技報

第 1 号(2003 年)

設計基準強度 120N/mm2 工場製品用超高強度コンクリートの調合決定
本 社
本 社
本 社
本 社

小山田哲也
長井 健雄
皆川
潤
鈴木 雅博

概要：コンクリートの高強度・高耐久化を図るため，設計基準強度を 120N/mm2 とした超高強度コンクリートを検討した．試験室による基礎試験により骨材の選定および調合条件を検討し，適切な骨材を用いることで設計基準強度 120N/mm2 の超高強度コンクリートの製造ができるとの見地を得た．そこで，実構造物の製造を想定して，その調合をもとに工場において実機試験を行い，実物大模擬部材を作製し，コア強度を測定した．その結果，練混ぜを適切に行えば，当社工場の既存設備により設計基準強度 120N/mm2 の建築プレキャスト部材が製造可能である見通しが得られた．さらに，膨張材を用いることにより，低水結合材比のコンクリ−トで発生する自己収縮ひずみを抑制できるとの結果を得た．
キーワード：超高強度コンクリート，構造体強度，温度補正値，骨材選定，簡易断熱養生強度，自己収縮ひずみ抑制
１．まえがき近年，高層・超高層建築物への関心が高まり，New RC 総プロの研究成果が発表されて以来，施工実績も多くなっている．居住空間を広く確保した超高層建築物の施工を可能にするには，高強度材料の活用が不可欠であり，コンクリートの高強度化が図られている．コンクリートの高強度化において品質の安定は必要命題であり，工期短縮，作業安全性の向上および環境負荷の低減などの特長をも併せ持つコンクリート工場製品への注目が高まっており，近年の高層・超高層建築物では，いずれの部位においても PCa 化を行わないオール在来工法は姿を消しつつある．
このような背景のもと，前報 1)では設計基準強度 63，70，80，100Ｎ/mm2 を満たす超高強度コンク
リートのプレキャスト部材への適用を検討した．その結果，現行の工場設備で超高強度プレキャスト
部材の製造が可能であるとの見通しを得，実構造物への PCaPC 部材製作および架設を開始している．
低水結合材比比となる超高強度コンクリートの製造を可能にしたのは，セメント量の増加が招くワー
カビリティーの悪化やセメントの水和による過度の温度上昇等の問題を混和材料やセメントの種類等で改善できた効果が大きい．現在，超高層建築部材の更なる高強度化のニ−ズが求められているが，前報に示した調合のコンクリート強度では，100N/mm2 以上の設計基準強度を有する PCa 部材の製造は望めない．しかし，コンクリートのワーカビリティー等の観点から，現在使用している材料および調合では水結合材比を低下させて強度を高めるのは困難である．そこで本研究では，圧縮強度増進に効果の高い高強度の骨材を選定することで，設計基準強度 120N/mm2 を満たす PCa 部材製造を目的に検討した．
PCa 部材の製作寸法を決定するために，構造物構築後のクリ−プ変形量を予測する必要があるが，設計基準強度 100N/mm2 を超える場合のデ−タは少ないのが現状である．さらに，クリープ係数は低水
小山田哲也

長井健雄

皆川潤

技術本部

技術本部

技術本部

技術本部

技術研究所

技術研究所

技術研究所

開発技術

鈴木雅博

第一部

-1-

技報

第 1 号(2003 年)

結合材比の場合には小さいが，セメントペースト量が多い場合には大きくなる傾向があり，調合を決定したコンクリートの特性は定かでない．そこで，本試験で検討したコンクリートのクリ−プ係数を把握するため，クリープ試験を行った．
また，単位粉体量が多く，かつ，低水結合材比 20%を下回るような超高強度コンクリートでは，拘束を生じる場合には結合材の水和による自己収縮ひずみによりひび割れの問題が発生する場合がある．
この問題を解消する手段として，膨張材を使用し自己収縮を低減する方法が報告 2)されているが，水結合材比が30%であり，室温20℃の恒温室での断面100×100×1500mmの試験体を用いた試験である．
そのため，本試験で対象としている低水結合材比でかつ実構造物を想定したコンクリ−ト温度履歴を受けた場合においても同様な効果があるか定かではない．そこで，本検討では温度履歴を受ける低水
結合材比コンクリートの膨張材による自己収縮低減効果を検証した．

