フジタ技術研究報告第 50 号 2014 年

中庸熱セメントを用いた超高強度コンクリートの実大柱施工実験
飯 田 康 介塩 田 博 之佐 々 木 聡
概高 森 直 樹佐 々 木 仁

要

超高強度コンクリートは、若材齢時に大きな自己収縮ひずみが生じ、それが鉄筋により拘束されるとコンクリートに応力が生じる。実大部材ではさらに水和熱に起因する温度応力が加わり、ひび割れ発生の危険性がより高まることが知られている。超高強度コンクリートの実用化のため、当社では過去に低熱セメントを用いた超高強度コンクリートによる実大柱施工実験を実施し、調合や養生条件が収縮やひび割れ発生に及ぼす影響について検討を行っている。今回、新たに中庸熱セメントを用いた超高強度コンクリートについて、圧縮強度や引張強度発現など基礎的物性の把握、また、鉄筋コンクリート柱部材の若材齢時におけるひび割れ発生の危険性を評価するため、実大柱施工実験を行った。その結果、全ての試験体において部材に生じる引張応力が割裂引張強度以下であり、試験体表面及び内部にひび割れが発生しないことを確認した。

Full scale tests into the behavior of Ultra-High-Strength Concrete using
moderate-heat cement
Abstract
Autogenous shrinkage in ultra-high-strength concrete occurs in the early stages of the curing process with resistant stresses coming from thereinforcement bars. It is known that these cracks are initiated by stress due to hydration heat in the concrete. To create more practical ultra-highstrength concrete, FUJITA performed full-scale tests to examine influences of material proportions and curing conditions on cracking for the earlystages of the curing process for reinforced concrete columns using ultra-high strength concrete with low-heat cement. This year’s tests focused oncompressive strength, tensile strength, risk of cracking for early stages of the curing process of reinforced-concrete columns using moderate-heat
cement. As a result, we confirmed that tensile stresses occurring on the reinforced-concrete column are less its tensile, and there is no crack on
surface and interior of all specimens.

キーワード： 超高強度コンクリート，中庸熱セメント，自己収縮ひずみ，膨張材，内部応力－7－フジタ技術研究報告第 50 号§１．はじめに

表１ 実験計画
試験体

超高強度コンクリートは、打設後 7 日間程度の若材齢時に自己収縮ひずみが生じ、それが鉄筋により拘束されるとコンクリートに応力が生じる 1)。実大部材になるとさらに水和熱に起因する温度応力が加わり、ひび割れ発生のRC部分寸法 打設時期

1M角無筋

1000×1000×1000

実大柱有筋

1000×1000×2400

内訳

Fc120

Fc100

標準期

○－

夏期

－－標準期

－

○

夏期

○○

※3打設
方向

養生

測定環境

縦打ち

※1

屋内

縦打ち

※2

屋内

※1 打設後天端面を断熱材とポリフィルムで封かん，脱型後屋内静置※2 打設後天端面をブルーシート養生，脱型後屋内静置※3 木製型枠を使用。この試験体以外は鋼製型枠を使用した。

2)

危険性がより高まることになる 。
超高強度コンクリートの実用化のため、当社では過去

表２ コンクリートの調合に低熱セメントおよびシリカフュームを使用した超高強度

水結調合記号

コンクリートにおいて、凝結始発から材齢 7 日までを若材齢時と定義し、前述の原因による若材齢時のひび割れ発

Fc100（標準期）
Fc120（標準期）
Fc100（夏期）
Fc120（夏期）
15EH（標準期）（既往）生を検討するため実大柱施工実験により性能を確認している 3)4)。
今回、新たに中庸熱セメントおよびシリカフューム、スラ打設日

