超高強度コンクリート部材の初期応力.
初期ひび割れ抑制に関する研究

Studies on Reduction of Early Age Deformation Induced Stress andResultant Crack in Reinforced Ultra High‑strength Concrete Members

2009年3月

鈴木 雅博
Masahiroメ

Suzuki

目

次

第1章 序論
1. 1
1. 2

1

研究の背景
本研究の目的°1. 3 本論文の構成
第1章 参考文献

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6

第2章 既往の研究

7

2. 1

はじめに

7

2. 2

高強度コンクリートの自己収縮ひずみ

72. 2. 1

自己収縮ひずみの発生機構

72. 2. 2

セメント種類が自己収縮ひずみに及ぼす影響

9

2. 2. 3

シリカフユームが自己収縮ひずみに及ぼす影響

2. 3

10

自己収縮ひずみの低減方法

2. 3. 1ll

低熱ボルトランドセメントll

2. 3. 2 膨張材
2. 3. 3 収縮低減剤

1215

2. 3. 4

内部養生方法による自己収縮ひずみの低減

2. 3. 52. 3. 6

各種材料の組み合わせによる自己収縮ひずみ低減効果
自己収縮ひずみ低減に用いた材料が圧縮強度に及ぼす影響

16
17

一

一

2. 4 自己収縮ひずみの温度依存性に関する研究の現状
2. 5 若材齢時線膨張係数に関する研究の現状
2. 6 応力速度が引張強度に与える影響

19
20
22

2. 7 自己収縮応力に関する研究の現況
2. 7. 1 内部応力の予測方法
2. 7. 22. 7. 3

2. 8

2^
24

クリープ

26

模擬実物供試体を用いた試験による研究

・ ・ ・ ‥

一

一・ ・ ・

現状の問題点28
29

第2章 参考文献
第3章

17

30

超高強度コンクリートの自己収縮ひずみ低減化の検討・一・ ・ ・一

3. 1

はじめに

3. 2

膨張材種別による予備試験

一

37
37
37

3. 2. 1 実験概要
3. 2. 2 実験結果
3. 3 単位膨張量の検討
3. 3. 1 実験概要
3. 4 膨張材と収縮低減剤による収縮ひずみ低減効果
3. 4. 1 実験概要
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39
39
39
45
45

3. 4. 2

‥ '

46

一一一・

48

膨張材による自己収縮ひずみ低減効果・ ‑ . . ' ‥‥3. 5 廃瓦粗骨材を用いた内部養生法による収縮ひずみ低減効果
3. 5. 1 実験概要
3. 5. 2

廃瓦粗骨材による自己収縮ひずみ低減効果・一3. 6

各自己収縮ひずみの低減効果の相対比較・一3. 7

各種低減方法を組み合わせた効果

48

‥

49

‥ ̀

52

‥ ̀ ‥ ' ̀

53

一

一

日

一

一・ ・一. ‥日s^3. 7. 1

実験概要

3. 7. 2

廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤を混入したことによる自己収縮ひずみの低減効果

54

3. 8 水結合材比が内部養生効果に及ぼす影響
,
3.
実験概要
3. 8. 2 水結合材比が内部養生効果に与える影響

57
57‑ . . .

3. 9 強度特性
3. 9. 1 実験概要
3. 9. 2
3. 10

59
59

各種自己収縮低減方法が強度特性に与える影響・一

一

一

一

59
63

第3章のまとめ

65

第3章 参考文献
第4章

57

自己収縮ひずみの温度依存性検討

一・ ・ ・一・一・一‥ ' ‥ ' 66

4・

1はじめに

一一一・一一・.一一一・一一一・一・

66

4. 2

膨張材と収縮低減剤を用いた自己収縮ひずみの温度依存性・一一一

66

4.

2. 1

実験概要

66

4. 2. 2線膨張係数の差が自己収縮ひずみ算出に与える影響

4.

温度履歴を考慮した膨張材と収縮低減剤による

2.

3

一一一一

自己収縮ひずみの低減
4.

2. 4

72

膨張材と収縮低減剤を混入・無混入の超高強度コンクリートの
一・ ・

77

廃瓦粗骨材を用いた自己収縮ひずみの温度依存性・一・ ・ ・一. ‑31

温度履歴を考慮した自己収縮ひずみの実験式・一・一
4. 3

71

4. 3. 1

実験概要

81

4. 3. 2

温度履歴を考慮した廃瓦粗骨材による自己収縮ひずみの低減

82

4. 4

圧縮強度の温度依存性

83

4. 5

第4章のまとめ84

第4章 参考文献
第5章

85

低収縮超高強度コンクリートの拘束応力の検討・一・ ・ ・一

一. ‥

86

5. 1

はじめに

86

5. 2

超高強度コンクリートのクリープ特性

86

5. 2. 1

実験概要

5. 2. 2

超高強度コンクリートの若材齢におけるクリープ特性

5. 3

86

低収縮超高強度コンクリートの拘束応力
ii

一・一・

88
90

5. 3. 1 実験概要

90

5. 3. 2

コンクリート温度一定条件における拘束応力低減効果

5. 3. 3

コンクリートの温度履歴が拘束応力に与える影響

5. 4

第5章のまとめ

第5章

第6章

・

・ 91
102
103

参考文献

105

低収縮超高強度コンクリートによる柱模擬部材の収縮応力の低減効果・ ‑106

6. 1

はじめに

106

6. 2

実験概要

106

6. 2. 1 使用材料と配合 ・ ・106

6. 2. 2 試験体および試験方法
6. 3 実験結果および考察 ・ ・ ・

108
110

6. 3. 1

フレッシュ性状およびコンクリート最高温度

110

6. 3. 2

コンクリート温度履歴

110

6. 3. 3

圧縮強度,ヤング係数および割裂引張強度

112

6. 3. 4自己収縮ひずみ

114

6. 3. 5

ひび割れ発生状況

115

6.

全ひずみ

118

柱模擬部材の応力検討

119

6. 4. 1

応力の算定方法

119

6. 4.

2

若材齢時のコンクリートのクリープ特性

120

6. 4.