圧縮強度（N/mm 2 )２．試験概要２．１使用材料
a)骨材
図−１に設計基準強度 120N/mm2 の条件を満たすコンクリートの圧縮強度と温度補正値(以下 S値)の関係を示す．図中には，前報で述べた設計基準強度 100N/mm2 を満たすコンクリートの圧縮強度も示している．図より，標準養生供試体の強度と構造物強度を推定するコア強度との差 S 値を仮に 15N/mm2 とすれば，設計基準強度 120N/mm2 を満たすには，それぞれ標準養生供試体で 158N/mm2，
コア強度で 143N/mm2 の圧縮強度が必要となる．使用するシリカフュームセメントの特性から，管理材齢を長くすれば標準養生供試体の圧縮強度は高まるが，コア強度の発現は初期に高温履歴を受けるため標準養生と比較し小さい．通常，コンクリー
200
トの強度を高めるには，水結合材比を小さくするが，
標準
コア
練混ぜの性能や作業性の観点から，この方法では，品質の確保が難しい．そこで本試験では，強度の高いと175の報告がある関東地方の骨材を使用し強度増進を図った．使用骨材を表−１に示す．骨材はいずれも中・150
古生層の堆積岩（砂岩（細粒から粗粒），泥岩，場合2によってシャルスタイン，石灰岩等）を起源とするが，147N/mm
143N/mm 2125
産地によって種々の岩質によって構成され，地域差がJ工場ある．つまり，三重の骨材は，主として砂岩（ただし，
K工場
細粒から粗粒）であり，青梅のものはやや泥分質を含100
むものもあるが概ね砂岩よりなり，骨材としては均一
05 10 15 20 25 30
S値（N/mm 2 ）表−１ 使用骨材の物性

細骨材

材料
東京都青梅産(硬質砂岩)
埼玉県両神産(硬質砂岩)
茨城県岩間産(硬質砂岩)
栃木県葛生産(石灰岩)

備考
表乾密度 2.65g/cm3，吸水率 0.98%，FM3.03，実績率 65.1％
表乾密度 2.68g/cm3，吸水率 0.85%，FM2.88，実績率 65.9％
表乾密度 2.68g/cm3，吸水率 0.95%，FM3.26，実績率 63.4％
表乾密度 2.57g/cm3，吸水率 1.60%，FM2.65，実績率 72.5％

静岡県浜岡産(硬質砂岩)

表乾密度 2.62g/cm3，吸水率 0.78%，FM2.98，実績率 67.5％

東京都青梅産(硬質砂岩)

表乾密度 2.65g/cm3，吸水率 0.42%，FM6.56，実積率 61.6％
表乾密度 2.70g/cm3，吸水率 0.43%，FM6.46 (1505) 実積率
表乾密度 2.71g/cm3，吸水率 0.41%，FM7.02 (2015) 60.7％
表乾密度 2.71g/cm3，吸水率 0.68%，FM6.66，実積率 61.7％
表乾密度 2.76g/cm3，吸水率 1.19%，FM6.57，実積率 61.0％
表乾密度 2.64g/cm3，吸水率 0.67%，FM6.58 (1505) 実積率
表乾密度 2.64g/cm3，吸水率 0.37%，FM6.91 (2015) 61.2％

埼玉県両神産(硬質砂岩)
粗骨材

図−１ 圧縮強度と S 値の関係

茨城県岩間産(硬質砂岩)
栃木県葛生産(石灰岩)
三重県東員産(硬質砂岩)

-2-

技報

第 1 号(2003 年)

なものである．両神の骨材は，砂質泥岩，細粒砂岩で，一部シャルスタインよりなり，骨材としてはやや不均質である．岩間産の骨材は，堆積岩起源であるが，花崗岩の接触変成を被りホルンフェ
ルス化し，通常のものよりさらに硬質となった岩石を起源としている．ただし，ヘアークラック状の不連続面が入るものもあり，その面は鏡肌状を呈する場合が多い．葛生産の骨材は，石灰岩起源である．以上の骨材は砕石から得られているが，浜岡の細骨材は川砂起源の陸砂である．
各岩石の強度は，経験的な判断から，いずれも 100Ｎ/ｍｍ2 以上をクリアするものと判断されるが，石灰岩の強度はやや低めである可能性がある．
b)セメント等材料
セメントには，三菱マテリアル社製のシリカフュームセメントを使用した．膨張材は，石灰系のものを 4 種類用いた．内訳は 2 社の製品で標準型と水和熱抑制型である．本試験で使用した膨張材は従来の使用量の約 2/3 で同等の効果を示す高性能タイプの材料である．高性能減水剤はポリカル
ボン酸系のものとし，特に減水率が大きい高強度コンクリート用の混和剤を使用した．また，シリカフュ−ムを混入したコンクリ−トの場合には空気量の増加が認められるため，消泡剤を使用して所定の空気量になるようにした．
START

