インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3

壁高欄用充填モルタルの特性評価― 環境温度と施工法の違いが自己充填性に及ぼす影響 ―
武藤
1

学生員
2

3

あかね 1・三岡 善平 2・林承燦 3・木村定雄 4

日本ヒューム（株） 技術開発センター（〒105-0004 東京都港区新橋 5-33-11）
E-mail: a-muto@nipponhume.co.jp (Corresponding Author)

日本ヒューム（株）

技術開発センター（〒105-0004 東京都港区新橋 5-33-11）
E-mail: z-mioka@nipponhume.co.jp（株）デーロス・ジャパン 企画開発部（〒921-8005 石川県金沢市間明町 2-70）
E-mail: sclim@deros-japan.co.jp
4
正会員 金沢工業大学教授 環境土木工学科（〒924-0837 石川県白山市八束穂 3-1）
E-mail: s.kimura@neptune.kanazawa-it.ac.jp

正会員

土木学会インフラ健康診断書（2020 年版）などによると，全国の約 10％の道路橋が早期あるいは緊急に措置が必要であり，さらに建設後 50 年を経過した橋梁の割合は，2019 年時点の約 27％から，10 年後の2029 年時点には約 52%に急増するとされている．近年では，橋梁上部工の効率的なリニューアル技術として，プレキャスト製の床版と壁高欄とを接合する床版取替技術が開発されている．筆者らは，床版と壁高欄を接合する目地部の充填モルタルが 20℃の環境において，その要求性能を満たすことを確認している．
しかし，実施工時の環境温度と施工法の影響を考慮した研究は見当たらない．本論では，室内の実験によって充填モルタルの基本特性を評価し，現場環境を模擬した実験によって現場適用性を評価した．これらの特性をふまえ，実施工時の留意事項を提案した．

Key Words : floor slab renewal, concrete barrier, precast products, non-shrink grout
405

4040

827
326

1. はじめに

140

341
260

土木学会インフラ健康診断書（2020年版）などによると，全国の約 10％の道路橋が早期あるいは緊急に措置

80

排
出
孔

が必要であり 1)，さらに建設後 50 年を経過した橋梁の割合は，2019 年時点の約 27％から，10 年後の 2029 年時点

15

注入孔

注
入
孔

には約 52%に急増するとされている 2)．このため，近年

30

166

：モルタル充填箇所

では，橋梁上部工の効率的なリニューアル技術として，

a) 側面図プレキャスト製の床版と壁高欄とを接合する床版取替技術が開発されている．筆者らは，図- 1に示すような，床9@402=3618

196

30

アンカー筋D22b) 正面図図- 1 床版と壁高欄

研究は見当たらない．これらの影響について，室内の確認実験によって充填モルタルの基本特性を評価し，実施
下，目地部と称す．）に壁高欄用充填モルタル（以下，工時を模擬した供試体を用いた現場適用性の確認実験に充填モルタルと称す）を充填し，その付着力のみで接続
よって実施工時の留意事項を提案することが，本研究のする簡易な工法を開発している．
目的である．
表- 1は，充填モルタルが具備すべき要求性能として，
壁高欄と床版の接合技術に起因する，設計施工上の要求性能（3 項目）である．本来では，自己充填性は流動性
2. 環境温度と施工法
および材料分離抵抗性の両者から評価される性質である．
既往の知見では，充填モルタルが環境温度 20℃の条
しかし，本稿では自己充填性と流動性とを近しい性能と件下においては要求性能を満足することを確認している． して評価し，材料分離抵抗性とは別に評価した．また，
しかし，実施工時の環境温度と施工法の影響を考慮した
フレッシュ性状の特性の他，硬化後の強度についても評版と壁高欄とをアンカー筋で接続し，その間隙部分（以187インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3

価した．表- 2は，実施工時の環境温度と施工法の影響を模擬した，施工条件に伴う変動要因（4 項目）である．
ここでは，環境温度の他，施工法については練混ぜ水量，
作業時間，再撹拌の有無を設定した．
本稿は，壁高欄用充填モルタルの特性について，施工条件の変動をうけた充填モルタルが設計施工上の要求性能を満足するか，その特性を基本特性と現場適用性に大別してそれぞれ実験によって評価し，実施工時の最適な留意事項を提案したものである．

表- 1 設計施工上の要求性能項目

設定内容
幅 405mm， 高 さ 15mm， 延 長 距 離
自己充填性
4,040mm，打上げ高さ 341mm の目地部を充（流動性）
填可能である．
打上げ高さ 341mm の範囲で鉛直方向に細材料分離抵抗性
骨材の分布が偏らない．
壁高欄本体の圧縮強度 40N/mm2と同等以上
強度特性の強度が材齢 7 日で得られる．
表- 2 施工条件に伴う変動要因

3. 基本特性の確認実験
本研究すべての実験で対象とする充填モルタルは，プレミックス材の 2 種類である．モルタル A はポルトラン

項目

設定内容

環境温度 (℃)
練混ぜ水量 (kg/袋)
作業時間 (hr)
再撹拌の有無現場の作業環境温度の変動
配合強度選定の問題
現場の作業時間の変動
現場の作業時間の変動による打継ドセメント，高炉スラグ，炭酸カルシウムおよび珪砂（Gmax = 2.5mm，密度 不明）から成る材料で，表- 1 の要

表- 3 自己充填性の確認実験 実験ケース

求性能を満足する従来製品である．モルタル Bはモルタ
ル A と同じ成分で，珪砂（Gmax=0.8mm，密度 2.62g/cm3）

練混ぜ水量 (kg/袋) 環境温度 (℃)と微細なポリエステル短繊維（直径 0.03mm，長さ 3mm，混入率 0.06vol%）を混入したもので，表- 1 の要求性能をモルタル
A満足するよう開発された製品である．両材料は 25kg/袋の袋詰めであり，袋単位で使用するものである．

モルタル
B(1) 自己充填性

経過時間 (hr)