3

弾性ひずみ+クリープひずみの算出方法

121

内部応力予測結果と評価

123

6. 4

3. 6

6. 4. 4

6. 5

第6章のまとめ125

第6章 参考文献 ・ ・126

第7章 結論127

本論文に関連のある研究報告

133

111

第1章 序 論
1. 1

研究の背景

少子高齢化社会の社会情勢から建設コストが縮小する傾向にあり,コンクリート構造物
は,ライフサイクルコストを抑制した高耐久化による長寿命化技術が求められている。また,都市部のインフラ整備においては,限られた空間を有効に活用するため,橋梁においては低桁高とすることや建築においては高層化とすることが求められている。超高強度コ
ンクリートは,高い圧縮強度を有するばかりでなく,硬化体の組織が微密化することから
塩分遮断性を高めるなどの高耐久化にもつながることから,超高強度コンクリートの技術
開発は,こうした社会的要請に対する1つの方策になると考えられる。
コンクリートの高強度化の技術は,シリカフェームなどの混和材の利用やセメントの分散性を高めた高性能減水剤の開発などが進み,良質な骨材を選定する必要があるが,設計基準強度150MPaの建築部材の施工1)や設計基準強度120N/mm2の歩道橋2)などの施工も可能となってきている。また, 70℃を越える高温養生によるシリカフユームの水和を高める
ことによる高強度化を図る3,4)試みも行われている。
コンクリート標準書設計編5)では,圧縮強度の特性値の適用範囲を80N/mm2以下とした。
また,建築工事標準仕様書・同解説(JASS5)6)では,高強度コンクリートの定義を設計基準
強度36‑60 N/mm2以下とし,その後,設計基準強度120 N/mm2以下の高強度コンクリー
トの施工指針7)を刊行した。土木・建築ともに設計に必要な材料設定値の提示や実験デー
タに基づく塩化物イオン拡散係数を解説に示すなど整備が進められており,超高強度コン
クリ‑トの優位性が明確になってきている。このことから,さらに,超高強度コンクリー
トは普及していくことが考えられる。
一方,超高強度コンクリートは,自己収縮ひずみが大きくなることが知られている8)。
自己収縮ひずみは,毛細管張力説によれば,結合材の水和に基づく内部乾燥により,毛細管内にある液体に負圧が生じることによって発生する。このことから,封繊養生のように水の逸散がない場合にも自己収縮ひずみが発生する。超高強度コンクリートは,単位セメ
ント量が多いため,反応に必要となる水の消費が多くなるため,液体に発生する負圧が大きくなるため,大きな自己収縮ひずみが生じる。また,自己収縮ひずみは,結合材の水和進行に伴う空隙形成と反応水の消費に連動するために,凝結直後から大きな自己収縮ひずみが発生する。この自己収縮ひずみが鉄筋等の拘束により引張応力が比較的初期の材齢で発生する。また,超高強度コンクリートは単位結合材量が1000kg以上となるため水和発
熱による温度上昇量が高くなることから温度応力が大きくなる。このことから,ひび割れ
に対するリスクが大きくなり,超高強度コンクリートを用いたRC部材のひび割れが報告
9,10)されている。
また,自己収縮ひずみは曲げひび割れ幅に影響を及ぼすこと11)や,せん断耐力を低下させることなどが報告12)されている。このことから,超高強度コンクリートの高耐久・高強度の利点を十分に発揮できなくなる可能性がある。
こうしたことから,耐久性能や構造性能の観点から,超高強度コンクリートに発生する引張応力を低減するための抑制技術の確立と自己収縮ひずみに起因して発生する内部応力を適正に評価することは重要な課題である。
1

温度応力による引張応力の抑制方法は,低熱ボルトランドセメントを使用する方法が知られている13)自己収縮ひずみの抑制方法は,膨張材による物理的な膨張ひずみの付与14)や収縮低減剤による表面張力の低下による方法8,14)高含水率骨材を用い,骨材からの水分補給により自己乾燥を抑制する方法(以下,内部養生方法と示す15)が提案されているo
また,セメント種別では,高ピーライトセメント系である低熱ボルトランドセメントは,
自己収縮ひずみを抑制する効果があること14)が知られている。
膨張材と収縮低減剤を使用した収縮ひずみの抑制に関する検討は,水結合材比23%以上であり,本研究で対象とする水結合材比20%以下の超高強度コンクリートの適用例がほとんどない。これまでの研究においては,内部養生方法で使用する骨材は軽量骨材を使用しており,骨材自体の破砕強度が小さいために所定の圧縮強度を得るために混入する量が制限されている。また,実構造物を想定した水和熱に起因したコンクリートの温度履歴が収縮ひずみに与える影響を検討する必要があるが,自己収縮ひずみの低減に関する研究の多くは20℃一定の条件で行われているのが現状である。
構造性能を適正に評価するためには,自己収縮ひずみが外部・内部で拘束を受けて発生する内部応力の把握が必要となる。内部応力の発生量は,コンクリートのヤング係数,クリープ係数,自己収縮ひずみ,鉄筋とコンクリートの線膨張係数差などが影響する。このため,自己収縮ひずみの低減が拘束応力の低減につながらない場合もあるため,拘束応力の低減に関する検討も必要となる。この内,拘束応力が初期材齢で生じるために,若材齢時のクリ‑プ特性が必要となるが,これらの検討は水結合材比23%以上においてはあるが16)水結合材比20%以下の超高強度コンクリートにおいてはほとんどなされていない。超高強度コンクリートを用いた部材の内部応力を予測することが,設計体系を構築する上で重要な課題であり,超高強度コンクリートのクリープ予測方法を確立する必要がある。このことは同様に自己応力低減の効果を適正に評価するためにも必要となる。