２．２試験方法(１)検討方法
本試験の調合検討は，材料と調合の選定および短期的なコンクリートの特性を把握すべく，図−２に示す過程に従って試験を行った．
シリーズ１：骨材選定試験
骨材選定試験の調合を表−２に示す．No.1〜4 では，セメントペーストの量および調合を同一にし，細骨材および粗骨材を表に示す容量として試験練りを実施し，骨材自体の強度性状を比較できるようにした．この際に，筆者らは本目的でのコンクリ−トの製造を可能にするためには，粗骨材だけでなく，細骨材の組合せも重要な点であることを明らかにして
おり 3)，第一の試験では同一の産地の細骨材と粗骨材とを組み合せて圧縮強度を比較した．試験結果から圧縮強度が高い
骨材については，No.5〜10 において細骨材および粗骨材の組合せを種々に設定して強度比較を行った．以上の試験から最も圧縮強度の高い骨材を選定し，再度，No.11 および No.12で調合条件を検討した．試験項目およびその目標値を表−３に示す．圧縮強度は，簡易断熱養生および標準養生供試体について測定した．試験材齢は，それぞれ 7 日，28 日とした．
簡易断熱養生は強度試験用供試体を図−３に示す発泡スチ
ロール製の容器に封入した．供試体は，鋼製軽量モールドを用い，コンクリート面をポリ塩化ビニリデンフィルムで被覆
し，内部の水分が蒸発しないようにした．供試体は，成型直

調合計画
骨材選定

実機

フレッシュ性状の検討(ワーカビリティ良好、空気量適切)

No
Yes

No
Yes

圧縮強度の確認(簡易断熱養生、標準養生)

No
Yes

No
Yes

構造体強度の推定（コア)S値の算出
調合強度の検討
・F≧Fq＋S＋1.73σ・F≧0.85(Fq＋S)＋3σ

No
Yes

調合決定
クリープ試験
膨張材試験
END
実線：室内試験
点線：実機試験

図−２ 試験の概略

No.
1〜10
11
12

Air
(％)
2±1％
2±1％
2±1％

表−２ コンクリートの調合
C
S
W/C
W
(kg/ｍ3)(ｍ3/ｍ3)(％)(kg/ｍ3)
16.0
155
969
0.201
16.0
145
906
0.231
14.0
155
1107
0.156

-3-

G
(ｍ3/ｍ3)
0.310
0.310
0.310

技報

第 1 号(2003 年)

表−３ 試験項目およびその目標値
試験項目
スランプフロー値
50cm フロー到達時間
フロー流動停止時間
空気量
練上り温度
圧縮強度

目標値
55±10cm15±5 秒−2.0±1.0%
5〜30℃

試験方法
JIS A 1150-2001 に準拠
JIS A 1150-2001 に準拠
JIS A 1150-2001 に準拠
JIS A 1128 に準拠
温度計
JIS A 1108 に準拠

備考
T50 と略す
Tend と略す
圧力法
材齢 7，28，56，91 日

図−３ 簡易断熱養生容器
後から材齢 7 日まで簡易断熱養生し，材齢 7 日以降に簡易断熱養生容器から取出し，所定の材齢まで封かん養生した．簡易断熱養生時の供試体温度は，ダミー供試体に熱電対を取付けて計測した．
圧縮強度は，標準養生供試体と同様に，材齢 7 日，28 日，56 日および 91 日に測定した．

1100

100

1300

100

シリーズ２：実機試験
骨材選定試験により決定した調合について，社内 J 工場
にて実構造物の製作を想定して工場のコンクリ−トプラ
発泡スチロール
ントで製造したコンクリ−トを用いて以下に示す各種の試験（以下実機試験と示す）を実施した．コンクリートの
品質安定のため，細骨材の表面水率を水分計により計測し，
柱模擬部材
随時水量を補正した．併せて，高周波加熱乾燥法 1)による推定水結合材比も確認した．フレッシュ性状を満足したコンクリートにより，柱模擬部材を作製し，所定の材齢にて発泡スチロール
0
コアを抜出し，構造体強度を推定した．部材内には熱電対90900を取付け，コンクリートの温度履歴もあわせて計測した．
実物大模擬部材の形状およびコア採取位置を，図−４およ図−４ 実物大模擬部材の寸法
び図−５にそれぞれ示す．模擬部材の製作は，実柱部材の図−３ 実物大模擬部材の寸法
断面図