4.4
4.7

0.0

10

5.0

1.0

30

4.8

有

0.5

20

4.6

再撹拌

無

2.0

5.0

充填モルタルは壁高欄と床版の目地部に充填可能な流
20
20
15
15
10
10

よびフロー試験 5)により評価した．練上り温度は環境温

300
300

実験方法を以下に示す．充填モルタルの練混ぜは高速
ハンドミキサーで 3 分間撹拌し，直後に漏斗試験およびA-経過時間0.0hr

A-経過時間0.5hr

A-経過時間1.0hr

A-経過時間2.0hr

B-経過時間0.0hr

B-経過時間0.5hr

B-経過時間1.0hr

B-経過時間2.0hr

流下時間（sec）
流下時間 (sec)

20
20
15
15

フロー試験を各 2 回行った．なお，時間が経過した後の試料については，両試験前に 30 秒間再撹拌を施すもの

練混ぜ水量 A:4.7kg
B:4.8kg

実験結果およびその考察を以下に示す．環境温度の影響を示した実験結果を図- 2に示す．図中の網掛けはフロ

260
260

練混ぜ水量 A:4.7kg
練混ぜ水量 A：4.4kg，B：
4.6kg
B:4.8kg

240
240

55

A-経過時間0.5hr

A-経過時間1.0hr

A-経過時間2.0hr

B-経過時間0.0hr

B-経過時間0.5hr

B-経過時間1.0hr

B-経過時間2.0hr

20
20

15 練混ぜ水量 A:5.0kg
B:5.0kg

15
15ー値の管理範囲の 305±35mm を示しており，範囲内であれば自己充填性を満足するものとして評価した．
流下時間の値は，モルタル Aおよびモルタル Bともに

320
320

280
280

20

A-経過時間0.0hr

流下時間
流下時間（sec）
流下時間 (sec) (sec)

有効性の確認のため，再撹拌を施した結果のみ記述する．

340
340

300
300

10
10

と，施さない試料を用意し比較した．本稿では再撹拌の

260
260
240
240

55

度と同じとなるように調整した．

280
280

練混ぜ水量 A:4.4kg
B:4.6kg

フロー値（mm）
フロー値 (mm)定し，実験によって実験要因の影響を評価する 3)．
実験ケースを表- 3 に示す．自己充填性は漏斗試験 4)お練混ぜ水量 A:4.4kg
B:4.6kg320320

フロー値（mm）
フロー値 (mm)が求められる．本研究では本要求性能を自己充填性と設

340
340

A-経過時間0.0hr A-経過時間0.5hr

A-1.0hr-Ave

A-2.0hr-Ave

B-0.0hr-Ave

B-1.0hr-Ave

B-2.0hr-Ave

B-0.5hr-Ave

340

340

320
320

フロー値（mm）
フロー値 (mm)

流下時間（sec）
流下時間 (sec)

動性を有し，わずかな目地部の間隙から漏出しない性能

300
300
280
280

10

10
10

260
260

練混ぜ水量 A:5.0kg
B:5.0kg

練混ぜ水量が大きく，環境温度が高くなるほど，小さく55なる傾向がある．フロー値では，モルタルAとモルタルB の特徴が現れ，微細な繊維分を含むモルタル B は小さ

A-経過時間0.0hr

A-経過時間0.5hr

A-経過時間1.0hr

A-経過時間2.0hr

B-経過時間0.0hr

B-経過時間0.5hr

B-経過時間1.0hr

B-経過時間2.0hr

5くなる傾向がある．また，環境温度が 20℃を基準として±10℃変化すると，フロー値は約 5～20％変動する．

10
10

20
20
3030
環境温度 (℃)
環境温度（℃）a) 流下時間

240
240

10
10

b) フロー値

図- 2 環境温度の影響

188

20
30
20
30
環境温度 (℃)
環境温度（℃）インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3
20
20

340
340

フロー値（mm）
フロー値 (mm)時間の値は，経過時間にかかわらず，ある程度一定の値1515となる傾向がある．これは，各経過時間の試験前に施した再撹拌の効果と考えられる．フロー値をみると，モルタル B では，練混ぜ水量が 4.6kg と小さい場合，30℃の

300
300
280
280

10
10
練混ぜ水量 A:4.4kg
B:4.6kg

55て粘性が高まるためと考えられる．

20
20

間が長くなると，水分の蒸発およびモルタルの凝結が促

A-環境温度20℃

B-環境温度20℃

B-環境温度30℃

流下時間（sec）
流下時間 (sec)

自己充填性の確認実験から得られた特性を以下に示す．
フロー値でみると，環境温度が 30℃程度と高く経過時

A-環境温度10℃

260
260

A-環境温度30℃

練混ぜ水量 A:4.7kg
B:4.8kg

15
15

20

55

260
260

A-10℃-Ave

15

A-20℃-Ave

A-30℃-Ave

B-10℃-Ave

環境温度および経過時間を十分考慮し，漏斗試験，フロ

55

ー試験の両試験によって流動性を確認し，練混ぜ水量を

10

0.0
0.0

設定する必要がある．

A-10℃-Ave
B-10℃-Ave

340
340

0.5
0.5

1.0
1.5
1.0
1.5
経過時間 (hr)
経過時間（hr）

5

A-30℃-Ave
B-30℃-Ave

300
300
280
280

練混ぜ水量 A:5.0kg
B:5.0kg

260
260

240
240

2.0
2.0

A-20℃-Ave
B-20℃-Ave320320

フロー値 (mm)1010タル B では 5.0kg 程度にする必要がある．このように，練混ぜ水量 A:4.7kg
B:4.8kg

240240

フロー値（mm）

流下時間（sec）
流下時間 (sec)を確保できる可能性が高いことがわかった．このことから，練混ぜ水量はモルタル A では 4.7kg～5.0kg に，モルA-30℃-Ave
B-30℃-Ave

