施しなくても良い場合がある対策方法の違いが LCC に及ぼす影響対策方法の違いがLCCに及ぼす影響を図 -5に示す図では塩害と中性化が複合する場合を対象として 0 年ごとに断面修復を行う場合と0 年ごとに断面修復と表対策方法断面修復実施年表面被覆実施年面被覆を併用した場合とを比較した断面修復と表面被断面修復 0,40,60,80 - 覆を併用する場合には供用開始時に表面被覆を構造物断面修復表面被覆 0,40, 60,80 0,0,40,60,80 全面に適用したとして劣化予測を行なったここで断面修復および表面被覆の仕様は表 -に示したとおりであ図 -5 対策方法が LCC に及ぼす影響るなお図は構造物の変状を全く許容しない場合の Influence of Repar Method on LCC LCCの試算結果である図に示したように断面修復と表面被覆を併用した場合の方が断面修復のみを適用し 4 構造物の LCC は劣化曲線の設定によって大きく変た場合よりも累計の補修面積率を小さくすることがで化する劣化曲線は劣化機構によっても劣化機構の複きる 00 年時の補修面積率の累計を比較すれば断面合によっても異なると考えられるためこれらの劣化機修復のみを適用する場合の0.5に対して断面修復と表面構および劣化機構の複合を詳細に考慮することが LCC 被覆を併用した場合には0.34となっており補修面積は評価の精度向上に繋がると考えられる 65% 程度に低減されるしたがって両補修工法の単価 5 補修対策後の再劣化の進展について試算した結果の差が.5 倍程度以下ならば断面修復と表面被覆を併用した方がLCCは小さくなる断面修復厚さが不十分な場合には対策後の再劣化が早期に現れると考えられたまた無対策の場合に予想される変状確率の進展が大きい場合には再劣化による変 4. まとめ状面積率が累計の変状面積率に占める割合が比較的大きくなると考えられたしたがって LCC の精度向上の本論文は構造物の調査結果を検討して得られた複合ためには再劣化を考慮することが重要である劣化の進展を予測するモデルの LCC 評価への適用について検討したものである得られた結果を以下にまとめる中性化の影響によりコンクリート中において塩参考文献土木学会 :00 年制定コンクリート標準示方書,[ 維持管理編 ], 同制定資料,00. 化物イオンが濃縮する現象をモデル化し劣化曲線を求めた結果中性化と塩害が複合することによって塩害日本コンクリート工学協会 : 複合劣化コンクリート構造物の評価と維持管理計画研究委員会報告書,00. 3 小林一輔 : コンクリ-トの炭酸化のメカニズム, 土木学単独の場合と比較してより早期に劣化が開始しその会論文集,No.433/V-5, pp. -4,99. 後の劣化の進展も促進されると考えられた 4 武田均, 丸屋剛 : 漏水の影響を受ける実構造物の中性化 ASR により発生するひび割れを考慮した塩化物イと塩化物イオンの濃縮, 土木学会第 58 回年次学術講演会概要集, pp.63-64, 003. オンの拡散係数を適用することにより ASR による塩 5 丸屋剛, Somnuk,T., 松岡康訓 : コンクリート表層部にお害の促進を評価した結果 ASR の複合により塩害によける塩化物イオンの移動に関するモデル化, 土木学会論文集,No.585/V-38,pp.79-95,998. る劣化が促進される結果となった 6 武田均, 道廣英司, 池田義明, 丸屋剛 : 漏水による塩 3 劣化機構が複合して作用する場合には単独の劣化害を受けたコンクリート構造物の詳細調査, コンクリート機構が作用する場合よりも劣化の進展が早くなる場合構造物の補修, 補強, アップグレード論文報告集, 第 3 巻, や対策後の劣化の進展が早くなる場合があると考えら武田均, 丸屋剛, 飯田一彦, 水田富久 : アルカリ骨材れた反応により変状を起こした構造物の劣化進行予測, 土木学 8- 補修面積率の累計

13 大成建設技術センター報第 38 号 (005 会第 59 回年次学術講演会概要集,pp , 飯田一彦, 武田均, 丸屋剛, 水田富久 : アルカリ骨材反応により変状を起こした構造物のライフサイクルコスト評価, 土木学会第 59 回年次学術講演会概要集,pp , 武田均, 奥田和浩, 仲健一, 鮫島力, 丸屋剛 : アルカリ骨材反応による構造物の変状の進行予測コンクリート構造物の補修, 補強, アップグレード論文報告集, 第 4 巻,pp.03-0, 土木学会 :00 年制定コンクリート標準示方書 [ 施工編 ], [ 構造性能照査編 ],00. 武田均, 丸屋剛 : ニューラルネットワークを用いたコンクリート構造物中の鉄筋の腐食進行予測, コンクリート工学論文集,Vol.9, No., pp.33-4, 998. Takeda,H., Uzawa,T., Izum,H., Tanaka,Y., Maruya,T., Koyama,S. and Nakamura,T. : Lfe Cycle Cost Evaluaton to Effcently Repar and Mantan the Renforced Concrete Brdges Appled by Rsk Management Method, Proceedngs of the st fb Congress, Sesson, pp.9-6, 望月智也, 中村孝明 : 多項反応モデルによる地震時損傷度曲線の統計的推定, リアルタイム地震防災シンポジウム論文集,pp.47-50, 上東泰, 野島昭二, 紫桃孝一郎, 丸屋剛, 武田均, 宮川豊章 : コンクリート中の鋼材腐食と外観変状の予測および外観変状による予測の修正, 土木学会論文集, No.795/V-68,pp.7-37, 武田均, 大前博, 丸屋剛 : 実構造物の点検結果に基づく劣化進行予測とライフサイクルコストの評価, コンクリート構造物の補修, 補強, アップグレード論文報告集, 第巻,pp.3-38,

図維持管理の流れと診断の位置付け 1) 22 22

図維持管理の流れと診断の位置付け 1) 22 22 第 2 章. 調査診断技術 2.1 維持管理における調査診断の位置付け (1) 土木構造物の維持管理コンクリート部材や鋼部材で構成される土木構造物は立地環境や作用外力の影響により経年とともに性能が低下する場合が多いこのためあらかじめ設定された予定供用年数までは構造物に要求される性能を満足するように適切に維持管理を行うことが必要となる土木構造物の要求性能とは構造物の供用目的や重要度等を考慮して設定するものである