1. 2

本研究の目的

超高強度コンクリートは,圧縮強度の特長ばかりでなく,耐久面にも優れていることからもインフラ整備をしていく上で有効な建設材料の1つとして期待されるo一方,超高強度コンクリート課題の1つに大きな自己収縮ひずみが発生し,鉄筋などに拘束された場合に引張応力が発生し,構造面や耐久面の性能低下につながる可能性があるoこのことから,
高性能コンクリ‑トとして期待できる超高強度コンクリ‑トの優位性を十分に発揮するために自己収縮ひずみに起因して発生する引張応力を低減する技術を確立する必要があるo
また,部材内部に発生するこの引張応力の影響を考慮した構造設計が必要となるため,内部応力を予測するために必要となる材料定数を把握し,引張応力の低減に対する適正な評価を行う必要がある。さらに,結合材の水和に起因して構造物は高温履歴を伴うため,内部に発生する引張応力の予測には温度履歴の影響を取り入れる必要がある。
この課題に対して,本研究では,実験的・解析的な検討を行い,いくつかの知見を得た。
高強度コンクリートの自己収縮ひずみ・拘束応力の低減方法では,膨張材による物理的な膨張ひずみの付与,収縮低減剤による表面張力の低下による方法および新たに軽量骨材と天然骨材との中間の破砕値となる高含水率の多孔性を有する廃瓦粗骨材を用い,骨材からの水分補給により自己乾燥を抑制する内部養生方法に着眼した。この低減方法の単独で2使用する方法や複数の収縮低減方法を併用した場合の収縮ひずみや拘束応力の低減効果を実験的に把握する。また,これまでの検討がほとんどなかった実構造物の施工を想定した
練上がり温度や水和熱に起因して生じるコンクリート温度履歴が収縮ひずみに与える影響
や収縮ひずみの低減効果に与える影響を実験的に把握した。さらに,取得した実験データを用いてコンクリートの温度履歴を考慮した収縮ひずみの予測方法を検討する。
部材内部に発生する応力を予測するのに必要となる超高強度コンクリートのクリープ特性が必要となる。自己収縮ひずみが材齢1‑3日に発現し,そのひずみに起因して拘束応力が発生するため,材齢1日以前のクリープ特性の取得が必要となる。このため,若材齢時においても載荷可能となる横置きのクリープ試験を用い,過去にほとんど試験例がない
超高強度コンクリートクリープ特性を把握し,若材齢時の内部応力予測精度の向上を図る。
また,この実験結果とW/Cを30%とした既往の研究17)との比較から圧縮強度によるクリープ特性の差異を比較した。さらに,膨張・収縮を伴う超高強度コンクリートを用いた小型の鉄筋拘束試験結果と実験で得られた超高強度コンクリートのクリープ特性を増分型
step‑by‑stepクリープ解析結果を用いた解析結果とを比較し,超高強度コンクリートのクリ
ープ特性の整合性を検証する。
次に収縮の大きい超高強度コンクリートと収縮ひずみを低減した超高強度コンクリートを用いた超高強度コンクリートを用いた柱模擬部材を作製し,柱模擬部材表面のひび割れ
状況,柱模擬部材内部のひび割れ状および鉄筋周囲のひび割れを観察し,収縮ひずみを低減した効果を検証する。また,内部に設置したひずみ計の測定値から柱模擬部材内部に発生する応力を増分型step‑by‑stepクリ‑プ解析法を用いて予測した結果を用いて,柱模擬部材に発生する応力の低減効果を解析的に検討するとともに,この結果と柱模擬部材内部ひ
び割れ観察結果との整合性を検証する。
以上のことより,本研究では,超高強度コンクリートの収縮応力の低減方法を確立し,それによる超高強度コンクリートの優位点である構造面や耐久面を確保し,より高性能なコンクリートとしての低収縮超高強度コンクリートを提案する。また,水和熱に起因したコンクリートの温度履歴や練上がり温度が収縮ひずみに与える影響を把握することにより,
実構造物に発生する応力を正当に評価する基礎データを提示する。さらに,若材齢時のクリープ特性を把握し,内部応力を予測するための基礎デ‑タを提示する。温度依存性を考慮したひずみやクリープ特性から内部応力を予測し,収縮応力の低減効果を検討する。最後に,収縮ひずみを低減した配合を用いて柱模擬部材を作製し,収縮応力の低減効果を検証したOこれにより,超高強度コンクリートの分野における技術的発展を図るものであるO

1. 3

本論文の構成本論文の構成を図1.3.1に示す。超高強度コンクリート特有の自己収縮ひずみを膨張材,
収縮低減剤および廃瓦粗骨材を用いて低減した。また,収縮ひずみ、に関しては水和熱に起因した温度履歴の影響を検討した。これらの基礎試験結果から柱模擬部材に発生する内部応力の検討を行った。以下に各章の概要を示す。
第1章では,本研究の背景および目的について述べた。
第2章では,本研究に関連した既往の研究を調査し,現状の問題点を抽出し,本研究の位置づけを明確にした。
3

第3章では,超高強度コンクリートの合理的な収縮ひずみや収縮応力の低減方法を兄いだすため,膨張材,収縮低減剤および廃瓦粗骨材による内部養生方法に着眼し,それらの単独使用あるいはいくつかの収縮低減方法の併用による超高強度コンクリートの収縮ひず
みや収縮応力の低減効果を,収縮の低減を実施していない超高強度コンクリ‑トと比較することにより実験的に検討した。この検討結果から,低収縮超高強度コンクリートを提案した。また,超高強度コンクリートの領域における膨張材の使用が極めて少なく,かつ,
超高強度コンクリ‑トであるために未反応となる膨張材の長期の挙動が懸念されるため,添加する単位膨張材量をパラメータとした超高強度コンクリートのひずみを長期間計測し,適量と考えられる単位膨張材量を実験的に検討した。
第4章では,実構造物を想定したコンクリートの温度履歴が収縮ひずみに与える影響を検討した。実構造物に打込まれる超高強度コンクリートは,各季節により練上がり温度に差が生じ,結合材の水和熱に起因してコンクリートの温度履歴が生じる。コンクリート温度履歴が収縮ひずみに与える影響は有効材齢を用いて評価する方法があるが,仮に有効材
齢で表記できない場合には,収縮ひずみの発現量をコンクリートの温度依存性を考慮し,実構造物に発生する内部応力を予測する必要がある。しかし,超高強度コンクリートの収縮ひずみの温度依存性に関する研究はほとんどない。そこで,練上がり温度や温度履歴を変化させた試験を実施し,収縮ひずみのコンクリート温度履歴の影響を実験的に検討した。
また,部材内部に発生する応力を予測することを目的とし,この実験結果に基づき,収縮
ひずみのコンクリート温度依存性を考慮した実験式を検討した。
第5章では,収縮ひずみの低減効果を拘束応力の観点から検討した。拘束応力は・コン
クリートの収縮ひずみ,クリープ,温度およびヤング係数などが多くの要因により発生する。このため,収縮ひずみの低減のみでは発生応力度の低減を評価できないo
超高強度コンクリートのひび割れリスクを検討する検討する上で,拘束応力を予測することが重要であり,これまでのコンクリートの収縮ひずみやヤング係数およびクリープ特性を取り入れ,かつ,各時間ステップにおける応力変動に取る入れることが可能な増分型
stepbystep法のクリープ解析が提案されているoしかし,超高強度コンクリートの自己収縮ひずみの発現は若材齢に生じることから,若材齢時のクリープ特性が必要となるが,超高強度コンクリート領域での検討はほとんどない.このことから,若材齢時のクリ‑プ特性を把握することが可能な横型クリープ試験機を用いて,若材齢時のクリープ特性を把握したOこのクリ‑プ特性を用いてstepbystep法によるクリ‑プ解析を行い,拘束試験の試
験結果と比較検討を行い,解析の適合性を検討した。
また,膨張材,収縮低減剤及び廃瓦粗骨材を用いることにより拘束応力の低減効果を実
験的にも検討した。
第6章では,収縮ひずみの大きい超高強度コンクリ‑トと収縮ひずみを低減した超高強度コンクリートを用いて柱模擬部材を作製し,コンクリート表面,コンクリ二ト内部および鉄筋周囲のひび割れ状況を観察し,収縮ひずみを低減することによる効果を実験的に検討した。また,第4章の自己収縮ひずみの温度依存性と第5章のクリープ特性を取り入れ,
柱模擬部材内部に埋設したひずみ測定値から内部に発生した応力をstep by stepの解析方法を用いて予測し,その予測した応力から収縮ひずみの低減した効果を検討した0
第7章では,各章で得られた知見をとりまとめ,本論文の結論とした。
4