2013/5/22
2013/7/10
2005/10/43

単位量（kg/m ）

合材
比W

Ｂ

(%)
22162216

水155
155
155
155

セメント 混和材 膨張材
599
1060745
19430599
10607451943015155892101

細骨材 粗骨材20

収縮低繊維減型 収縮混入
高性能 低減剤量
減水剤（B×%） （B×%） （vol.%）

740
460
740
460

840
887
840
887

1.45
2.00
1.50
1.95

479

822

2.00

※1-0.20.20.20.20.49-※1 15EH は高性能減水剤を使用

表３ フレッシュ試験結果

グせっこう系混和材を使用した超高強度コンクリートを使

凝結試験結果フレッシュコンクリート試験結果用した場合における若材齢時のひび割れ発生の検討を
調合記号

ｽﾗﾝﾌﾟ50cm

空気ｺﾝｸﾘｰ

Fc100（標準期）

ﾌﾛｰ(cm)
58×56

ﾌﾛｰ(sec)
28.8

量(%)
2.0

ﾄ温度
(℃)
29.0

Fc120（標準期）

69×65

10.9

1.8

Fc100（夏期）

49×47-

2.2

Fc120（夏期）

63×66

11.1

15EH（標準期）（既往）

74×73

8.0

同様の実大柱施工実験により行った。本報告はその結果について報告するものである。
本実験では、ひび割れ対策として膨張材と収縮低減型高性能減水剤を併用、または単独使用した水結合材比（以下、W/B と表記）16％、22％の超高強度コンクリートの外温度(試験方法：JIS A 1147)

(℃)
26.0

始発(hr)
5.28

終結(hr)
6.85

28.0

16.0

6.05

8.50

34.5

28.5

5.70

7.17

1.9

40.0

32.5

5.63

8.25

1.5

29.4

25.5

11.76

13.44

柱を対象に、鉄筋コンクリート部材の若材齢時におけるひの比較については、Fc120 N/mm2 相当の W/B=15％、膨び割れ発生の危険性を評価することを目的とする。打設

張材と収縮低減剤を併用した標準期打設の調合の結果時期は標準期と夏期とし、若材齢時の力学特性、内部温を採用した（表 2 中、15EH（標準期））。

度や自己収縮ひずみの計測を行い、内部応力を算定す

また、小型の試験体にて自己収縮ひずみを計測した。

ることにより危険性を評価する。同時に目視観察により試験体表面およびコアボーリングとワイヤーソー切断による2.2 コンクリートの製造試験体内部のひび割れ確認を行う。また、無拘束状態を

表 2 に示すように、Fc120 の調合は膨張材と収縮低減想定した 1 メートル角の立方体の試験体（以下、1M 角試型高性能減水剤を併用し、Fc100 は収縮低減型高性能験体と表記）と小型試験体を作製し、収縮ひずみ、温度を減水剤のみとした。結合材には中庸熱セメント及びスラグ計測する。使用する材料の違いが自己収縮ひずみ等各せっこう系混和材、混和剤には収縮低減型高性能減水

物性に及ぼす影響については、先に述べた過去の実験剤、膨張材には早期反応性の石灰系膨張材、爆裂対策との比較により検討する。

としてポリプロピレン繊維を全ての調合で共通とした。

なお、本報告の一部は文献 5)において発表している。

15EH は既往の調合 3)であり、結合材には低熱セメント、シリカフューム、膨張材を使用している。コンクリートは実機§２．実験概要

プラントで製造し、膨張材とポリプロピレン繊維は実機プラントの練混ぜ時に添加した。

2.1 実験計画

表 3 にフレッシュ試験結果を示す。Fc120 のスランプフロ表 1 に実験計画、表 2 にコンクリートの調合をそれぞれ

ーは 65cm 程度であった。Fc100 調合のスランプフローは示 す 。 Fc120N/mm2 （ W/B=16 ％ ） 、 100 N/mm2

ポリプロピレン繊維混入量が 0.2％の方が 0.1％に比べ（W/B=22％）（以下、Fc120、Fc100 と表記）相当の 2 調合、10cm 程度小さくなることを確認した。凝結試験では低熱打設時期は標準期と夏期とし、若材齢時の力学特性につセメント使用の調合に比べ、始発、終結時間共に 5 時間

いては φ100×200 の円柱供試体による圧縮強度、ヤング程度早くなる傾向を示した。これは、発熱速度の大きいセ係数および実大柱試験体の温度分布について検討する。