90 0
30 0 100 100 100 300

91

熱電対

20 0 20 0

50

50

200

材 齢 56200 200

28

1100

7

200 200

550

50

350

コア
材齢

900
10 0 100

側面図

550

350

90 0
350 100 100

35 0

コンクリート温度履歴とほぼ同一にするため，鋼製型枠を使用し，上下に厚さ 100 mm の発泡スチロールを配置し，熱の放散を防ぐこととした．模擬部材の脱型は翌日とし，強度試験の直前にコアを採取した．コアは直径 100 mm，長さ 1100 mm で採取し，図−５に示すとおり，上下端各 50 mm 取り除き，長さ 200 mm ずつ 5 等分して

図−５コア採取位置-4-

技報

第 1 号(2003 年)

圧縮強度を測定した．なお，5 本分の強度測定値の内，最も平均から離れたものを除き，4 本の平均をコア強度とした．圧縮強度は，標準養生供試体と同様に，材齢 7 日，28 日，56 日および 91 日に測定した．また骨材選定試験と同様，簡易断熱養生および標準養生供試体により圧縮強度を測定した．
シリーズ３：クリープ試験
骨材選定試験の結果をもとに最も実用的と考えられる調合についてクリープ試験を行った．試験
方法は JIS 原案に準拠した．クリープ試験の供試体はφ10×20cm の円柱供試体であり，載荷材齢を28 日とした．載荷材齢までの供試体は，7 日間簡易断熱養生および水中養生を行った後，気中により養生した．載荷応力度は 0.25fc’の持続荷重とし，1 年間継続して載荷することを予定しているが，本報では，5 ヶ月までの途中結果を報告する．
シリーズ４：膨張材混合の検討
膨張材を内割で 35kg/m3 混合したコンクリートを，厚さ 200mm の発泡スチロールにて作製した型枠に打設し，断熱養生した供試体の膨張率を測定した．供試体の寸法は 15×15×53cm である．なお，膨張材量は結合材量と置き換えている．比較のため，膨張材を混合しない調合も検討に加えている．測定にはひずみゲージを用い，供試体中央部に埋め込んだ．確認のため，温度履歴を計測し，既往のデータと照合した．なお，膨張材を混合したコンクリートは，設計基準強度 80N/mm2 の調合である．
２．３練混ぜ方法
練混ぜ方法を図−６に示す．コンクリートは，小型ミキサおよび実機プラントにおいて練り混ぜた．実機上段はパン型ミキサであり，小型ミキサおよび実機下段ミキサは強制二軸ミキサである．
実機練りは，練り混ぜ効率を考慮し，上段ミキサで空練りを行い，撹拌後直ちに下段ミキサに排出し，モルタル練りの負荷電流が一定になる時間まで十分に練り混ぜた．その後粗骨材を投入し，60 秒練混ぜた．
３．試験結果および考察シリーズ１：骨材選定試験
コンクリートのフレッシュ性状を表−４に示す．スランプフローおよび空気量は，目標値をほぼ満足しており，すべての調合において良好なワーカビリティーが得られた．ただし，その範囲内にあって No.1〜10 のように細骨材と粗骨材を同一容積比で混合した調合でも，使用する骨材によりフレッシュコンクリートの流動性は大きく異なる．特に，浜岡産の細骨材を使用した調合 No.9 および
１）試験練り

空練り
C＋S
15 秒

練混ぜ水投入

粗骨材投入

↓

↓

→

モルタル練り
W＋C＋S
120 秒

→

練混ぜ水投入下段

粗骨材投入

コンクリート練り
W＋C＋S＋G
60 秒

２）実機試験
上段

↓
空練り
C＋S
15 秒

↓

→

モルタル練り
W＋C＋S
270 秒

→

コンクリート練り
W＋C＋S＋G
60 秒

注 1) W，C，S および G はそれぞれ，水，セメント，細骨材および粗骨材を示す．
注 2) 高性能減水剤などの混和剤は練混ぜ水と同時に投入した．

図−６ コンクリートの練混ぜ方法

-5-

技報

第 1 号(2003 年)