畳1童

序 論
一研究の背景・日的一本論文の構成

畳2童
既往の研究
一高強度コンクリートの自己収縮ひずみ‑自己収縮ひずみの低減方法の現状
一自己収縮ひずみの温度依存性に関する研究の現状
一若材齢時の線膨張係数に関する研究の現状
一応力速度が引張強度に与える影響
一自己収縮応力に関する研究の現況

畳旦童
超高強度コンクリートの自己収縮ひずみ低減化の検討
一単位膨張材量の検討
一膨張材,収縮低減剤の効果
一瓦粗骨材を用いた内部養生効果
一各種収縮低減方法の組合せ効果
一強度特性

董卓童

低収縮超高強度コンクリートの拘束応力の検討
一若材齢時のクリープ特性とその定式化
一収縮拘束応力の低減効果‑コンクリート温度履歴が拘束応力に与える影響

収縮ひずみの温度依存性検討
一練上がり温度,温度履歴が収縮ひずみに及ぼす影響の検討
一収縮ひずみの温度依存性を考慮した実験式の誘導

第6章

低収縮超高強度コンクリートによる柱模擬部材の収縮応力の低減効果

一夏期・冬期によるひび割れ状況
一測定ひずみを用いた内部応力算定式の誘導
一内部応力予測結果と評価

豊ヱ童

図1.3.1本論文の構成

5

第1章

参考文献

1)陣内浩,黒岩秀介,早川光敬,並木哲,飯島直人,原孝文,小田切智明,井上善尊:設計基準強度150N/mm2クラスの高強度コンクリートによる実大RC柱の施工性と構造体
強度発現性状の検討,日本建築学会技術報告集

No.704, pp.ト5, 2003.6

2)坂井吾郎,一宮利通,岡本裕昭,小室敦:低収縮型超高強度コンクリートを用いた橋梁
上部工の施工,コンクリ‑ト工学 Vol.43, No.ll, pp.44‑49, 2005
3)菅俣匠,杉山知巳,梅沢健一,岡沢智:セメント‑シリカフユーム系結合材の水和反応と強度発現性に関する一考察,コンクリ‑ト工学年次論文集,Vol.26,No.l.pp.1287‑1292,
20044)中瀬博一,鈴木雅博,鳴瀬浩康,藤井和俊:超高強度pCaコンクリート部材の初期高温養生に関する実験的研究,日本建築学会学術講演梗概集 pp.643‑644, 2007
5)土木学会: 2007年制定コンクリート標準示方書設計編

pp.1‑2

6)建築学会: 2003年制定建築工事標準仕様書・同解説(JASS5), pp67‑74
7)建築学会:高強度コンクリート施工指針(案)・同解説 pp.1, pp.45‑48, 2005
8)田揮発‑,宮津伸吾,重用幸司=水和反応による硬化セメントペーストのマクロな体積減少,セメントiコンクリート論文集 No.45, pp.122‑127, 1991
9)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論文集 Vol.28, No.l, pp.497‑502,2006
10)丸山一平,佐藤良一‥超高強度コンクリ‑トを用いたRC部材中の鉄筋近傍における微細ひび割れの発見,日本建築学会論文報告集,第617号

pp.1‑7, 2007.7ll)谷村充,佐藤良一,平松洋一,兵頭彦次‥若材齢時長さ変化を考慮したRC曲げ部材のひび割れ・変形の一般化評価方法,土木学会論文集No.760!V‑63,pp.181‑195, 2004
12)R.

Sato,

H.

Kawakane

‥

"A

New

Concept

for

the

Early

Age

Shrinkage

Effecton

Diagonal

Cracking Strength of Reinforced HSC Beams", Journal of Advanced Concrete Technology Vol.6,
Nq.l, pp.45‑67,2008.2
13)R. Sato, M. Xu, Y. Yang: "Stress of High‑Strength Concrete Due to Autogenous Shrinkage
Combined with Hydration Heat of Cement, Proceedings of ACI International Conference on
High‑Performance Concrete, ACI International SP‑172, 1997, pp.837‑852

14)田津条一,宮津伸吾:セメント系材料の自己収縮に及ぼす結合材および配合の影響,土木学会論文集No.502, /V‑25, pp43‑52, 199415)S. Weber and H.W. Reinhardt : …A Blend of A郎regates to Support Curing of Concrete
Proceedings of International Symposium on Structural Lightweight Concrete, Edited by I.
Holand, T.A. Hammer and F. Fluge, Sandefjord, Norway, 1996, pp. 662‑671
16)R. Sato, S. Tanaka, T. Hayakawa, M. Tanimura : "Experimental Studies on Reduction of
Autogenous Shrinkage and its Induced Stress in Hgh‑Strength Concrete,
SELF‑DESCICCATION AND ITS IMPORTANCE IN CONCRETE TECHNOLOGY,
proceedings of the Second International Research Seminar in Lund, pp!63‑171, 199917)Hidetoshi Ito, Ippei Maruyama, Makoto Tanimura, and Ryoichi Sato : Early Age Deformation
and Resultant Induced Stress in Expansive High Strength Concrete, Journal of Advanced
Concrete Technology Vol.2, No.2, pp.155‑174,2004
6

第2章 既往の研究
2. 1

はじめに

第2章では,超高強度コンクリートの収縮ひずみの発生機構,収縮ひずみの低減方法,
若材齢とのクリープ特性,収縮ひずみの温度依存性に関して,これまでに得られている知見を整理し,現状の課題点を抽出し,本研究の位置づけを明確にした。
2. 2

高強度コンクリートの自己収縮ひずみ

2. 2. 1

自己収縮ひずみの発生機構

自己収縮ひずみは,乾燥を伴わない養生条件においても収縮する現象である。コンクリ
ートの自己収縮ひずみは古くから知られていたが,通常のコンクリートでは乾燥収縮ひず
みに対して1桁程度小さいため1),ひび割れ制御する上で考慮されることがなかった2)0
しかし,水結合材比が小さく,硬化体の組織が撤密になるほど,自己収縮ひずみが大きくなることが多く報告3),4)され,自己収縮ひずみは,鉄筋などで拘束されて部材に発生する引張応力によりひび割れ発生の要因となることも報告5),6)されており,ひび割れリスクを考える上で重要な位置づけになっている。図2.2.17)は,全収縮ひずみと自己収縮ひずみを測定した例であり,自己収縮ひずみの寄与率は水結合材比が小さくなるにつれ大きくなり,
水結合材比17%では自己収縮ひずみが収縮ひずみの多くを占めている。図2.2.28)は,普通
強度と高強度コンクリート収縮ひずみの模式を示したものである.高強度コンクリートは
普通コンクリートと比較して,乾燥開始以前に既に大きな自己収縮ひずみが発現している。
こうした知見から,土木学会コンクリート標準示方書9)ではコンクリートの収縮ひずみは,
設計基準強度55MPaを越えるコンクリートにおいて乾燥収縮ひずみと自己収縮ひずみの和と表示している。
なお,自己収縮に関する研究は,日本コンクリート協会の自己収縮研究会において調査・研究10,ll)が行われている。同委員会では,自己収縮ひずみをセメント系材料において,セメントの水和により凝結過程および凝結以後に巨視的生じる体積変化を自己収縮ひずみと定義している。自己収縮ひずみには物質の浸入や逸散,温度変化,外力や外部拘束により