300
300

B-20℃-Ave
B-30℃-Ave2020
練混ぜ水量 A:5.0kg
B:5.0kg1515って，充填に要する作業時間が変動した場合でも流動性

A-20℃-Ave
B-20℃-Ave

280
280

流下時間 (sec)

なると，流下時間でみると流動性が低下する傾向がみられた．また，経過時間が 2.0hr までは再撹拌の実施によA-10℃-Ave
B-10℃-Ave

340
340
320
320

10
10

進され，流動性は低下する傾向である．10℃程度と低く

240
240

B-環境温度10℃

フロー値（mm）
フロー値 (mm)

環境では管理範囲を下回る．これは繊維混入などによっ

練混ぜ水量 A:4.4kg
B:4.6kg

320
320

流下時間（sec）
流下時間 (sec)

経過時間の影響を示した実験結果を図- 3に示す．流下

0.0
0.0

0.5 1.0
1.0 1.5
1.5 2.0
2.0
0.5
経過時間 (hr)
経過時間（hr）

A-環境温度10℃

A-環境温度20℃

A-環境温度30℃

B-環境温度10℃

B-環境温度20℃

B-環境温度30℃(2) 材料分離抵抗性

図- 3 経過時間の影響

本接合技術は，床版のアンカー筋が入るためのアンカーボルト孔が壁高欄側にあり，鉛直方向に 341mm の高表- 4 材料分離抵抗性の確認実験 実験ケース

さを充填モルタルで打ち上げる必要がある．充填モルタ

練混ぜ水量 (kg/袋)

ルは，水，セメント，細骨材，高炉スラグおよびポリエ
モルタル
Aため，重力によって鉛直方向に均質な成分分布にならず，

ステル短繊維で構成され，各成分の密度は異なる．その硬化後の強度発現に影響を及ぼす可能性がある．
よって，充填モルタルには打上げ高さ 341mm の範囲

モルタル
B

で，鉛直方向に成分の分布が偏らない性能が求められる．
本研究では本要求性能を材料分離抵抗性と設定し，実験によって実験要因の影響を評価する．
実験ケースを表- 4に示す．実施工時の目地部の打上げ下端からの鉛直高さ (mm)※100(0～100)

4.4
4.7
5.0
4.6
4.8
5.0

試料状態

標準試料

200
(120～230)

鉛直高さ別
に採取した
試料

300
(230～330)※鉛直高さ別に採取した試料のみ設定した．
Φ150

高さが 341mm であることから，図- 4 に示す実形状を模

側面の
採取孔
各高さ
Φ20×2

220

状態の質量や粒径分布を骨材ふるい分け試験 6)により確

110

350

を行った．充填モルタルを構成する成分のうち，0.15mm の金属製ふるいを用いて残留した細骨材の絶乾

110

100

擬した円筒容器（φ150mm，高さ350mm）を用いて実験

100認することで，材料分離が発生しているか否かを評価した．1 回の試料量は圧縮試験用の円柱供試体型枠（φ50mm，高さ 100mm，0.2ℓ）の一定容積とした．

下面の
採取孔
Φ10×4

実験方法を以下に示す．自己充填性の確認実験と同じ
く，最初の撹拌を 3 分間実施した．その後，ただちに標準試料を打設すると同時に，円筒容器にモルタルを充填
し，30 分間静置させた後，鉛直高さが 0～100 mm，100～210 mm および 210～320 mm の約 110mm 間隔で試料を採取した．試料は，円筒容器の鉛直高さ 0 mm，110 mm，189a) 模式図b) 写真

図- 4 実形状を模擬した円筒容器

インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3
170

220 mmの位置に設けた直径 20mmの採取孔から採取し，A-4.4-Ave
A-4.7-Ave
A-5.0-Ave160

一定容積（φ50mm，高さ 100mm）に取り分けた．採取

150

絶乾砂質量
(g)
絶乾砂 (g)

した試料は，ふるいを用いてセメント等の微粉末を水洗
いして 0.15mm 以上の粒子を抽出した．試料は 100±3℃に設定した恒温送風機に 3～4 時間入れ，試料の質量が変動しなくなる絶乾状態まで乾燥させた．試料の質量（以下，絶乾砂質量と称す）を計測した．その後，骨材

140
130
120
110

B-4.6-Ave
B-4.8-Ave
B-5.0-Ave100
90のふるい分け試験を金属製網ふるい（公称目開き：2.5，
2.0，1.18，0.6，0.3，0.15 mm の 6 種類）を用いて，振動

80

100

機で 1 分間，人力でさらに 1 分間のふるい分けを実施した．環境温度は 23±2℃とし，試行回数は 3 回とした．

200

300 100

200

300

鉛直距離 (mm)
(mm)
鉛直高さ

鉛直距離 (mm)
(mm)
鉛直高さ

a) モルタル Ab) モルタル B

図- 5 絶乾砂質量と鉛直高さの変動との関係

なお，同一のバッチの試料を用いた圧縮強度については，
後述の(3) 材料分離抵抗性と強度特性の関係 に示す．こ100度に及ぼす影響を評価するためである．

80

0B-4.8-N
B-4.8-300
B-4.8-200
B-4.8-10020

粒径d (mm)

0.
0.00
0.15
30
0.
60

80
60

B-5.0-N
B-5.0-300
B-5.0-200
B-5.0-100

0.0
0.10
0.35
0
0.6
0

しても粒径分布の変動が小さく，鉛直方向に材料分離が粒径d (mm)a) モルタル A

発生しにくい傾向があることがわかった．

粒径d (mm)2.5

0

径分布である．そのため，鉛直高さや練混ぜ水量が変動

2.0

20

0

練混ぜ水量 B：5.0kg

A-5.0-NA-5.0-300
A-5.0-200
A-5.0-100

0

練混ぜ水量 A：5.0kg

0

40

1.2

ており，モルタルAと比較すると一部の粒径に偏った粒

練混ぜ水量 B：4.8kg

A-4.7-NA-4.7-300
A-4.7-200
A-4.7-1000

骨材の 90%以上が粒径 d = 0.15～0.3mm の粒子で構成され練混ぜ水量 A：4.7kg

0.6

細骨材が下方に沈降しやすく，相対的に粒径の小さい細骨材が上方に多く留まる傾向がある．モルタル Bは，細

40

0.0
0.10
0.35
0

から，モルタルAは練混ぜ水量が大きいと粒径の大きい

60

100

通過質量百分率(%)
通過質量百分率 (%)

において，粒径 1.20mm に 33%の差が生じた．このこと

800を示す．モルタルAの通過質量百分率の差が最大となった条件は，練混ぜ水量 5.0kg，鉛直高さ 300～100mm の間

50
2.