メントによる影響と、比表面積が大きい早期反応型の膨張

Fc120(標準期)については 1M 角試験体を作製して検討材を使用したためと考えられる。

する。既往の低熱セメントを使用した調合の実験結果

4)と－8－中庸熱セメントを用いた超高強度コンクリートのプレキャスト部材適用に関する実験的検討（図中の単位：mm）

2.3 実大試験体
1135

実大試験体は実大柱試験体と 1M 角試験体を作製した。図 1 に実大柱試験体形状および配筋詳細を示す。鉄［試験体形状］
1150×1150×2400（RC部分）
主筋のみ上部に1135突出［鉄筋仕様］
主筋：24-D41+芯鉄筋8D41(SD390)(主筋比pg=3.24％)
フープ：4-D16@90(SD295A)(補強筋比pw=0.77％)

筋 コ ン ク リ ー ト 部 分 の 試 験 体 形 状 は打設面

1150mm×1150mm×2400mm とし、配筋仕様は主筋比（芯鉄筋含む）pg=3.2%、横補強筋比 pw=0.8%とした。試験体のコンクリート打設は屋内にて柱上部からバケットを用いた落とし込みとした。打設時は材軸方向に約 1000mm ず
2400

つ分けて打設し、1 層打設するごとにバイブレータで締固めを行った。打設後は打設口付近をブルーシートで養生1150し、Fc120 は材齢 2 日、Fc100 については翌日脱型し、屋実大柱試験体のコンクリートひずみは低弾性型埋込み11501200内に静置した。
ひずみ計、鉄筋ひずみは箔ひずみゲージ、コンクリート温度は熱電対により測定した。1M 角コンクリート試験体の埋込みひずみ計した。

小型試験体は本検討の比較試験として実施した。試験
体寸法 100mm×100mm×400mm の無筋コンクリート試験体に低弾性型埋込みひずみ計を埋込み、Fc120 および200

Fc100 調合の膨張剤有り、無しの計 4 調合について自己

Fc120（夏期）
Fc100（夏期）
試験方法：JIS A 1108

80400.1

110100 0.1
110100
凝結始発からの経過時間[日]凝結始発を起点とした有効材齢[日]図２ 圧縮強度の経時変化
5.0
ヤング係数[(×104）N/mm2]を行った。

図 2 に圧縮強度の経時変化を示す。供試体は実大柱15EH(標準期)

120

は屋内で封かん養生とし脱型せずにそのまま静置し計測

3.1 圧縮強度とヤング係数

Fc100(標準期)0収縮ひずみを計測した。打設時期は冬期であり、打設後§３．若材齢時の力学特性の比較

主筋ひずみ位置160

圧縮強度[N/mm2]

2.4 小型試験体

熱電対

図１ 実大有筋試験体形状および配筋詳細

形状は 1000mm 角とし、上下に断熱材を配して柱を模擬試験体と同じ屋内にて封緘養生とした。季節ごとの養生試験方法：JIS A 1149

4.03.02.0
1.00.00.1

温度の影響を確認するため、凝結始発からの経過時間で110100110100 0.1
凝結始発を起点とした有効材齢[日]
凝結始発を起点とした経過時間[日]比較した。また、図中に 15EH の圧縮強度の発現状況を

図３ ヤング係数の経時変化併せて示す。Fc120(夏期)は 15EH(標準期)とほぼ同等の有効材齢で合わせた場合においても、全ての水準の発現強度発現を示した。Fc100 について標準期と夏期を比較性状がほぼ同じであった。

した場合、標準期の強度発現が若干遅く、56 日及び 91
日強度が夏期に比べ 4N/mm2 程度の低い結果であった

3.2 温度分布が、最終的にはほぼ同等の強度に達した。右図の有効材

図 4 に実大柱試験体の中心部における温度履歴、図 5

齢は土木学会標準示方書・構造性能照査編 6)による養生に実大柱試験体の中央断面における最高温度到達時の温度を考慮した値である。有効材齢で合わせた場合、温度分布を示す。最高温度は Fc120(夏期)が約 90℃、Fc100 の標準期と夏期、また、Fc120(夏期)と 15EH はそれ