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600

自己収縮ひずみ(×1(H)
図2.2.1全収縮ひずみに占める自己収縮ひずみの寄与率
7

樹齢

乾燥開始
高強度コンクリート

図2.2.2

普通・高強度の収縮ひずみの模式発生する応力に起因する変形は含まないとしている0本研究においても,この定義に従うこととする。
本節では,自己収縮ひずみの発生機構に関する知見を記述する。自己収縮ひずみの発生機構として有力とされている説に,毛細管張力説があるoセメントの水和反応により,未水和のセメントと水との反応により,生成する水和物の体積が,水和前の体積と比較して小さくなる水和収縮が生じる3)。水和反応が進行し,硬化体の骨格が生成され,この体積変化は水和前に水隙であった部分が空隙として形成されることになるoまた,組織の微密化により,空隙形成速度が水の移動速度を上回る場合には間隙水が不飽和となり,空隙の相対湿度が低下し,自己乾燥12)が生じる。この自己乾燥により,間隙水にメニスカスが形成され,毛細管現象張力による負圧が発生し,硬化体が収縮するとされている13)。このことを明らかにするため,水結合材比とコンクリート内部の相対湿度との関係を実験的に測定がいくつか実施されている14,15)図2.2.314)は,コンクリート内部の相対湿度とW/Cの関係を示したものであるが,水結合材比が′j、さくなるほど,硬化体の湿度が低下し,自己乾燥が大きくなることが推定される。また,硬化体の相対湿度と自己収縮ひずみとの測定結果から密接な関連があることも報告16)されており,自己乾燥が自己収縮ひずみの要因であると考えられる。図2.2.417)は,毛細管張力説を模式した図である。
界面物理化学の法則によれば,以下のようになる18)。
毛凍管張力

竃 o・9

悪0.85
萱o・8

空輸となる
(蒸発耗穣となる)

¥

0.75

0.2

0.25

0.3

035

0.4

0,45

0.5

0.55

0.6

水セメント比図2.2.3

水セメント比と内部相対湿度の関係
8

図2.2.4

毛細管張力説による模式図

凹面状の表面を持つ水は表面張力の影響により,平面状の表面を持つ水より蒸気圧が小さく,水面の形状を半円形とすると,気液界面の曲率半径と蒸気圧との関係は式(2.2.1)(ケルビン式)となる。項まケルビン半径と呼ばれ,大気の相対湿度がp/p。であるとき円管内の水の湿度が100%となって,蒸発も凝縮もしない平衡状態となる円管の半径である。
1n孟‑豊吉(2.2.1)

ここに,pは蒸気圧(N/mO,p。は飽和蒸気圧(N/nO,yは液の表面張力(N/m),Mは板の分子量(kg/mol),Rは気体定数(J/K‑mol),Tは絶対温度(K),pは液の密度(kg/mJ),rK
は毛細管の半径(m)をそれぞれ示す。
このときの毛細管水中に発生する毛細管張力は式(2.2.2)(Young‑Laplace式)となる。
Ap‑2‑L(2.2.2)
ここで,Apは毛細管張力(N/mz)を示す。
式(2.2.1)と(2.2.2)より・,式(2.2.3)となるO
Ap‑‑r^ln^‑
Mpo(2.2.3)

このことにより,毛細管張力は相対湿度の低下により増加する。このことから,自己乾燥が駆動力となり,自己収縮ひずみが発生する。
自己収縮ひずみと乾燥収縮とは発生要因が異なるが,収縮ひずみの発生機構は同じと考えられる。乾燥収縮ひずみの発生要因は,毛細管張力による説の他,表面張力の説や分離圧の説19)が提案されている。自己収縮ひずみに関しても同様と考えられるが,現在では,
自己収縮ひずみの発生要因として,毛細管張力説が主流となっている。また,細孔構造の形成,水和反応,水分移動の現象からモデル化した自己収縮ひずみの解析的検討も行われている20)

2. 2. 2

セメント種類が自己収縮ひずみに及ぼす影響

同一の水結合材比の場合には,低熱セメントを用いたペーストの自己収縮ひずみは早強
セメントを用いたペーストと比較して小さくなることが知られている21,22.23)。図2.2.521)
は,各種セメントを用いたぺ‑ストの自己収縮ひずみを測定した例である。この結果からも高ピーライト系セメントは自己収縮ひずみを抑制する結果となっているO

セメント鉱物の観点からC3Aの比率が大きいほど自己収縮ひずみは増加する報告24,25,26)がある。また,
セメント鉱物から水結合材比30%のセメントペーストの自己収縮ひずみの終局値として式(2.2.4)が提案されている。
e‑ 2.15C3S%‑5A9C2S%+6SJC3A%+4S.5CAAF%(2.2.4)

また, JIS R 5210のボルトランドセメントにおいて低熱セメントのC3Aは6%以下の規定があり,また,ピーライト量が多いことから,鉱物組成の観点からも自己収縮ひずみの抑制にも優位な材料である考えられる。また,超高強度コンクリートの単位セメントが多9N:普通セメント
M:中庸熟セメント
H:早強セメント
S:耐硫酸塩セメント
G:地熱井セメント

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Cさ
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2000

o:油井セメント

理l脚)
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I.