2.
50

粒径加積曲線を図- 6 に示す．図の凡例は，300，200，
100 は下端からの鉛直高さ（mm）を示し，N は標準試料

00
2.

0

れる．

20
1.
粒径d (mm)2.
00

値のみ大きく粘性が低い特性であることが原因と考えら

B-4.6-N
B-4.6-300
B-4.6-200
B-4.6-1000

いことと，流下時間が同程度のモルタル Bに比べフロー

00 15 30 60
0. 0. 0. 0.
100
通過質量百分率 (%)
通過質量百分率(%)

低いほど絶乾砂質量が大きくなる，材料分離の傾向が示された．これは，モルタル A は G max が 2.5 mm と大き

練混ぜ水量 B：4.6kg

A-4.4-NA-4.4-300
A-4.4-200
A-4.4-100

2.5

各鉛直高さの絶乾砂質量の差が大きくなり，鉛直高さが練混ぜ水量 A：4.4kg

20

2.0

小さい．しかし，モルタルAは練混ぜ水量が大きいほど

40

1.
20

の全水準で鉛直高さの変動が絶乾砂質量に及ぼす影響は

60

0

鉛直高さ別に採取した試料中の絶乾砂質量と鉛直高さの変動との関係を図- 5に示す．モルタル Bは，練混ぜ水量1.2

実験結果およびその考察を以下に示す．円筒容器から通過質量百分率(%)
通過質量百分率 (%)

れは，モルタルの構成成分の鉛直方向における変動が強b) モルタル B

図- 6 粒径加積曲線

材料分離抵抗性の確認実験から得られた特性を以下に示す．本実験では，充填モルタルの鉛直方向における材料分離の発生状況を，一定容積に含まれる絶乾砂質量と， (3) 材料分離抵抗性と強度特性の関係
充填モルタルは，壁高欄本体の圧縮強度 40N/mm2 と同細骨材の粒径分布が均等な充填モルタルを使用する場合， 等以上の強度が，材齢 7 日で要求される．これは，リニ
その粒径分布をもとに評価した．モルタルAのような，練混ぜ水量が大きいと鉛直方向に材料分離が発生している可能性が高くなる傾向がある．一方，モルタル Bのよューアルの工期のうち，交通規制の期間を短縮するためである．よって，材齢 7 日という比較的短期間で目標強うに，細骨材の粒径分布が偏っている材料は材料分離が度 40N/mm2 以上を満足する必要がある．本研究では，本発生しにくいことがわかった．

要求性能を強度特性と設定し，実験によって実験要因の190

インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3
表- 5 材料分離抵抗性と強度特性の関係 実験ケース

影響を評価する．なお，床版と壁高欄との接合部の剛性
7)は，実車衝突実験 によって十分であることは確認されている．よって，本項目では充填モルタル自体の圧縮強度に着眼し，その性能を確認する．また，前述の (2) 材料分離抵抗性 から，鉛直高さ 330mm の範囲で鉛直方向に均質な成分分布でない可能性が高いことがわかっているため，同一の試料を用いて硬化後に目標強度 40N/mm2を満足するかどうか，確認する．
実験ケースを表- 5に示す．強度特性は，円柱供試体の8)

圧縮強度試験 によって確認した．試料の撹拌および採取方法は，前述の確認実験と同じとした．打設後は材齢7，14 日まで封かん養生とし，試験日の 2 日前までに打練混ぜ水量(kg/袋)

下端からの鉛直高さ (mm)※

4.4
モルタル
4.7
A
5.0

100
(0～100)4.6

200(120～230)

モルタル
4.8
B
5.0

300
(230～330)110

実験結果および考察を以下に示す．まず，練混ぜ水量160

圧縮強度 (N/mm2)

180

モルタルAは，練混ぜ水量が大きくなると圧縮強度はσ7 で 9%，σ14 で 8%低下し，ばらつきがやや小さくなる傾向がある．モルタル Bは，練混ぜ水量が増加すると，
160
圧縮強度はσ7 で 18%，σ14 で 15%に低下する傾向があ

標準試料

14

鉛直高さ別に採取した試料

4.4

モルタルA 練混ぜ水量 (kg/袋)
4.7

5.0

90
80
70
60
50
40

にある．

A-σ7-Ave

A-σ14-Ave

B-σ7-Ave

B-σ14-Ave

4.6

4.8
モルタルB 練混ぜ水量 (kg/袋)

5.0

図- 7 練混ぜ水量の変動と圧縮強度の関係

140
次に，鉛直方向の成分分布の変動が強度に及ぼす影響
絶乾砂 (g)を評価する．標準試料の実験結果から，両材料ともに材
齢 7 日で目標強度 40N/mm2 を満足することから，以降は

180

160
120
120 材齢 7 日の強度のみについて述べる．一定容積のモルタ
4.6kg 100mm

4.6kg 200mm
ルに含まれる絶乾砂質量と圧縮強度の関係を図- 8に示す．
4.6kg 300mm

絶乾砂質量
絶乾砂 (g)(g)