表−４ コンクリートのフレッシュ性状（骨材選定試験 1）
No. 細骨材 粗骨材
1
青梅
2
両神
3
岩間
4
葛生
5
青梅
6
青梅
7
両神
8
両神
9
浜岡
10
浜岡
目標値

青梅
両神
岩間
葛生
両神
三重
青梅
三重
青梅
三重
−

SP/SFC スランプ T50
フロー
(％)
(秒)
(cm)
1.30
61.1
16.6
1.30
53.9
21.2
1.30
60.2
16.8
1.30
57.2
18.6
1.30
63.8
18.1
1.30
65.8
13.7
1.30
60.8
15.6
1.30
65.3
12.6
1.25
63.5
11.2
1.25
52.3
38.0
−
55±10 15±5

1.青梅−青梅
2.両神−両神
3.岩間−岩間
4.葛生−葛生

材齢7日
1.青梅−青梅
材齢28日
2.両神−両神
3.岩間−岩間
4.葛生−葛生

5.青梅−両神
6.青梅−三重7.両神−青梅
8.両神−三重

5.青梅−両神
6.青梅−三重7.両神−青梅
8.両神−三重

9.浜岡−青梅
10.浜岡−三重

9.浜岡−青梅
10.浜岡−三重

S − G

0

Tend
(秒)

空気量
(%)

練上り
温度
(℃)

88.7
70.5
73.5
73.6
98.1
97.0
76.5
85.4
71.9
51.8
−

1.2
1.5
3.1
1.1
1.2
1.3
1.2
1.2
1.5
1.5
2.0±1.0

23.0
23.6
24.5
24.1
24.7
24.5
23.1
23.5
22.3
23.6
−

2

159N/mm
163N/mm

25 50 75 100 125 150 175 200 0
圧縮強度（N/mm 2 ）S − G（１）標準養生

25 50 75 100 125 150 175 200
圧縮強度（N/mm 2 ）（２）簡易断熱養生

図−７ 圧縮試験結果（骨材選定試験 1）

-6-

200

標準7日
断熱7日

175

圧縮強度（N/mm 2 )No.10 では，他の骨材の場合と比較し，高性能減水剤の量を低減させても，コンクリートの流動性が高い．さらに，細骨材に浜岡産を用い，青梅産の粗骨材を使用した No.9 では，50cm フロー到達時間（表中の T50）が速く，コンクリートの粘性が低い．浜岡産の細骨材は，川砂を起源とした陸砂であり，粒形が丸みを帯びているため，流動性が高まったものと推察される．
図−７に圧縮強度の試験結果を示す．調合 No.1〜
4 は細骨材と粗骨材の産地を同一にしたものである
が，使用する骨材により圧縮強度が大きく異なる．
また，No.4 のものが，他に比べ強度が明らかに低いが，これは他岩石に比べ，低い石灰岩の強度特性が現れているとみられる．使用した骨材はいずれも強度が高い骨材であるが，本試験で検討した調合の場

標準28日
断熱28日

150
125
100
75
50
0.0

0.5
1.0
粗骨材吸水率（％）

1.5

図−８ 粗骨材吸水率と圧縮強度の関係

技報

第 1 号(2003 年)

