報告 リバウンドハンマーによる強度推定式に及ぼす各種因子の影響

報告  リバウンドハンマーによる強度推定式に及ぼす各種因子の影響

斯波  明宏^*1・高見  錦一^*2・石川  伸介^*3・林  敬史^*4

要旨：リバウンドハンマーによる強度推定式に及ぼす影響因子として，リバウンドハンマー，

材齢，粗骨材量，型枠種類，養生，セメント種類，混和材を取り上げ，リバウンドハンマー による反発度と圧縮強度を測定した。検討の結果，各種因子は少なからず影響を与えること が判明した。それら因子の影響を，普通セメント，封かん養生，化粧合板型枠，同一メーカ ー製のリバウンドハンマーによる測定の条件で得られた強度推定式に補正係数として乗じ る方法を提案することで，より精度の良い強度推定が可能となった。

キーワード：リバウンドハンマー，影響因子，強度推定式

1. はじめに

  リバウンドハンマーによる強度推定法は，そ の利便性の良さから，コンクリート強度の維持 管理手法として，従来から広く利用されてきた。

近年では，国土交通省による重要新設コンクリ ート構造物に対するリバウンドハンマーによる 品質管理の通達¹⁾や，検査方法のJIS規格化²⁾な ど，公にも認知されてきている。その一方で，

強度推定式に関しては，日本材料学会，土木学 会，建築学会をはじめ，各研究機関からも種々 の推定式が提案されているが，用いる推定式に よって大きく推定強度が異なるなどの課題も残 されており，未だ統一された見解がないという のが現状である。その一つの要因として，コン クリートは，使用材料，施工方法など様々な条 件の違いにより，性状が異なることが考えられ る。そこで，これらコンクリートに関する条件 の違い（以下，因子と呼ぶ）が，リバウンドハ ンマーによる反発度と圧縮強度の関係に及ぼす 影響を調べるため，様々な条件でコンクリート 供試体を作製し，試験を行った。本報告では，

それらの試験結果をとりまとめ，各種因子の影 響を考慮した強度推定式を提案する。 

2. 試験方法

  反 発 度 の 測 定 に 関 し て は ， 原 則 と し て  ISO/DIS 1920-7³⁾に準拠した。主な内容を以下に 示す。

2.1 供試体

  リバウンドハンマーによる反発度測定を行う コンクリート供試体については200mm×200mm

×200mm の立方体とし，圧縮強度の測定にはφ

100mm×200mmの円柱供試体を作製した。

2.2 試験材齢

  若材齢から長期材齢までを取り扱うことを目 的として，材齢7日，28日，91日，180日およ び365日を試験材齢とした。

2.3 反発度の測定

反発度測定面は供試体側面とし，水平方向の みとした。また出隅から 55mm 以上離れた個所 を測定し，測定間隔は30mm以上とした。

1 回の試験で 9 点以上測定する²⁾³⁾。ただし，

明らかに異常と認められる値，またはその偏差 が測定値の中央値に対し，±20%以上になる値が ある場合には，これに代わる反発度測定値を補 うものとした。なお，供試体は圧縮強度試験機 により面圧2MPaで上下面を載荷して固定した。

*1 三井住友建設（株）  技術研究所土木研究開発部  工修  (正会員)

*2 （株）淺沼組  技術研究所  (正会員)

*3 安藤建設（株）  技術研究所材料研究室主任  (正会員) 

*4 不動建設（株）  土木事業本部技術部

コンクリート工学年次論文集，Vol.26，No.1，2004

2.4 使用リバウンドハンマー

  5つのグループに分かれて試験を行った。各グ ループの使用リバウンドハンマーを以下に示す。

・ S,MA,T,A,OMグループ：P社製N型，NR型

・ OMグループ：K社製 

3. 試験水準 3.1 検討項目

  測定条件，コンクリート材料および施工条件 などの各種因子が反発度に及ぼす影響を調べる ため，リバウンドハンマーの個体差，測定時の 材齢，粗骨材量，型枠種類，養生条件，セメン ト種類および混和材に着目した。検討項目を表