絶乾砂 (g)7100の変動と圧縮強度の関係（標準試料）を図- 7に示す．図中のσ7 は材齢 7 日強度，σ14 は材齢 14 日強度を示す．

り，ばらつきは練混ぜ水量の全水準において小さい傾向

140

試料状態

※鉛直高さ別に採取した試料のみ設定した．

設面の平面研磨を実施した．

180

材齢
(day)

鉛直高さ別に採取した試料
練混ぜ水量 鉛直高さ

外れ値※1

鉛直高さ別に採取した試料
練混ぜ水量 鉛直高さ

4.4kg 100mm
4.4kg 200mm
4.4kg 300mm
4.7kg 100mm
4.7kg 200mm
4.7kg 300mm
5.0kg 100mm
5.0kg 200mm
5.0kg 300mm

4.6kg 100mm
4.6kg 200mm
4.6kg 300mm
4.8kg 100mm
4.8kg 200mm
4.8kg 300mm
5.0kg 100mm
5.0kg 200mm
5.0kg 300mm

140
相関係数
r=0.850
相関係数
r=0.850
4.8kg 100mm
鉛直高さ別に採取した試料をみると，モルタルAは圧4.8kg 200mm
回帰直線
y=1.7x-41.9
回帰直線 y=1.7x-41.9

100
100 縮強度が増加するとき絶乾砂質量も増加しており，正の120
5.0kg 100mm
4.8kg 300mm

相関関係の傾向がみられる．モルタル Bは，練混ぜ水量5.0kg 200mm

5.0kg 300mmと鉛直高さの変動が絶乾砂質量および圧縮強度に及ぼす4.4kg 100mm
4.4kg 200mm
4.4kg 300mm
4.7kg 100mm
4.7kg 200mm
4.7kg 300mm
5.0kg 100mm
5.0kg 200mm
5.0kg 300mm

100

影響は小さい．ここで，鉛直高さ別に採取した試料につ

y=1.7x-41.9※280
80 いて正の相関関係に近い傾向がみられたことから，積率80 70 70 80 80 90 90100
60100 110
70 80 90110
100
11050 40
40 50 60 70 80 90 100 110 40 40 50 50 60 60
40
60 705080 90
40 50 60 70 80 90 100110
相関係数を算出し評価した．絶乾砂質量と圧縮強度（材2 2)2圧縮強度 (N/mm )圧縮強度 (N/mm
圧縮強度 (N/mm2
圧縮強度
(N/mm
) )
圧縮強度
(N/mm
圧縮強度 (N/mm )22

齢 7 日）の関係の相関データを図- 8 に示す．モルタル Aa) モルタル A

をみると，明らかにデータ全体の傾向から外れた実験値（練混ぜ水量 5.0kg， 鉛直高さ 100mm）を外れ値としてb) モルタル B※1 モルタル A，練混ぜ水量 5.0kg，鉛直高さ 100mm※2 外れ値を除いた近似式：y = 1.7 x - 41.9

2

除外し，評価した．絶乾砂質量とσ7（N/mm ）は，相関係数 r=0.850 と非常に強い正の相関関係がみられる．

図- 8 絶乾砂質量と圧縮強度σ7 との関係

(4) 基本特性のまとめ

このことから，モルタルAは絶乾砂質量と圧縮強度との間に強い正の相関関係があり，材料成分の変動が圧縮強度に影響を及ぼすことがわかった．一方，モルタル Bは

本特性を以下にまとめる．

絶乾砂質量と圧縮強度σ7（N/mm2）との間に相関係数
r=0.422と弱い正の相関関係がある．このことから，モル①基本特性の確認実験から得られた，充填モルタルの基

タル B は 絶乾砂の質量と圧縮強度の間に強い相関関係

自己充填性：環境温度が 30℃程度と高く経過時間が長くなると，水分の蒸発およびモルタルの凝結はみられず，材料成分の変動が圧縮強度に及ぼす影響はが促進され，流動性が低下する傾向があり，環境

小さいことがわかった．

温度 10℃程度のとき，流下時間における流動性が191

インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3

低くなる傾向があるため，環境温度を十分考慮し

表- 6 現場適用性の確認実験 実験ケースて練混ぜ水量を設定する必要がある．一方，経過

練混ぜ水量 (kg/袋) 下端からの鉛直高さ (mm)※1 試料状態※2

時間が 2.0hr までは再撹拌を施すことによって，一定の流動性を確保できる．
②

4.4
4.7
5.0
4.6
4.8
5.0

モルタル
A

材料分離抵抗性：モルタル A のように，粒径分布

モルタル
B

が 0.15～2.00mm の範囲で均等な充填モルタルを使用する場合，練混ぜ水量が大きいと鉛直方向に材275(200 ～ 350)

標準試料
鉛直高さ別
に採取した
試料

125
(50 ～ 200)

料分離が発生する可能性が高い．また，モルタル※1 鉛直高さ別に採取した試料のみ設定した．

Bのように粒径分布が偏った充填モルタルを使用す※2 材料分離抵抗性と強度特性の関係のみ確認した．

る場合，練混ぜ水量が変動したとき鉛直方向に材（単位：mm）

フランジにあり，実験値の多少のばらつきが実施工時に及1に材料分離が発生しづらい傾向であることもあり，
練混ぜ水量および鉛直高さの変動が強度に及ぼす影響は小さい．また，絶乾砂質量が大きくなるほ