合は，低水結合材比であり，ペースト硬化体および骨材との界面が堅固であるため，骨材の物性によっては，骨材の破壊が起こったものと考えられる．この原因を明らかにするため，調合 No.1〜4について粗骨材吸水率との圧縮強度の関係を検証した．結果を図−８に示す．本試験で使用した骨材は，一般に用いられている骨材と比較し，吸水率は非常に小さい．しかし，その中でも吸水率が比較的大きい骨材を使用したコンクリートの圧縮強度は小さくなることが判る．コンクリートの圧縮強度が 40N/mm2 程度では，吸水率が 3％以上となる場合には吸水率が高くなる程，強度が小さくなるが，吸水率 3％以下の場合には明瞭な強度低下は起こらないと考えられている 4）．一方，セメ
ントペースト部分に欠陥の少ない超高強度コンクリートでは，粗骨材内部の空隙から破壊が起きると考えられ，粗骨材の吸水率が小さい範囲でも強度に影響を及ぼす．
以上の結果より，吸水率の小さい細・粗骨材を 3 種類ずつに限定し，組合せの効果を期待して以下の試験を行った．結果を図−７の No.5〜10 に示す．骨材の強度特性を検討してみる．No.5 で使用した両神の粗骨材は標準養生の圧縮強度が極めて低く，同一粗骨材を使用した No.2 の圧縮強度と明らかに異なっている．これは両神産骨材の原岩が岩質的に不均質である点が強度上の不均質となって現れたものと判断される．つまり両神産の骨材は，砂岩系が集中するような場合，他と同等の強度が出るであろうが，泥岩系やシャルスタイン系の岩石が多く混入してくるような場合にはやや強度低下するものと予想される．No.5〜10 の圧縮強度は標準養生と簡易断熱養生の場合では必ずしも対応しているわけではない．部材厚が大きい PCaPC 部材中のコンクリートは高温履歴を受けると考えられるため，骨材の選定には簡易断熱養生の場合の圧縮強度を採用した．前報の試験結果から，
設計基準強度 120N/mm2 を満たすコンクリートを得るには，高温履歴を受ける構造体のコア強度との関係 1）より，簡易断熱養生供試体の強度は 159N/mm2 を必要とする．しかし，検討したいずれの調合も目標強度には達していない．
そこで，更なる強度増進を期待し，調合を再度検討した．現状の材料を使用し，超高強度コンク
リートの圧縮強度をさらに高めるには，以下の 2 つの方法があると考えられる．一つは単位セメン
ト量を小さくし，構造体内部の水和熱を極力小さくする方法，もう一つはさらに低水結合材比とし，セメント硬化体の強度を高める方法である．いずれの方法もワーカビリティーを悪化させるが，浜岡産の細骨材の調合はフレッシュコンクリートの流動性が高く，検討の余地がある．そこで，骨材は No.9 で使用した浜岡産の細骨材を用い，調合検討することにした．また，青梅産と三重産の粗骨材を比較すると，材齢 28 日での圧縮強度はほぼ同等であるが，関東地方への運搬を想定し，青梅産の骨材を使用することとした．No.11 は水和熱の発生の緩和を図った調合であり，No.12 はセメン
表−５ コンクリートのフレッシュ性状（骨材選定試験 2）
No. 細骨材 粗骨材
11
浜岡
12
浜岡
目標値

11.浜岡−青梅11.浜岡−青梅12.浜岡−青梅12.浜岡−青梅
S − G
S − G
0
0

青梅
青梅
−

SP/SFC スランプ T50
フロー
(％)
(秒)
(cm)
1.50
66.5
12.5
2.30
60.5
29.0
−
55±10 15±58.両神 三重8.両神−三重
9.浜岡−青梅
材齢7日
9.浜岡−青梅
材齢7日
10.浜岡−三重
材齢28日
10.浜岡−三重
材齢28日
11.浜岡−三重
11.浜岡−三重12.浜岡−三重12.浜岡−三重
S − G
S 175
− G
25 50 75 100 125 150
200
25 50 75 100 125 150 175 200 002
圧縮強度（N/mm 2 ）
圧縮強度（N/mm ）（１）標準養生（１）標準養生

Tend
(秒)

空気量
(%)

練上り
温度
(℃)

123
139
−

1.7
1.7
2.0±1.0

23.0
23.0
−

2

163N/mm2
159N/mm

25 50 75 100 125 150 175 200
25 50 75 100 125 150 175 200
圧縮強度（N/mm 22 ）
圧縮強度（N/mm ）（２）簡易断熱養生（２）簡易断熱養生

図−９ 圧縮試験結果（骨材選定試験 2）

-7-

技報

第 1 号(2003 年)

表−６ コンクリートのフレッシュ性状

11

浜岡

青梅

100

SP/SFC スランプ
フロー
(％)
(cm)
1.80
61.5

72.0℃

69.2℃

80

T50
(秒)

Tend
(秒)

空気量
(%)

22.4

105.1

1.6

簡易断熱養生

推定
W/P
(％)

27.0

16.0

60
外気温
40
20

270

60

144.8

標準
コア
断熱

175

構造体

温度（℃)

練上り モルタル コンクリ 推定
温度
練り
ート練り
W
(kg/m3)
(℃)
(秒)
(秒)