−１に示す。なお，表中の g/glim は粗骨材かさ 容積，Nは普通セメント，Lは低熱セメント， BB は高炉セメントB種，SFはシリカフューム，CSF は砕石粉，BFは高炉スラグ微粉末（6000ブレー ン）を表している。

3.2 コンクリート供試体

  試験に用いたコンクリート供試体の主な内容 を表−２に示す。表中のW/Bは水結合材比を示 す。またスランプ，空気量については目標値を 示している。

4. 試験結果および考察 4.1 強度推定基準式の提案

  図−１に全測定結果を示す。図から反発度と 圧縮強度の関係が非線形となっているのが判る。

強度推定式を表すには種々の方法が考えられる が，ここでは，一般的なコンクリート打設条件 である，普通セメント（混和材は含まない），封 かん養生，化粧合板型枠，P社製リバウンドハン マーによる測定結果に着目し，それら結果によ り得られた回帰式（以下基準式と呼ぶ）を基に，

各種因子の影響を係数として乗じる方法を考え た。基準式は図−２に示すように，上記結果の 圧縮強度の逆数と反発度の逆数とがほぼ直線関 係にあることから式(1)を導いた。図−２および 式(1)のFは推定強度，Rは反発度を表し，係数a は図−２の回帰式の傾き，係数 b は切片を示し

表−１  検討項目および内容

検討項目  検討内容 

リバウンドハンマー  各グループの使用機械  測定時の試験材齢  7 日，28 日，91 日， 

180 日，365 日  粗骨材量  g/glim= 0.5〜0.7  型枠種類  化粧合板，メタル型枠，

こて仕上げ 

供試体養生条件  封かん養生，気中養生  セメント種類および 

混和材 

N,L，BB，N+SF，L+SF，

N+CSF，N+BF   

表−２  コンクリート供試体

W/B g/glim スランプ 空気量

(%) (m³/m³) （cm） (%)

N 65 0.610 18±2.5 4.5±1.5 N 50 0.620 18±2.5 4.5±1.5 N 40 0.600 21±1.5 4.5±1.5 N 30 0.550 60±5.0 3.0±1.5 N+SF 40 0.600 21±1.5 4.5±1.5 N+SF 30 0.550 60±5.0 3.0±1.5 L 50 0.620 18±2.5 4.5±1.5 L 40 0.600 21±1.5 4.5±1.5 L 30 0.550 60±5.0 3.0±1.5 L+SF 40 0.600 21±1.5 4.5±1.5 L+SF 30 0.550 60±5.0 3.0±1.5 L+SF 25 0.525 60±5.0 3.0±1.5 N 60 0.610 18±2.5 4.5±1.5 N 55 0.610 18±2.5 4.5±1.5 N 45 0.615 18±2.5 4.5±1.5 N 35 0.565 21±1.5 4.5±1.5 N 35 0.540 60±5.0 3.0±1.5 N+CSF 55 0.540 60±5.0 3.0±1.5 N+CSF 50 0.540 60±5.0 3.0±1.5 N+CSF 45 0.540 60±5.0 3.0±1.5 BB 55 0.610 18±2.5 4.5±1.5 BB 45 0.610 18±2.5 4.5±1.5 BB 35 0.540 55±5.0 3.0±1.5 N+BF 45 0.540 55±5.0 4.5±1.5 N+BF 35 0.540 55±5.0 3.0±1.5 N+BF 45 0.540 55±5.0 4.5±1.5 N+BF 35 0.540 55±5.0 3.0±1.5 N 30 0.600 50±5.0 3.0±1.5 N 30 0.550 55±5.0 3.0±1.5 N 30 0.500 60±5.0 3.0±1.5

N 40 0.700 8±2.5 4.5±1.5

N 40 0.650 15±2.5 4.5±1.5 N 40 0.600 21±1.5 4.5±1.5 N 60 0.601 18±2.5 4.5±1.5 N 55 0.611 18±2.5 4.5±1.5 N 45 0.600 18±2.5 4.5±1.5 N 40 0.580 21±1.5 4.5±1.5 N 35 0.550 55±5.0 3.0±1.5 N 30 0.550 60±5.0 3.0±1.5 N 70 0.605 12±2.5 4.5±1.5 N 65 0.614 12±2.5 4.5±1.5 N 55 0.617 12±2.5 4.5±1.5 N 50 0.624 12±2.5 4.5±1.5 N 40 0.622 18±2.5 4.5±1.5 N 30 0.527 55±5.0 4.5±1.5 ＯＭ