11

ぼす影響は小さい．一方，モルタル B は鉛直方向

151.1 18615

透明塩ビ管Φ80

445

2

250

：モルタル充填箇所a) 正面図

ど強度が大きくなる正の相関関係にあり，この傾

150

採取孔
Φ20

350
500

ホース

排出孔
Φ20

3

150 100

材料の特性から目標強度の 40N/mm2 を上回る傾向

1000

材料分離抵抗性と強度特性の関係：モルタル A は，

150 19012.1③

注入孔Φ2550150 150

料分離が発生しにくい可能性が高い．

4

3@500=1500
2000

250

b) 断面図向は練混ぜ水量が大きくなるほど強い傾向がみられた．このことから，鉛直方向における充填モル

注
入
孔
側

タルの材料分離が，圧縮強度に影響を及ぼすものの，目標強度は満足することがわかった．

端部
側

4. 現場適用性の確認実験
前述の基本特性をふまえ，現場環境を模擬した実規模

c) 全体像

実験によって，充填モルタルの現場適用性を評価する．

図- 9 自己充填性の実規模実験 実験装置（2m）スを接続した．ホースの先端の注入孔から目地部までの(1) 実験概要

現場適用性の確認実験は，自己充填性の実規模実験 ， 鉛直高さ 150cm を水頭差として，充填モルタルを実験装置の目地部の鉛直方向の下方から注入し，右側の排出孔
自己充填性の確認実験（漏斗試験およびフロー試験），
9)

空気量試験および圧縮強度試験の 4 つの試験を，表- 6 にまで打上げて充填完了とした．打設面が十分に凝結して示す実験ケースで行った．ここでは，とくに自己充填性

いるのを確認後，下部材から上部材を取り外し，下部材に着目して評価した．なお，実験は屋外で実施し，環境の充填状況の平面写真を撮影した．写真から目地部全体

温度およびフレッシュモルタルの材料温度は，充填開始

における空気溜まりの面積率を計算し，自己充填性を評前に測定した．各実験の概要について以下に述べる．自価した．現場環境での検討を要する条件として，基本特己充填性の実機での確認実験は図- 9 に示すように， 壁

性で最も流動性が低い傾向の，環境温度 10℃以下の平高欄を模擬した上部材（凹の形状）と，床版を模擬した

均 6.6℃とした．ただし，実施工時の壁高欄の延長距離

下部材（凸の形状）との 2 種類で，両部材の目地部はは 4m であるため，2mの実験で支障がないことを確認後，
2 組の上・下部材を連結して 4m で実験を行った．

15mm（最小で 11mm）となるよう確保し，その側面には充填モルタルの漏出防止のため，木製の型枠を当ててなお，モルタル A は 4m の距離が充填可能であること

固定した目地部の表面はすべて目粗し処理を施し，吸水を実施工において確認している．よって，本実験ではモ防止剤を塗布した．これは，実施工時と同じ目地部の処

ルタル B の練混ぜ水量の最小の水準 4.6 kg で確認する．

理方法である．なお，上部材の左側（図- 9 - b）左）に設

自己充填性の現場適用性の評価のため，実規模実験とけた直径 80mm の穴に同径の高さ 350mm の円筒（塩ビ

同じ試料を用いてフロー試験と漏斗試験を行った．さら製）を接続し，さらに内径 25mm，長さ 1,000mm のホーに，同じ試料を用いて空気量試験を行った．これは，充192

インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3

填モルタルの空気量の基本特性を把握したうえで，空気溜まりの発生状況を確認し，実規模実験における自己充填性の評価をするためである．なお，自己充填性の確認試験および空気量試験（無注水式）10)は，充填開始前のモルタルを用いて各 2 回ずつ実施した．

（実験条件：モルタル A 練混ぜ水量 5.0kg）
写真- 1 充填モルタルの空気溜まりの評価区分

圧縮強度試験は，（3）材料分離抵抗性と強度特性の関係を確認するために行い，試験法も同じとした．標準
試料は，充填開始前に試料を採取した．鉛直高さ別に採表- 7 実規模実験における各実験の結果取した試料は，上部材上面からの鉛直高さが 50mm，

練混ぜ水量 流下時間 ﾌﾛｰ値 空気量 空気溜まりの面積率(kg/袋)(sec)(mm) (%) 中央部 (%) 両端部 (%)

200mm の位置にある採取孔から試料を採取して供試体を作製した．本実験では材齢 7 日のみを対象とした．

18

315

1.9

0.1

1.1

15

333

1.2

0.3

3.7

前述の基本特性の確認実験と同じとした．1 回の実規模

4.4
モルタル
4.7
A
5.0

14

333

0.7

2.7

1.6

実験で 1 袋 25kg のモルタルを 2～3 袋使用し，練混ぜは

4.6

18

275

2.2

0.0

0.8

14

289

2.0

0.2

3.9

12

294

2.1

0.2

3.3

実験方法を以下に示す．試料の撹拌および採取方法は，

モルタル
4.8
B
5.0

1 袋ずつ行った．モルタルを供試体の目地部へ充填開始
する前に，自己充填性の確認試験および空気量試験を実施した．あわせて，圧縮強度試験の標準試料を打設した．

全長 2,000mm

その後，ホースを含め目地部との水頭差が 150cm の位置にある注入孔からモルタルを注入した．打継の際は，注入前に 30 秒間再撹拌を実施した．目地部からの水頭差40cm まで下方から充填されたことを確認した後，ホースを固く結んで閉塞させた．充填完了から 30 分経過後，圧縮強度試験の鉛直高さ別に採取した試料を採取し，円柱供試体の型枠に打設した．充填完了からさらに 6～7
端部側

時間経過後，モルタルが凝結し十分に流動性を失ったこ

中央部

注入孔側

a) 実験条件：モルタル A 練混ぜ水量 5.0kgとを確認した後，油圧ジャッキとクレーンを用いて下部
材から上部材を取り外した．下部材の真上からモルタル

全長 2,000mmの充填状況を撮影した．実験終了後は上・下部材に固着したモルタルを高圧洗浄機によって洗い流し，自然乾燥させた．次の実験開始前に，目粗し面に再度吸水防止剤を塗布した．試験回数は 1 回とした．
充填モルタルの空気溜まりの分析および自己充填性の評価方法について述べる．写真- 1 に空気溜まりの評価
区分を示す．図中に黄色で示した両端部の空気溜まりは，
端部側

実施工時は空気抜きの処理を両端部に施すため，発生し

中央部

注入孔側

b) 実験条件：モルタル B 練混ぜ水量 5.0kg

にくい．よって，充填モルタルの自己充填性の評価には

写真- 2 充填モルタルの空気溜まりの発生状況影響しないものとし，評価の参考値とした．一方，図中に赤色で示した中央部の空気溜まりは，両端部に接して(2) 実験結果および考察