Fc100 については夏期が約 80℃、標準期が約 68℃であり、ぞれほぼ同一の発現性状であった。

夏期と標準期とで 12℃の差となった。ただし、標準期は鋼図 3 にヤング係数の経時変化を示す。調合ごとの発現製型枠、夏期は木製型枠を使用している。中心部と端部性状に差はほとんど見られず、膨張剤添加の有無、もしくはの温度差については Fc120(夏期)および Fc100(標準期)

W/B に関わらず、全ての調合がほぼ同様の傾向を示した。

については 22℃から 23℃程度であった。

－9－フジタ技術研究報告 第 50 号

80
6080

Fc120(夏期)40
場内温度(標準期)20
場内温度(夏期)

70

Fc100(夏期)-実大柱60

Fc120(標準期)-1M角

50

Fc120(夏期)-実大柱

40

15EH(標準期)-無筋試
験体30

図４ 実大柱コンクリート試験体
中心温度の経時変化
ε：主筋ひずみ計測位置
t：温度計測位置

中立軸C.L.（コンペンセーションライン）f(x)=C
温度分布回帰式 f(x)=Ax2+B

中間部

ｔ1
端部
引張域柱側面エリア3t3-2 ε3Fc100(膨張材なし)

圧縮域

エリア215EH

部材厚さ

図８ 温度分布モデル 2)

100

2000-200-400(収縮) -6000.01

ｔ2 ε2

図７ 算定の仮定断面110
有効材齢[日](膨張) 400

Fc120(膨張材あり)

Fc100(膨張材あり)

エリア10.1

図６ １Ｍ角試験体における自己収縮ひずみの経時変化

Fc120(膨張材なし)

中心部

t3-1

Fc120（標準期）

図５ 実大試験体の中央断面における温度分布

温度

ε1-40015EH

0 100 200 300 400 500
試験体中央からの距離[mm]0.1110
凝結始発からの経過時間 [日]-200-6000.01

収縮ひずみ μ00.010Fc100(標準期)-実大柱

Fc100(夏期)

温度 [℃]

温度 [℃]

90

Fc100(標準期)収縮ひずみ μ1000.1110
有効材齢[日]100

図９ 小型試験体における自己収縮ひずみの経時変化§４．無筋コンクリート試験体の自己収縮挙動大きいと考えられる高さ方向中央の柱脚から 1200mm の位置の断面を対象とした。

4.1 結合材の種類が自己収縮ひずみに及ぼす影響

図 7 に鉄筋拘束応力を算定するための仮定断面を示

図 6 に 1Ｍ角試験体における自己収縮ひずみの経時す。鉄筋拘束応力には断面内の平均値を用いた。平均鉄変化を示す。自己収縮ひずみは試験体中央における鉛筋拘束応力は、断面が 3 種類のエリアで構成され、エリア内直方向の測定値であり、線膨張係数を 10μ/℃と仮定しての主筋ひずみと温度は均一と仮定し、実測した主筋ひずみ温度ひずみを求め、実ひずみから差し引いた値である。

から温度ひずみを差し引き、鉄筋本数の重み付けを考慮し、コンクリートの自己収縮ひずみにおいて、有効材齢 5応力の釣り合い条件から求めた。以下に、鉄筋拘束応力の日程度で収縮は収まり、Fc120(夏期)は約 300μ でほぼ算定式を示す。なお、実際にはコンクリートの線膨張係数が一定となった。また、15EH と比較した場合、有効材齢 0.2

硬化過程で変化するため、鉄筋の線膨張係数との差異によ

日までの収縮の変化は本調合の方が約 100μ 大きいが、って互いに拘束され応力が発生すると考えられるが、本検有効材齢 7 日で逆転する結果となった。

討においては考慮しないものとした。

r 4.2 膨張材の影響
図 9 に小型試験体における自己収縮ひずみの経時変( 1  n1  m1 )  ( 2  n2  m2 )  ( 3  n3  m3 )Nr 化を示す。有効材齢 10 日で比較した場合、膨張材を添加することで Fc120 については 300μ、Fc100 については

 r 10 6  E S  AS  N

εr:断面平均拘束ひずみ με1,ε2, ε3: 主筋の拘束ひずみ μn: エリア内主筋本数［本］m: エリア数［箇所］
N： 断面内主筋本数合計［本］250μ 程度膨張側へ推移した。