200

圧縮強度（N/mm 2 )No. 細骨材 粗骨材

150
125
100
75

20.8時間
50

0
0

1

2

3 4 5
材齢（日）

6

0

7

図−10 構造体中心温度の推移

14 28 42 56 70 84 98
材齢（日）図−11 圧縮強度（実機試験）

ト硬化体の強度増進を狙った調合である．
表−７ 圧縮強度の判定(N/mm2)
フレッシュコンクリートの試験結果を表
SFC-16−５に示す．単位水量を小さくした調合
調合名
備 考
(J工場)
No.11 では，No.9 と比較すれば粘性が高120
設計基準強度 Fc
まったが，コンクリートの作業性は悪く
149 標準養生(材齢56日)
供試体強度 Fs56
148 模擬部材コア強度(材齢56日)
コア強度 Fc56
は無い．また，水セメント比を 14％とし1 56S56=Fs56−Fc56
強度補正値 56S56
た No.12 では，粘性が高まり，作業性の12.1 0.1(Fc+mSn)
標準偏差σ
観点から実用的でないと判断した．フレ
141.9 Fc+mSn+1.73σ又は0.85(Fc+mSn)+3σ
調合強度 56F
ッシュコンクリートの試験結果と兼ね合OK
判 定Fs56≧56F
わせ細骨材には浜岡産のものを選定した．
圧縮強度の試験結果を図−９に示す．いずれの場合も簡易断熱養生供試体の圧縮
強度は増進し，目標強度に達している．
以上より，フレッシュコンクリートのワーカビリティー，水和熱による温度履歴，経済性などの観点から，最も優位となる調合 No.11 を選定した．
シリーズ２：実機試験
選定した調合 No.11 を用いて社内 J 工場にて実機試験を行った．実機試験のフレッシュコンクリ
ートの試験結果を表−６に示す．単位水量が小さいため，上段のパン型ミキサでは練混ぜが困難であり，上段で空練りを行った後，ただちに下段の強制二軸練りミキサに入れ，水を全量加えて練り混ぜた．試験練りの場合と比較し，水を混合後モルタルが流動性を持つまでの時間はほぼ 2 倍となり，高性能減水剤の量も多くなるが，流動性は高く，型枠への打込みも順調であった．
柱模擬部材の中心温度の推移を図−10 に示す．本試験の柱模擬部材の中心温度は，前報に示した
設計基準強度 100N/mm2 を満たすコンクリートと比較し，最高温度が約 10℃低い．結合材量の多い
コンクリートでは，水和熱による温度ひび割れや自己収縮による収縮ひびわれが問題となるが，結合材量を低減することで，これらのひび割れの発生を緩和する効果が期待できる．図−11 に実機試

-8-

技報

1.00
気中養生

0.75
クリ-プ係数験により採取した供試体の圧縮強度を示す．
前報の結果では，コア供試体の強度発現は材
齢 28 日以降ほとんど増進していないが，本試験のコア強度は材齢 91 日においても強度増進が見られる．このことから，S 値は材齢56 日における標準養生供試体とコア供試体の強度差 56S56 とし，構造体強度は材齢 56 日の標準養生供試体により管理することとした．
設計基準強度 120N/mm2 調合における圧縮強度の判定結果を表−７に示す．表中のσは標準偏差であり，本試験では，0.1(Fc+56S56)と仮定して求めることにした．結果より，標準養生供試体の圧縮強度 Fs56 は調合強度以上となり，JASS 5-2003 5）に示す基準を満足する
ことがわかる．

第 1 号(2003 年)

簡易断熱養生

0.50

0.25

0.00
0

50

100

150

200

経時変化(日)図−12 クリープ試験結果
200
膨張材１

膨張材２

0

-6

自己収縮ひずみ(x10 )シリーズ３：クリープ試験
クリープ試験の試験結果を図−12 に示す．
試験は表−5 に示す調合 No.11 を対象とした．
材齢 3 ヶ月程度からのクリープの変化はほと
んど無く，ほぼ一定に推移しており，5 ヶ月を経過した時点で 0.5 程度と値は小さい．ペースト量は多いもののペースト硬化体自体が緻密で，空隙が少ないため，クリープ係数が小さいものと考えられる．

-200
膨張材３

-400

膨張材４

膨張材なし
-600
-800
0

10

20

30

40

50

有効材齢(日)(コンクリ−ト温度による体積変化は線膨張係数10/℃で補正)

図−13 自己収縮ひずみの推移
80
70

簡易断熱養生温度（℃）

シリーズ４：膨張率試験
図−13 に膨張材を混合したコンクリートの自己収縮ひずみの推移を示す．また，図−14 には供試体の内部温度を示している.本試
験では実構造物を想定したコンクリ−トの温度
履歴をある場合の試験を行った．膨張材 1 と 2 がA 社製，膨張材 3 と 4 が B 社であり，それぞれ膨張材 1 と 4 が標準型，膨張材 2 と 3 が水和熱抑制型である．図に示すひずみは測定ひずみからコン
クリ−ト温度による体積変化の影響を線膨張係
数 10×10‑6/℃として差し引いた値である．また有効材齢(te)は式(1)に示すようにア−レニウス式を用いてコンクリ−トの温度履歴を 20℃に換算
して図に示している．