A:アルミナセメント

師tin

W:白色セメント
B:高炉セメント
L:低熟セメント

図2.2.5

各種セメント種類による自己収縮ひずみ

いため,温度応力に起因したひび割れも危倶される。低熱セメントは,自己収縮ひずみの低減ばかりでなく,温度応力も低減させることから,超高強度コンクリートのひび割れリ
スクを低減する一つの材料であると考えられる。
2. 2. 3

シリカフユームが自己収縮ひずみに及ぼす影響

コンクリートの超高強度化を実現させるためにコンクリート材料として,シリカフユー
ムを使用する場合が多い27)この理由として,シリカフユームは,ポゾラン反応やマイク
ロフィラーにより組織を撤密することにより高強度化が図れるばかりでなく,ベアリング効果により低水セメント比における施工性の改善を図ることができるからである。
本節で超高強度コンクリートの使用材料として使用されるシリカフユームが自己収縮ひずみに与える影響に関する知見を述べる。シリカフユームを使用したコンクリートの自己収縮ひずみが大きくなる
ことが知られている21,28)図2.2.628)は
水結合材25%のセメントペーストの測定例を示す。図中のPCはボルトランドセ
メントのセメントペースト,SFはボルト
ランドセメントの10%をシリカフユーム

図2.2.6

シリカフユーム混入による自己収縮ひずみ測定例に置換したセメントペーストを示す。シ10

リカフユームセメントを混入した場合に自己収縮ひずみは増加する。
材齢1日以前において収縮量が大きくなる理由として,メニスカス半径が減少し,毛細管張力が卓越したことが考えられる29)。また,材齢12時間および24時間において,シリカフユームを混入したコンクリートは,無混入のコンクリートと比較して0.2〃m以上の粗大な径のポロシティーは少なくなり,シリカフユ‑ムの24時間以内におけるポゾラン反応や未反応のシリカフユームによる細孔の細分化の寄与により若材齢時に自己収縮ひずみを増大させる細孔構造が形成されることの報告28)がある。また,シリカフユームは70℃程度の高温環境化になると何らかの理由によりシリカフユームの活性度が高まり,より撤密化することが明らかになってきている30)シリカフユームは,細孔径を小さくすることにより,コンクリートの組織を撤密化することにより高強度化を図れる反面,若材齢時において毛細管張力の増加により自己収縮ひずみを大きくする。

2. 3

自己収縮ひずみの低減方法

高強度コンクリートの自己収縮ひずみの低減に関する知見は多く発表されている。しかし,水結合材比20%以下を対象としたコンクリートの自己収縮ひずみ低減に関する知見はほとんどないのが現状である。本節では,一部水結合材比20%以下のコンクリートを含むが,これまでに得られている自己収縮ひずみの低減方法の知見について述べる。
図2.3.1にこれまでに得た自己収縮ひずみの低減方法を示す。自己収縮ひずみの知見は,
高ピーライトセメント材料,膨張材による機械的な膨張ひずみの付
与,収縮低減剤による表面張力の低下を制御する方法,軽量骨材を用いた内部養生方法およびこれらを組み合わせることによる方法に大別される。以下,各々の材料について,詳述する。
高ピーライ
ト系セメント2. 3. 1

低熟ボルトランドセ

メント

図2.3.1 自己収縮ひずみの低減方法

低熱ボルトランドセメントは,2. 2. 2節に述べたように鉱物
組成からみて,本質的に自己収縮
ひずみの小さいセメントである。
低熱セメントは,水結合材比20%を下回るコンクリートの単位セメ
ント量は多くなることに起因したコンクリート温度上昇の抑制や比表面積が普通セメントや早強セメントと比較して小さくことによるコンクリートの粘性を抑制するこ

図2.3.2 自己収縮ひずみの低減方法
llとにより施工性を向上させる効果がある。
図2.3.222)は水セメント比30%における低熱セメント(凡例LC‑0‑0)と普通セメント(凡例
NC‑0‑0)の自己収縮ひずみの測定結果を示したものであり,低熱セメントを用いることにより,自己収縮ひずみを抑制する効果があることがわかる。このことから,低熱セメントは
超高強度コンクリートの材料として最適であると考えられる。
2.3.2膨張材(1)膨張材による膨張機構
膨張材はコンクリートの乾燥収縮の補償やケミカルプレストレスを与えることを目的に利用されている。膨張材の成分は,エトリンガイト系と石灰系の2種類に大別される。膨張材にはJISA6202の規格があり,「セメントおよび水とともに練混ぜた場合,水和反応にょってエトリンガイトまたは水酸化カルシウムなどを生成し,コンクリートを膨張させる作用のある混和材料」と定義されている。この膨張材の反応式はエトリンガイト系において式(2.3.1),石灰系において式(2.3.2)で表示される31,32)。
エトリンガイト系
6CaO+CAA,S+SCaSOA+96H70
4‑^3^T‑<JKSCU >¥S^TJ¥JJ.ア2K⇒3(3CaO‑AJ203‑3CaSO4‑32ff20)(2.3.1)
石灰系
6CaO+H20⇒CaiOHJ(2.3.2)
しかし,各化合物及び水和生成物の容積割合を計算すると,式(2.3.1)では10.53vol.%,
式(2.3.2)では5.71vol.%の体積減少となる。図2.3.332)は膨張材を用いたセメント硬化体の空隙率を示す。体積減少を伴いながら膨張ひずみが発生する理由として空隙径の測定から膨張材の水和生成物が空隙を形成しながら生成する報告32)がある。また,エトリンガイト
系ではエトリンガイト針状結晶が,石灰系では水酸化カルシウムの結晶がそれぞれ空隙を作りながら成長することの報告33)がある。
表2.3.r4)に日本で一般的に使用されている膨張材の物理的性質および化学成分を示す。 A,
Dはアウインと呼ばれるカルシMI:・: .チガイトを生成するものである。
Bはアルミン酸三カルシウム・I‑y'; ∴bii.〜!'* *‑∃ぎJ‑:. Iる

1

C,Fは酸化カルシウムが水和して水酸化カルシウムを生成し,膨張を起こすものである。
Eについては上記エトリンガイ

套
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i.

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石膏と水が反応して同様にエト
リンガイトを生成するものであ

i
i

ヽ・.メ
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応して膨張成分であるエトリン

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㌔ねヽ

ウムサルホアルミネート・酸化カルシウム・無水石膏と水が反

頼

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1000
10000

.三工盲・:三・;三種

図2.3.3 膨張材を混和したセメント硬化体の空隙率
分布測定例
12

表2.3.1膨張材の物理的性質および化学成分
密度

比表 面積

(g′
cm 3)

(cm z′g)