§５．実大有筋試験体の自己収縮挙動

AC(1)
(2)

σr:断面平均拘束応力［N/mm2］
ES: 鉄筋のヤング係数［N/mm2］
AS: 鉄筋の公称断面積［mm2］
AC: 部材断面積［mm2］実測した温度(図 5 参照)から図 8 に示すような温度分布モデルを仮定し 2)、同一断面内の温度差により生じる内部

5.1 実大柱試験体における内部拘束応力の算定方法 2)7)

拘束ひずみ εtr を求め、文献 7)に示す step by step 法を用い内部拘束による応力度の算定は①鉄筋によりコンクリーて温度応力を求めた。各ステップにおけるヤング係数にはトの自己収縮が拘束されることで発生する応力（以下「鉄実測値(図 3 参照)を用いた。また、ヤング係数はクリープひ筋拘束応力」と表記）、②試験体表面および内部の温度ずみの影響を受けて経時変化するものとし、各ステップの差により発生する内部拘束応力（以下「温度応力」と表

応力算定に用いるヤング係数は、任意の載荷開始のステッ記）を累加して求めた。算定位置は平面内で応力が最もプを起点とした各ステップにおけるクリープ係数を求め、任－10－

中庸熱セメントを用いた超高強度コンクリートのプレキャスト部材適用に関する実験的検討

意の載荷開始時のヤング係数に乗じて求めた。クリープ係

Fc100（標準期） 中心

Fc100（標準期） 端部

Fc100(標準期) 0.7σt数の計算式は既往の研究において片寄らが低熱セメントとFc100（夏期） 中心

Fc100（夏期） 端部

Fc100(夏期) 0.7σt

Fc120（夏期） 中心

Fc120（夏期） 端部

Fc120(夏期) 0.7σt

15ＥＨ 中心

15ＥＨ 端部

15ＥＨ 0.7σt

シリカフュームを使用したコンクリートによる実測値を用いて修正した ACI-209 型のモデル式 4)8)を採用した。
5.2 実大柱試験体における内部拘束応力の経時変化

温度分布

柱側面35mm

図 10 に内部拘束応力の試験体断面における検討位置を示す。

中心端部

図 11 に実大柱試験体の断面平均鉄筋拘束応力の経時変化を示す。3 調合とも凝結始発から 10 日前後で最断面平均拘束応力 [N/mm2]6

柱断面大値を示し、最大で Fc120(夏期)において 3.5N/mm2 であ引張420Fc100（標準期）
Fc100（夏期）-2-4圧縮0.1った。Fc100(標準期)の拘束応力は約 3 日で最大となり約1.5N/mm2、Fc100(夏期)については 3 日付近まで増大し

図 10 内部拘束応力検討位置た後、10 日前後から減少する傾向を示した。鉄筋拘束応6

図 11 断面平均鉄筋拘束応力の経時変化
6引張2

図 12 に中心の内部拘束応力の経時変化を示す。縦軸の正は引張側を示す。累加は凝結始発からの経過時間で合わせて行った。図中にひび割れが発生する限界の収縮応力とされる割裂強度の 70％（以下 0.7σt と表記）の420-29)値を用いて比較した 。いずれの調合も 8 日程度で引張-4た。引張応力が最も大きい調合は Fc120(夏期)の 4.520-2圧縮
0.1応力が最大になる傾向を示したが、全て 0.7σt 以下であっ-4110100
凝結始発からの経過時間 [日]6内部拘束応力 [N/mm2]