膨張材１,２605040

膨張材３,４

30
20
10

養生温度

0

te=Σexp{13.65‑4000/(T+273)}･Δt 式(1)

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

材齢(日）

ここで，T はコンクリ−ト温度，Δt はコンク
リ−ト温度が T℃である期間の日数(日)である．

-9-

図−14 供試体の内部温度 (膨張材試験)

技報

第 1 号(2003 年)

膨張材を用いない調合では，1 日で 650x10‑6 もの自己収縮ひずみが発生している．これに対し，膨張材を混合すれば，最も効果のある膨張材では，100x10‑6 程度にまで自己収縮ひずみが抑えられている．膨張率試験の調合は設計基準強度 80N/mm2 の調合であり，水セメント比は 19％であるため，本試験で検討している設計基準強度 120N/mm2 コンクリートとは若干性質が異なることが予想される．しかし，膨張材の効果があることは確かであり，今後実構造物についても検討していきたい．
４．まとめ
設計基準強度 120N/mm2 の超高強度コンクリートの実用化に関する検討により，以下の結果が得られた．
①検討した調合において，良好なワーカビリティーが得られ，実機による製造が可能であることが明らかとなった．
②実機試験の試験結果により，標準偏差を 0.1(Fc+mSn)とした場合でも，調合強度を満たすコンク
リートの製造ができた．ただし，実機による試験回数が不足しており，今後さらにデータを蓄積し，より信頼性の高いものとしていきたい．
③同一調合の場合でも，使用する骨材の種類により，超高強度コンクリートの圧縮強度は大きく異なる．
④本試験で使用した骨材は，一般の骨材と比較し，吸水率が低いものであるが，その中でも粗骨材の吸水率が大きくなれば超高強度コンクリートの圧縮強度は低下する傾向がみられた．より圧縮強度の高い設計基準強度 120N/mm2 を満足する超高強度コンクリートを製造するには，吸水率の小さい骨材を選定することが望ましい．
⑤本試験で検討した超高強度コンクリートのクリープ係数は 5 ヶ月を経過した時点でほぼ一定となり，その値は 0.5 程度と小さい．
⑥膨張材の混合は，
自己収縮ひずみの発生を抑制する方法として効果が高いと考えられる．
今後，
実構造物における効果を検証したい．
以上のように設計基準強度 120N/mm2 を満足する超高強度コンクリートの製造には骨材の選定が不可欠であるが，さらに超高強度コンクリートの品質を管理するには，①骨材の均一性，②骨材の表面水率管理（水分計による自動計量システムなど），③定期的な推定単位水量の測定（高周波加熱乾燥法など），に留意する必要がある．また，超高強度コンクリートでは単位セメント量が多く，水和熱が高いため，工場製品のように効率を高めて製造する場合には，④脱型までの湿潤
養生（養生シート，散水，膜養生剤など），⑤脱型時の雰囲気等の環境（気温，風など）等の養生方法に格段の注意を払わなければならない．
謝辞
本研究遂行に際し，多大なご助言，ご協力を賜った宇部三菱セメント（株），(株)宇部三菱セメント研究所，花王（株）をはじめとする関係各位に深甚の謝意を表します．
参考文献
1) 小山田，鈴木，桜田：超高強度コンクリートを用いた建築プレキャスト部材の実用化に関する検討，株式会社ピー・エス 技術資料， 第 18 号， pp.149-158，2002
2) 谷村，兵頭，大森，佐藤：高強度コンクリ−トの収縮応力の低減化に関する実験的検討，コン
クリ−ト工学年次論文集，Vol.23，No.2，2001，p.p.1075-1080
3) 長井，小倉，古賀，笠井：蒸気養生したシリカフュ−ム混入超高強度コンクリ−トの性状，コ
ンクリ−ト工学年次論文集，Vol.15，No.1，1993，p.p.81-86
4) 藤原：低品質骨材の有効利用に関する基礎的研究，土木学会論文集，No.408，pp.101-110，1989
5) 日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説 JASS 5 鉄筋コンクリート工事，p441，2003- 10 -