グ　ル 結合材 ー　プ

S

MA

Ａ T

ている。なお，rは寄与率である。

bR   F aR

= −

1

次に各種因子による式(1)の具体的な補正方法 であるが，各種因子に対し得られた測定値を式

(1)と同様に回帰した式(2)を新たに求め，係数a’

の係数aに対する割合を係数kとし，式(1)に乗 じることとした。ここで式(1)の分母の係数 b に ついては，各種因子に対し得られた測定値を図

−２のように直線回帰した場合，係数b（切片）

の変動が係数a（傾き）に比べて小さいこと，お よび推定式を用いる上での利便性を考慮して 0.0135で固定とした。

ka bR a

R

F a =

= − '

1

'  

4.2 リバウンドハンマーの個体差

  各グループ使用のリバウンドハンマーについ てマスターアンビルと大型試験体を用いて共通 試験を行った。その結果を表−３に示す。検定・

整備されたリバウンドハンマーを用いてもばら つきが確認された。そこで，リバウンドハンマ ーの個体差を補正する方法として，マスターア ンビルの校正値による補正（補正１）と，大型 試験体の全平均値による補正（補正２）の二つ を検討した。各補正方法により修正された反発 度と圧縮強度の相関を図−３に示す。補正を行 っても，係数 k に及ぼす影響は小さく，また寄

与率rは，補正なしの場合と同等またはそれ以下 になることから，充分に管理されたリバウンド ハンマーを用いれば，強度推定式に及ぼす影響 は小さいと考えられる。

0 20 40 60 80 100 120 140

0 10 20 30 40 50 60

反発度 圧縮強度（N/mm2 ）

基準 メタル型枠 低熱 高炉B種 普通+SF 低熱+SF 普通+CSF 普通+BF 気中

図−１  全測定結果

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 圧縮強度（N/mm²）の逆数

反発度の逆数

回帰式

(1/R)=0.561･(1/F)+0.0135 r = 0.920

図−２  圧縮強度の逆数と反発度の逆数

表−３  共通試験結果

Ｓ ＭＡ Ｔ Ａ OM-1OM-2

P社 P社 P社 P社 P社 K社

A 84 83 83.5 84 85 80

MA 83 82 84 84 84 76

80-82 81.7 78 81 81 81 － 38±2 37 35.6 38.4 39 38.4 －

50 46 45 46 49 47

40 38 35 38 39 37

32 30 28 30 33 31

47 44 45 48 50 46

47 42 45 48 48 44

ブロック W/C=40%

製造メーカー

実大壁 グループ

ブロック W/C=30%

ブロック W/C=65%

実大柱 マスター アンビル テスト アンビル

0 20 40 60 80 100 120 140

0 10 20 30 40 50 60 70

反発度 圧縮強度（N/mm2 ）

補正なし 補正1 補正2 k = 1.00，r = 0.900系 k = 1.00，r = 0.899 k = 1.01，r = 0.877

図−３  リバウンドハンマーによる影響

4.3 試験材齢の影響

  測定結果を材齢ごとに分け，式(2)で回帰した 場合の係数k1と材齢の関係を図−４に示す。係 数k1の基準値は，材齢28日における測定値に対 して，回帰により得られた値とした。材齢の経 過に伴って，係数k1は増加するが材齢91日以降 ではほぼ一定値を示している。

4.4 粗骨材量の影響

粗骨材量ごとに，式(2)で回帰して得られた係 数k₂と粗骨材かさ容積の関係を図−５に示す。

係数k2は粗骨材かさ容積0.60を基準とした。粗 骨材かさ容積が大きい程（粗骨材量が多い程），

係数k2が小さくなる傾向が確認された。これは 同一強度でも，粗骨材が多いと反発度が高めに 測定される傾向にあることを意味する。

4.5 型枠種類の影響

化粧合板型枠面，メタル型枠面およびこて仕 上げ面における測定結果を図−６に示す。図中 には，メタル型枠面およびこて仕上げ面におけ る測定結果を回帰して得られた係数 k3と寄与率 を凡例順に明記している。メタル型枠面では，