強熱減 量

S i0 2A 120 3F e20 3

C a0

M g0

S0 3

計

A

2 .9 1

2 50 00 .8

4 .0

1 0 .01 .0

5 1 .20 .6

3 1 .99 9 .5B

3 .0 032 0 0

1 .2

3 .1

6 .3

0 .4

5 8 .00 .3

2 9 .69 8 .9C

3 .14

35 0 0

0 .4

9 .6

2 .5

1 .3

6 7 .30 .4

1 8 .09 9 .5D

3 .0 1

2 8 0 0

1 .0

1 .5

1 3 .00 .5

5 1 .21 .5

2 9 .39 8 .0E

3 .10

2 8 00

1 .1

1 .7

5 .5

2 .6

7 0 .30 .5

1 8 .29 9 .9F

3 .1 83 0 10

1 .6

4 .2

1 .1

1 .0

7 4 .00 .5

1 6 .59 8 .9トと水酸化カルシウムをともに生成するものである。これらの反応は主な反応であり,実際はセメントの水和反応との競争反応であることから複雑な反応となる。
E, Fは低添加型膨張材であり,従来の乾燥収縮補償用(JISA6202コンクリート用膨張材にある膨張コンクリートの‑軸拘束膨張試験値が150‑250×10"6)で用いられる単位膨張材量30kg/m3を20kg/m3に低減できるものである。この種の膨張材は経済的であることから種々の用途に使用されている。本研究では,低添加型膨張材を使用することとし,後述する予備試験においてEとFを比較した結果,本研究で検討した配合では,膨張材Eにおいてより大きな収縮低減効果が認められたため,膨張材Eを用いて収縮ひずみの低減効
果を検討することとした。
(2)水結合材比20%以上における膨張材による収縮ひずみ低減効果
図2.3.432)は水結合材比30%のセメントペーストによる膨張材混入の有無を,図2.3.535)は水結合材比30%のコンクリートによる膨張材混入の有無をそれぞれ示したものである。
また,水結合比23%においても,膨張材と収縮低減剤との併用ではあるが,収縮ひずみの低減効果を示す報告がある。このことから,水結合材比20%以上において膨張材の使用に

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(膨 張)
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(収編)

=3
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50

1 00

ISO

200

250

材齢(B)

(N30‑0‑0:無混入, El, E2, E3:膨張材混入(NC:普通セメント, LC:低熟セメント,

Dl.D2 :収縮低減剤
図2.3.4

2 00

冗

の
l=
03
日.
X
UJ

膨張材を混和したセメント

NC+G, LC+G, NC十K, LC+K:膨張材混入)
図2.3.5

ペーストの収縮低減効果

膨張材を混和したコンクリートの収縮低減効莱13よる自己収縮ひずみの低減効果が示さ
れている。

lZ>
l

C〉

(3)水結合材比20%以下における膨

×

張材の使用

苗
s

水結合材比を30%, 25%および20%とp
等

した膨張材を用いたモルタルをrdlⅢ

20℃水中養生した長さ変化試験において,水セメント比が小さくなるほど継続的な膨張ひずみが確認されてきてい梼算温度fC ‑ D)

るが,この理由として,水結合材比が(P‑80:W/B=25%一膨張材なし,

小さくなるほど完全に水和するのに必E25‑80:単位膨張材量一標準量の1.25倍

要となる結合水量が不足し未反応の膨E30‑80:単位膨張材量一標準量の1. 50倍張材が存在することとなり,この未反図2.3.6

W/C=25%一膨張材混入の自己収縮

応の膨張材が外部から浸透した水が長期にわたって反応することに要因があると報告されている36)。図2.3.637)は,単位膨張材量を標準量の1.5倍の使用量とした水結合比25%,練上がり20℃,
コンクリート温度

60℃の養生条件における自己収縮ひずみを示したものであり,後膨張することが報告されている。また,図2.3.738)は,単位膨張材
量を標準量の1.75倍の使用量とした

水結合材比15%における練上がり温度を変化させ,簡易断熱した場合の自己

くD
l

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〉く

盲
V
5
堤
D<
コ「

n]
‑600
1Ⅲ
‑750
‑900

収縮

0.1

収縮ひずみを示しており,簡易断熱養

1.0

10.0
100.0 1000.0
有効材齢(日)

生した場合にも後膨張する報告38)がSFLC : W/B=15%, SFLC‑E‑R :単位膨張材量一標準ある。ただし,この後膨張に関しては,

量の1.75倍

外から水分補給がなく,前述したように自己乾燥量が大きいことから,膨張

図2.3.7

W/C=15%一膨張材混入の自己収縮

図2.3.8強度発現と膨張発現のタイミング

材の反応に必要な水分が存在しないと考えられる領域での現象であり,後膨張発生のメカニズムに関しては明確にされていないのが現状である。
また,練上がり温度やコンクリートの温度履歴により,異なる膨張ひずみとなることも報告39)されている。図2.3.840)は,セメント硬化体の強度発現と膨張のタイミングを示したものであ、材齢る。コンクリートに有効な膨張を与え14

るタイミングが存在し,そのタイミングは水セメント比,セメントの種類および養生条件
で異なり,この要因により,膨張速度や最終的な膨張量に差を与えることが考えられる。
これらのことから,水結合材比20%以下における膨張材の使用は,未水和の膨張材が存在することが考えられることから,単位膨張材量,練上がり温度およびコンクリートの温度履歴などが膨張ひずみに与える影響の検討を事前に実施し,膨張材の添加が部材に悪影
響を与えないことを確認する必要がある。

2. 3. 3

収縮低減剤

収縮低減剤は乾燥収縮ひずみを抑制する目的で使用される場合がある。収縮低減剤は膨張材による収縮ひずみの抑制の原理とは異なり,硬化体中の空隙水の表面張力を持続的に低くすることにより毛細管張力を低減することを目的とした混和剤である。自己収縮ひず
みの駆動力が自己乾燥を伴う毛細管張力によるものと考えられるため,収縮低減剤は自己
収縮ひずみの抑制にも期待できる。
・W /C = 57% , 乾燥 収縮 (材 齢 6週)
収縮低減剤の主成分は,低級アルコール蝣W /C =30% , 乾燥 収縮 (材 齢 6週 )0.9
□W /C =30%
自己 収縮 (材 齢5遡 )アルキレンオキシド付加物,ポリェーテル.ユコ⊥1系,グリコールエーテル誘導体,プロピレ

e
杏
V
白
堤
尊

ングリコールエーテル類およびポリオキシ
ァルキレルエーテルなどが主成分市販されている41)。本研究では,低級アルコールア

匡ffi FtfL、

0.8......:二二…"7 y‑l‑xA13.4+l・84x)

0.7

y=l ‑x/(9.9十1. 1 9x)

軽‥‥:=‥主:.‑:,,。‑

ルキレンオキシド付加物を主成分とした収自己収縮:封かん養生
乾燥収縮:気中養生(20℃, 60%R.H.)