準において凝結始発から材齢増加に共ない圧縮から引張りに転じる傾向を示した。最も大きい水準は Fc100(標準期)であり、凝結始発から 4 日時点で約 1.0N/mm2 であった。
図 14 に端部の内部拘束応力の経時変化を示す。鋼製型枠を用いた試験体（Fc120(夏期)と Fc100(標準期)）は 120圧縮
0.1日程度で引張応力が最大値を示した。全て 0.7σt 以下で110100
凝結始発からの経過時間 [日]図 14 内部拘束応力（端部）の経時変化あった。
図 15 に端部の温度応力の経時変化を示す。全ての水引張420-2-2-46引張4110100
凝結始発からの経過時間 [日]図 13 温度応力（中心）の経時変化

温度応力 [N/mm2]

図 13 に中心の温度応力の経時変化を示す。全ての水

圧縮0.1

図 12 内部拘束応力（中心）の経時変化

N/mm2 であった。

引張

4

温度応力 [N/mm2]

内部拘束応力 [N/mm2]

力は最大で約 2.5N/mm であった。

Fc120（夏期）

110100
凝結始発からの経過時間 [日]

-4

圧縮
0.1

110100
凝結始発からの経過時間 [日]図 15 温度応力（端部）の経時変化

準において凝結始発から材齢増加に共ない引張りから圧行った。試験体内部については Fc100(標準期)においては縮に転じる傾向を示した。柱端部の引張応力が最も大き

材齢155 日、Fc120(夏期)及び Fc100(夏期)においては材齢い値を示した水準は Fc100(標準期)において凝結始発か

105 日時点でコアボーリング及びワイヤーソーによる試験体の切断を行い観察した。切断位置は試験体長手、短手方

2

ら 0.8 日時点で 1.7N/mm であった。
既往の 15EH と比較した場合、本調合の方が材齢初期向のほぼ中央位置とした。その結果、全ての試験体表面及での応力が低く、0.7σt とほぼ同じ応力で推移した 15EH にび内部にひび割れは見当たらなく、前述の算定結果と対応比べ、内部温度が最大となるまでのひび割れ発生の危険していると考えられる。

性は低いと考えられる（図 12 および図 14）。この原因として、§６．実大柱試験体のコア供試体強度

本調合では比表面積の大きい早期反応型の膨張材を使用したことが考えられる。

図 16 に実大柱試験体のコア供試体の圧縮強度とヤング係数を示す。ヤング係数の計算式には NewRC 式 10)を採用

5.3 ひび割れに関する検討した。計算には γ＝2.45、設計基準強度を用いた。圧縮強度

実大柱試験体表面および内部についてひび割れ観察を－11－

フジタ技術研究報告 第 50 号

2400

方向のバラつきはほとんど見られなかった。

2000
柱底からの距離[mm]について、全ての供試体が設計基準強度以上であり、材軸§７．結論
中庸熱セメントおよびスラグせっこう系混和材、膨張材、800る。

2000

場合、若材齢時の強度発現はほぼ同じだが、長期では低柱底からの距離[mm]関して、実大柱施工実験にて得られた知見を以下にまとめ同等であった。Fc120 と低熱セメント使用の調合を比較した

Fc100(標準期)
50100125

柱底からの距離[mm]2000体の方が最終的な自己収縮ひずみは大きくなり、長期材齢では 300μ程度であった。

計算値

150175200 304045505560平均値:
45.8kN/mm2
計算値:

外側
内側
平均値

平均値

計算値

Ｆｃ

Fc100(夏期)
5075100

125150175200 30

Fc100(夏期)
354045505560

平均値:
153.1N/mm2

外側

外側

平均値:
46.6kN/mm2

1600

内側

内側

平均値

平均値

計算値:
41.2kN/mm2

1200
800

Ｆｃ400

計算値

Fc120(夏期)

Fc120(夏期)

07095120

145170195

220 302

圧縮強度[N/mm ]④ 鉄筋拘束応力に 関し て 、 最大値は Fc120( 夏期) が35

内側

800

比較した場合低熱セメント使用の調合も含め全ての水準にだし、小型試験体では約 0μで一定となったが、1M 角試験

Ｆｃ

平均値:126.0N/mm20加することで約 300μ膨張側に推移する傾向を示した。た平均値

1200

2400

③自己収縮ひずみに関して、Fc120 においては膨張材を添

平均値

39.3kN/mm2

1600②若材齢時からのヤング係数発現は、有効材齢を用いておいて同様の発現性状を示す。

39.3kN/mm2

Fc100(標準期)