化粧合板型枠面よりも係数 k3が小さく評価され る。これは同一強度でも，メタル型枠面を用い た場合には，反発度が高めに測定される傾向に あることを意味する。一方，こて仕上げ面では，

係数k3はメタル型枠面とほぼ同程度であるが，

非常にばらつきが大きく，測定には推奨されな いと判断される。

4.6 養生条件の影響

封かん養生および気中養生における測定結果 を図−７に示す。図中には，気中養生における 測定結果を回帰して得られた係数k4と寄与率を 明記している。気中養生では，封かん養生より も係数 k4が小さく評価される。これは同一強度 でも，気中養生を受けたコンクリートの方が，

反発度が高めに測定される傾向にあることを意 味する。

4.7 セメント種類の影響

普通セメント，低熱セメントおよび高炉セメ ントB種における測定結果を図−８，図−９に

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6

0 50 100 150 200 250 300 350 400 材齢（日）

係数k1

図−４  試験材齢の影響

y = -1.0227x + 1.6137 0.4

0.6 0.8 1.0 1.2 1.4

0.45 0.50 0.55 0.60 0.65 0.70 0.75 粗骨材のかさ容積（m³/m³）

係数k2

図−５  粗骨材量の影響

0 20 40 60 80 100 120 140

0 10 20 30 40 50 60

反発度 圧縮強度（N/mm2 ）

化粧合板 メタル こて仕上げ k3 = 1.00，r = 0.903 k3 = 0.90，r = 0.878 k3 = 0.88，r = 0.740

図−６  型枠種類の影響

0 20 40 60 80 100 120 140

0 10 20 30 40 50 60

反発度 圧縮強度（N/mm2 ）

封かん 気中

k4 = 1.00，r = 0.949 k4 = 0.90，r = 0.673

図−７  養生条件の影響

示す。図中には，低熱セメントおよび高炉セメ ントB種における測定結果を回帰して得られた 係数k5と寄与率を明記している。低熱セメント では，普通セメントよりも係数k5が小さく評価 され，高炉セメントB種では大きく評価される。

これは各コンクリートが同一強度の場合，低熱 セメント配合では，反発度が高めに測定され，

高炉セメントB種配合では反発度が小さく測定 される傾向にあることを意味する。

4.8 混和材の影響

普通セメント，普通セメント＋シリカフュー ム，低熱セメント＋シリカフューム，普通セメ ント＋砕石粉および普通セメント＋高炉スラグ 微粉末における測定結果を図−10，図−11 に示 す。図中には，それぞれの混和材における測定 結果を回帰して得られた係数k6と寄与率を凡例 順に明記している。シリカフュームについては 普通セメント，低熱セメントのどちらに添加し ても，普通セメントより係数k6が大きく評価さ れる。一方，砕石粉および高炉スラグ微粉末に ついては，どちらも係数 k6が小さく評価される 結果となった。ここで，高炉スラグ微粉末の結 果は高炉セメント B種の結果と大きく異なって おり，注意が必要である。また高炉スラグの置 換率については30%と50%の2種類で試験を行 ったが，係数 k に対する影響はほとんど同じで あった。

5. 推定式の検討

  これまでの試験結果から，普通セメント，化 粧合板型枠，封かん養生，P社製リバウンドハン マーによる測定の条件で得られた試験結果を基 に検討された強度推定基準式（式(1)）を補正す る係数を得ることができた。補正を加えた強度 推定式を式(3)に示す。

bR k aR

k k k k k

F = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ −

6

1

5 4 3 2

1   (3)