おらず，空気抜きできないものである．これは，充填モ

実験結果を表- 7 に，空気溜まりの発生状況を写真- 2

ルタルと壁高欄の一体化を妨げ，上部工全体の剛性を低減させる可能性が高い．よって，中央部の空気溜まりは， に示す．流下時間とフロー値をみると，両材料ともに，練混ぜ水量が大きいとき流動性は大きくなる傾向である．
充填モルタルの自己充填性の評価の指標とする．区分したモルタルの空気溜まりの各面積は，下部材の平面写真

各試験値をみると，同程度の練混ぜ水量のとき両材料間から面積計算ソフトを用いて算出した 11）．その後，空の流下時間の差は小さいのに対し，フロー値はモルタル
A の方が大きい傾向である．

気溜まりの面積を目地部全体（寸法：幅 445mm，延長

空気量をみると，モルタルAは練混ぜ水量が大きくな

距離 2,000mm）の平面面積で除して空気溜まりの面積率

ると空気量が 1.0%低下する傾向がある．これは，モル（%）とし，自己充填性を評価した．

タルAは流動性が高く，粘性が低いことから，モルタル

193インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3

中のエアーが抜けやすいことが原因と考えられる．一方コンクリート

空気溜まりが残る箇所

モルタルの粘性が低い場合

で，モルタル B は練混ぜ水量が変動したとき，2.0%程度

充填モルタルに収まっている．これは，モルタル Bは練混ぜ水量が増加しても流動性が低く粘性が高いことから，モルタル中充填する方向のエアーが抜けにくいことが原因と考えられる．
空気溜まりの面積率をみると，まず，中央部および両接触する角度が小さい

コンクリートコンクリートモルタルの粘性が高い場合端部を合計した空気溜まりの総面積率は，両材料の練混
ぜ水量の最小水準（モルタル A：4.4kg,，モルタル B：

充填モルタル4.6kg）では 1%程度で，中水準から最大水準（モルタル
A：4.7～5.0kg，モルタル B：4.8～5.0kg）では 4.0%程度と充填する方向コンクリート

接触する角度が大きい

急増している．これは，本実験では水頭差を利用して充図- 10 モルタル充填時の模式図填しており，練混ぜ水量が小さく充填モルタルの密度が

全長 4,000mm

大きいほど，充填時の圧力は大きくなると考えられる．
さらに，この内訳をみると，モルタルAの練混ぜ水量
5.0kg のときのみ，空気溜まりは両端部が減少し中央部が増加している．両材料ともに他の条件では両端部の空気溜まりのみ増加している．これは，図- 10 に示すように，流下時間が 15sec 以下，かつフロー値が 300mm 以上と流動性が高い場合，モルタルの粘性が非常に低いためコンクリートの目粗し面とモルタルとの接触する角度が小さくなり空気が残りやすいと考えられる．他の条件では，粘性が高いためコンクリートの目粗し面とモルタル

端部側

連結部分

注入孔側

写真- 3 自己充填性の実規模確認実験との接触する角度が大きくなり，空気が残りにくいと考えられる．

（4m の充填状況の拡大図）

さらに，モルタル A の練混ぜ水量 5.0kg の条件は，前低下する傾向を示しており，本実験時においても他の条

100

100

件よりも充填モルタルの表面に水分が多くみられたことから，材料分離が発生している可能性が高い．よって，充填時の圧力を調節しても，壁高欄との接触面に水分が多くなることから，充填モルタルとしての要求性能を満

90
80
70
60
50

たすとは言いがたい．

40

A-Ave

B-Ave

圧縮強度 (N/mm2)

モルタルA
練混ぜ水量(kg/袋)
モルタルA 練混ぜ水量(kg/袋)
4.4
4.7
5.0 110

圧縮強度 (N/mm2)

述の基本特性の確認実験においても，材料分離抵抗性が

110

また，2 組の上・下部材を連結した 4m の実験装置を

4.6
4.8
5.0
モルタルB 練混ぜ水量(kg/袋)
モルタルB
練混ぜ水量(kg/袋)

用いて，自己充填性の確認実験を，モルタル Bの練混ぜ

a) 練混ぜ水量の影響

90

A-4.4-Ave
A-4.7-Ave
A-5.0-Ave

B-4.6-Ave
B-4.8-Ave
B-5.0-Ave

80
70
60
50
40

5～200(下)200～350(上)鉛直距離 (mm)
鉛直高さ(mm)b) 鉛直高さの影響

図- 11 圧縮強度と変動要因との関係

水量の最下限の条件である，4.6kg で行った．その結果を，写真- 3に示す．これをみると，写真右から順に，注入孔側，連結部分，注入孔から 4m 先の端部側まで，大（3） 現場適用性のまとめ（留意事項の提案）

きな空気溜まりの発生はみられない．よって，比較的粘現場適用性の確認実験から得られた知見を基に，壁高性の高いモルタル Bの練混ぜ水量の最小水準においても， 欄用充填モルタルの実施工時の留意事項を以下にまとめ実施工時と同じ延長距離 4m の目地部を充填可能である

る．

ことが確認できた．

①

自己充填性：モルタル A のような流動性が非常に最後に，圧縮強度試験の結果を変動要因別に図- 11 に高い充填モルタルは，練混ぜ水量が大きいと粘性示す．モルタル A の鉛直高さ 200～350mm のとき，強度が低下し，目粗し面との接触する角度が小さくなに変動がみられる．しかしながら，両材料において，り空気が残りやすくなるため，壁高欄との付着面