75

外側

400

熱が 5N/mm2 程度大きかった。

計算値:
内側

1200

0

若材齢時の発現は早いものの、長期的な圧縮強度はほぼ

外側

内側

2400

①圧縮強度について、Fc100 調合は標準期より夏期の方が45.6kN/mm2

外側132.7N/mm2

1600

400

収縮低減型高性能減水剤を用いた超高強度コンクリートに平均値:

平均値:

354045505560

ヤング係数[kN/mm2]

図 16 実大柱コア供試体の圧縮強度（左）とヤング係数（右）3.5N/mm2 、Fc100(夏期)が 2.6N/mm2 、Fc100(標準期)が1.5N/mm2 程度であった。
⑤内部拘束応力に関して、実大柱試験体中心における内部 応 力 の 最 大 値 は Fc120( 夏 期 ) で あ り 引 張 側 に 約4.5N/mm2 であった。
⑥内部拘束応力算定結果と割裂引張強度の 70％を比較することでひび割れ発生の危険性を評価した結果、全ての水準において内部拘束応力が引張強度以下であり、また、試
験体表面及び内部にひび割れが無かった。これより、本調合において標準期または夏期の施工であれば、W/B=16%については膨張材、収縮低減型高性能減水剤を併用することで、W/B=22%については収縮低減型高性能減水剤を使用することで、内部拘束応力による柱部材の材齢初期のひび割れ発生を抑えることができると考えられる。
⑦実大柱試験体のコア供試体の圧縮強度、ヤング係数について、全ての水準において材軸方向のバラつきは見られなかった。

たひび割れに関する一検討，日本建築学会論文報告集，No.495，
pp.1-8，1997.
3)寺岡勝，高森直樹，片寄哲務，西田浩和，渡邉史夫：超高強度コンクリートの若材齢時における力学特性に関する実験的研究-その１，その２-，日本建築学会大会学術講演梗概集，A-1，pp.363-366，2005.
4)片寄哲務，高森直樹，西田浩和，寺岡勝：高強度コンクリートの若材齢時における力学特性と自己収縮挙動，コンクリート工学年次大会論文集，Vol.28，No.1，pp.497-502，2006.
5)飯田康介，高森直樹，塩田博之，佐々木仁，佐々木聡：中庸熱セ
メントを用いた高強度コンクリートのプレキャスト部材適用に関する実験的検討 その 1，その２，日本建築学会大会学術講演梗概集，
2014.
6)土木学会：コンクリート標準示方書（構造性能照査編），pp.30-37，2005.
7)橋田浩，黒田泰弘，山崎庸行：CEB-FIP モデルを改良した高強度コンクリート構造部材の力学特性発現モデル，日本建築学会構造系論文集，No.513，pp.9-14，1998.
8) ACI-209Committee209: Prediction of Creep， Shrinkage
and Temperature Effects in Concrete Structure9) 牧角龍憲，徳光善治：コンクリートの乾燥収縮ひびわれ発生条件に関する研究，第 5 回コンクリート工学年次講演会講演論文集，
pp185-188，1983
10) 野口貴文，友澤史紀：高強度コンクリートの圧縮強度とヤング係数の関係，日本建築学会構造系論文集，No.474，pp.1-10，1990.

【謝辞】

ひ と こ と

本実験を実施するに当り、株式会社テクノマテリアルに多大なるご協力を頂きました。ここに記し、謝意を表します。

高品質なコンクリート構造物を提供することで、お客様から信頼を得られるよう、より一層参考文献精進して参ります。

1)田澤栄一，宮澤伸吾：コンクリートの自己収縮ひずみの予測法に関する研究，土木学会論文集，No.571/V36，pp.211-219，1997.
2)今本啓一，大谷博：超高強度鉄筋コンクリート架構試験体に生じ

飯田康介－12－