ここに，a=0.561，b=0.0135，k1〜k6は材齢，粗 骨材量，型枠種類，養生条件，セメント種類，

混和材に関する補正係数である。各補正係数の

0 20 40 60 80 100 120 140

0 10 20 30 40 50 60

反発度 圧縮強度（N/mm2 ）

普通セメント 低熱セメント k₅ = 1.00，r = 0.903 k5 = 0.89，r = 0.950

図−８  セメント種類の影響（その１）

0 20 40 60 80 100 120 140

0 10 20 30 40 50 60

反発度 圧縮強度（N/mm2 ）

普通セメント 高炉B種 k5 = 1.00，r = 0.950 k5 = 1.08，r = 0.929

図−９  セメント種類の影響（その２）

0 20 40 60 80 100 120 140

0 10 20 30 40 50 60

反発度 圧縮強度（N/mm2 ）

普通セメント 普通+SF 低熱+SF k₆ = 1.00，r = 0.903系 k6 = 1.23，r = 0.941 k6 = 1.21，r = 0.957

図−10  混和材の影響（その１）

0 20 40 60 80 100 120 140

0 10 20 30 40 50 60

反発度 圧縮強度（N/mm2 ）

普通セメント 普通+CSF 普通+BF k₆ = 1.00，r = 0.950系 k6 = 0.95，r = 0.904 k₆ = 0.94，r = 0.914

図−11  混和材の影響（その２）

詳細については，表−４にまとめる。なお，影 響因子が特定できない場合や，該当するものが 存在しない場合には，係数 k を 1.0 に設定する ことを推奨する。 

ここで，強度推定基準式（式(1)）と補正を考 慮した強度推定式（式(3)）による推定強度と圧 縮強度の相関を図−12および図−13に示す。式 (3)を用いることにより，全試験結果がほぼ±20%

の範囲で推定可能になった。 

6. まとめ

  リバウンドハンマーによる反発度と圧縮強度 の関係に及ぼす各種因子を検討し，それらの影 響を普通セメント，化粧合板型枠，封かん養生 の条件から得られた強度推定式に補正値として 乗じる手法を提案した。その結果，因子によっ ては，基準となる推定強度に対し 0.9〜1.2 程度 の補正が必要となることが確認された。また，

補正を行わない場合に比べて，より精度の良い 強度推定が可能となった。今後はさらなる因子 の影響（中性化など）の検討や，実大試験体お よび実構造物での試験を行い，本推定式の適用 性を評価することが重要と考えられる。

最後に，共同研究として御参加いただいた浅 沼組，安藤建設，大木建設，東亜建設工業，不 動建設，松村組，三井住友建設の皆様には多大 な協力を賜りました。また，群馬大学辻幸和教 授には，本研究を進めるにあたり，貴重なご助 言，ご指導を頂きました。ここに，深く感謝の 意を表します。

参考文献

1) 古賀裕久，河野広隆：テストハンマーによる コンクリート強度の推定調査について，コン クリート工学，Vol.40，No.2，pp.3-7，2002.2 2) JIS A 1155 コンクリートの反発度の測定方

法，2003

3) ISO/DIS 1920-7 Testing concrete-Part7: Non- destructive tests of hardened concrete 4.1 Determination of rebound number，1999

表−４  補正係数

係数 要因 因子 補正係数

7 0.92

28 1.00

91 1.06

180 1.07

360 1.07

0.5 1.10

0.55 1.05

0.6 1.00

0.65 0.95

0.7 0.90

化粧合板 1.00 メタル 0.90 こて仕上げ 0.88

封緘 1.00

気中 0.90

普　通 1.00 低　熱 0.89 高炉B種 1.08 シリカフューム/普通 1.23 シリカフューム/低熱 1.21 砕石粉/普通 0.95 高炉スラグ/普通 0.94 材齢（日）

粗骨材量

（m³/m³）

k₆ 混和材 型枠 養生 k₅ セメント k₁

k₂

k₃ k₄

0 20 40 60 80 100 120 140

0 20 40 60 80 100 120 140

圧縮強度（N/mm²）

推定強度（N/mm2 ） ±0

-20%

＋20%

図−12  推定式の精度（補正なし） 

0 20 40 60 80 100 120 140

0 20 40 60 80 100 120 140

圧縮強度（N/mm²）

推定強度（N/mm2 ） ±0

-20%

＋20%

図−13  推定式の精度（補正あり）