材齢 7 日で目標強度 40N/mm を満足することを確認でき積が減少する．同時に，充填後のモルタル上面のた．

全体に水分が移動するため，さらに付着面積は減

2少する．対策として，充填開始前に流動性試験の結果が適正であるかを確認する．

194インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3②

材料分離抵抗性と強度特性の関係：下方から充填

REFERENCESした場合，鉛直高さの変動は圧縮強度に多少影響

1) 土木学会：2020 インフラ健康診断書（道路部門），

しても，目標強度は満足する．ただし，練混ぜ水

p. 10，2020. [Japan Society of Civil Engineers: Japan’s Infra-

量の大きい水準は留意する必要がある．

structure Grades 2020 & Introduction of Maintenance Technologies, p. 14,
2021.]
2) 国土交通省 道路局：道路メンテナンス年報（平成 30

5. おわりに

年度・一巡目），p. 60，2019.
3) 武藤あかね，三岡善平，煙山史，林承燦，木村定雄：

本実験の結果から，壁高欄用充填モルタルの基本特性

壁高欄用充填モルタルの温度変化および経過時間がフおよび現場適用性について評価することができた．以下

レッシュ性状に及ぼす影響，土木学会第 76 回年次学術に本研究で得られた結論を示す．

講 演 会 概 要 集 ， VI-224 ， 2021. [Muto, A., Mioka, Z.,
Kemuriyama, T., Lim, S. and Kimura, S.: Effect of tempera-

①

②

③

現場の環境温度が 30℃程度と高くなると，水分のture change and elapsed time of filling mortar for wall balus-

蒸発およびモルタルの凝結が促進され，流動性が

trade on fresh properties, Proceedings of the 76th Annual

低下する傾向があるため，環境温度を考慮して練Conference of the Japan Society of Civil Engineers, VI-224,

混ぜ水量を調節する．

2021.]

モルタルの打継の際は，経過時間が 2.0hr までは再4) JSCE-F 541-2013 ： 充 填 モ ル タ ル の 流 動 性 試 験 方 法

撹拌を施すことにより，流動性が確保できる可能[JSCE-F 541-2013 : Test method for flowability of filling性が高い．

mortar]

モルタルに配合された細骨材の粒径分布によって

5) JASS 15 M-103：セルフレベリング材の品質基準

は，鉛直方向に材料分離が発生する可能性が高い

6) JIS A 1102：骨材のふるい分け試験方法 [JIS A 1102 :Method of test for sieve analysis of aggregates]

ため，粒径分布の偏った細骨材が配合された材料

7) 日本道路協会：防護柵の設置基準・同解説 ボラードのを使用することが望ましい．練混ぜ水量，鉛直高設置基準，p. 111, 2021.

さ，再撹拌の有無および材齢が変動したとき，全条件でおおむね目標強度 40N/mm を満足すること

8) JSCE-G 505-2018：円柱供試体を用いたモルタルまたから，細骨材の材料分離が発生していても強度にはセメントペーストの圧縮強度試験方法（案）[JIS A

与える影響は小さい．しかし，練混ぜ水量が大き1102：Test method for compressive strength of mortar and

いと強度のばらつきが大きい可能性がある．

cement paste using cylindrical specimens]2④

流動性試験の結果が自己充填性に影響するため，

9) 武藤あかね，三岡善平，煙山史，林承燦，木村定雄：実施工時に充填モルタルを充填する際に，充填開

壁高欄用充填モルタルの流動性・材料分離抵抗性・充始前の試験結果が適正であるかを確認する．

填性の評価，土木学会第 77 回年次学術講演会概要集，
CS19-07 ，2022. [Muto, A., Mioka, Z., Kemuriyama, T.,

本稿は，壁高欄用充填モルタルの基本特性と現場適用

Lim, S. and Kimura, S.: Evaluation of fluidity, material sep-

性を評価し，実施工時の留意事項を提案したものである．

aration resistance, and fillability of filling mortar for wall bal-

今後は，材料分離抵抗性と自己充填性との関係性の確認

ustrade, Proceedings of the 77th Annual Conference of theと，実施工時の充填状況の確認を行う．

Japan Society of Civil Engineers, CS19-07, 2022.]
10) JIS A 1128-2019：フレッシュコンクリートの空気量の

謝辞：本研究は第一筆者が金沢工業大学および同大学大圧力による試験方法―空気室圧力方法 [JIS A 1128-

学院に在籍中の研究成果である．研究ならびに各実験の2019:Method of test for air content of fresh concrete by pres-遂行には，多くの学生にご助力いただいた．ここに感謝

sure method]11) !0_0! Excel 「長さ・面積測定」（参照日：2023.1）

を申し上げる．

https://www.vector.co.jp/soft/win95/art/se312811.html（Received September 30, 2022）（Accepted January 6, 2023）

195インフラメンテナンス実践研究論文集 Vol. 2 No. 1, 187‐196, 2023.3

EVALUATION OF THE CHARACTERISTICS OF FILLING MORTAR FOR
CONCRETE BARRIER- EFFECT OF ENVIRONMENTAL TEMPERATURE AND CONSTRUCTIONMETHOD ON SELF-FILLING PERFORMANCE Akane MUTO, Zempei MIOKA, Lim SEUNG-CHAN
and Sadao KIMURA
According to the 2020 Japan Society of Civil Engineers Infrastructure Health Examination, about 10%of road bridges nationwide require early or urgent measures. In addition, the percentage of bridges passing
50 years since construction is expected to increase rapidly from about 27% in 2019 to about 52% in 2029,
10 years later. In recent years, as an efficient renewal technology for bridge superstructures, girder replacement methods that join precast floor slabs and concrete barriers have been developed. The authors haveconfirmed that their filler material （non-shrink grout） for the joints that join the floor slabs and concrete
barriers satisfies the required performance in a 20°C environment. However, the characteristics when subjected to variations in the field environment have not been elucidated. In this paper, the basic characteristics
were determined by indoor experiments, and the field applicability was determined by experiments simulating the field environment. Conclusively, we confirmed the characteristics of the filling mortar for theconcrete barrier and formed a recommendation for the specification conditions for actual construction.

196