縮低減剤を使用した。
図2.3.4と図2.3.941)はセメントペース

10トを用いた自己収縮ひずみの低減効果を示

収縮低減剤添加量(kg/m3)

したものである。図2.3.9から,乾燥収縮

図

2.3.9

収縮低減剤添加量と自己収縮ひひずみの抑制の観点からは,水セメント比

ずみの比との関係(セメントペ

57%と

ースト)

30%においてほぼ同一の乾燥収縮ひずみの比が認められることから,収縮低減
208

剤は配合による収縮低減効果に差がほとん

1OO

ど生じないことが考えられる。図2.3.1022)

Oは水結合材30%のコンクリートを用いた自T

己収縮ひずみの低減効果を示したものであ、㌧‥・*る。セメントペースト,コンクリートいず

トー300

o

1100

由一棚

れも自己収縮ひずみの低減が認められる。

‑ 500

このことから,水結合材比20%以下の超高

‑ soo

0.I

強度コンクリートの自己収縮ひずみの低減

10

100

材齢(ヨ)

効果にも期待できると考えられる。

(NC‑0‑0 :普通セメント, LC‑0‑0:低熟セメ

ただし,収縮低減剤の成分により,消泡

ント, NC‑6‑0:普通セメント+収縮低減剤,

性や逆に空気連行性を伴う場合があるため,

LC‑6‑0:低熱セメント+収縮低減剤)

寒冷区域で使用する場合は,耐凍害性の検図討を実施する必要性が述べられている42)

2.3.10収縮低減剤添加による自己収縮低減効果(コンクリート)15

2. 3. 4

内部養生方法による自己収縮ひずみの低減

0.05

自己収縮ひずみの要因が水0和反応に伴う自己乾燥に起因‑0.05

していることを前述した。こ蝣0.1のことから,自己乾燥によりモルタル部の湿度が低下する‑0.15

ことを利用し,含水率の高い‑0.2

軽量骨材からモルタル部‑の‑0.25

水分移動により自己乾燥によ

72

96

120

144・

Time [hours]

る毛細管張力を抑制し,自己収縮ひずみの低減を示すデ‑

0% Ilapor

タが提示されている43,44,45,46)

10, 17.525mass% Iiapor :天然骨材との置換率10,17,

図2.3. 1144)は水結合材37%と5.25

基準コンクリートmass

した場合,図2.3.1246)は水

図2.3.11軽量骨材を用いた場合の自己収縮ひずみ

結合材17%とした場合の内部(W/C=37%)

養生方法を用いた自己収縮低減効果をそれぞれ示す。この内部養生方法は,超高強度コl°

ンクリート域においても効果oが認められた。軽量骨材‑のX

完全吸水を行わない場合の内

碕
!ト
5
曽
尊
ru
也

部養生効果は,乾燥した軽量骨材が周囲のモルタルからの水分を吸水することや微細なセメントの軽量骨材‑の移動

20することによる軽量骨材界面のセメント粒子の密度の増加

40

60

80

T OO

IEE結婚先からの縫過日敷 く日)

JLIO,20,30:天然骨材との置換率10,20,30 Vol. %の理由から低下することが報

図2.3.12 軽量骨材を用いた場合の自己収縮ひずみ

告されている47)このことか

CW/C=1 7%)ら,内部養生方法による収縮低減効果を高めるためには,水の供給源となる材料の吸水を十分に行う必要がある。また,同報告では,シリカフユーム混入系の方が,無混入系と比較して内部養生方法による自己収縮ひずみの抑制効果が高いことが示されている。この理由して,軽量骨材表面の凸凹部にシリカフユ‑ムが充填し,練混ぜ時の軽量骨材‑の吸引効果が抑制させることや軽量骨材周囲のモルタル部が徹密となることによる毛細管張力の増加により軽量骨材からモルタ
ル‑の放出効果が高まったからと推定している。
自己収縮ひずみを完全に抑制するために必要となる軽量骨材に貯留させる水量を算出するモデルが提案48,49)されているO
内部養生方法を用いる材料に軽量骨材を用いる方法を述べてきたが,この他に廃瓦細骨16材を用いる方法50)や高吸水性のポリマ(Super‑absorbent polymers (SAP))を用いる方法51,52)が報告されているO廃瓦細〆ヽ
さゆ

骨材を用いた報告では水結合材35, 40

垣および45%に関する長さ変化試験につい

X
ヽ・・.メ

て,瓦細骨材を用いた場合に長さ変化が

磯
V
A
潤
E如

若干小さくなることが示されている。

2. 3. 5 各種材料の組み合わせによる自己収縮ひずみ低減効果
膨張材による物理的な膨張ひずみの付
与,収縮低減剤による表面張力の低下および内部養生による自己乾燥の抑制による収縮低減効果を組み合わせることによ

O

30

40

60

帥

材齢(日)

(NC:普通セメント, K,G,NEX:膨張材,
SRA:収縮低減剤)
図2.3.13 膨張材と収縮低減剤を組合せた

り,収縮低減効果を高めることが可能であることが知られている。これは,それ自己収縮ひずみ低減効果

ぞれの収縮ひずみの低減機構が異なるため,干渉しないためと考えられる。図2.3. 1353)は水結合材比30%とした場合の膨張材と収縮低減剤を併用した場合の自己収縮ひずみの測定例であり,膨張材による初期材齢での収縮補償効果,収縮低減剤による持続的な収縮低減効果が示されている。また,膨張材と収縮低減剤との併用は,それぞれの単独使用よりも収縮低減効果が高くなるとする報告25,54)もある。図2.3.1446)は水結合材比17%とし(JL20:軽量骨材, JL20EIO:軽量骨材+膨張材,
JL20Rl:軽量骨材+収縮低減剤,

た場合の膨張材と収縮低減剤および軽量

JL20EIOR05:軽量骨材+膨張材収縮低減剤)
図 2.3.14 膨張材と収縮低減剤,軽量骨材

骨材を用いた内部養生方法を併用した場
合の自己収縮ひずみの測定例であり,自を用いた内部養生法を組合せた自己収縮ひずみ低減効果

己収縮ひずみの低減効果が示されている。

水結合材比17%とし,軽量骨材による内部養生方法と収縮低減剤との組合せた配合を用い,歩道橋に実施した例55)がある。

2. 3. 6自己収縮ひずみ低減に用いた材料が圧縮強度に及ぼす影響

膨張材は前述したように,空隙を作りながら水和生成物を形成する。この理由から圧縮強度の低下が懸念される。図2.3.1535)は水結合材比30%,低添加型でない膨張材を単位膨
張材量44kg/m3(標準添加量の1.47倍)とした場合の20℃室内養生とした圧縮強度の測定例
であり,この配合条件および養生条件では圧縮強度の低下がないことが示されている。一方,図2.3.1637)は水結合材比16% 低添加型膨張材を単位膨張材量15, 20, 25および30
17

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28

材齢(日)
図2.3.15膨張材を混和したコンクリート

図2.3.16

56

91

材齢(日)
膨張材を混和したコンクリ‑
トの圧縮強度特性(W/C=16%)の圧縮強度特性(W/C=30%)kg/m3とした場合の60℃加熱養生とした場
合のプレーンに対する圧縮強度比の測定例‖門であり,膨張材量の添加量の増加にともな

主150

い圧縮強度の低下が認められる結果となっ戸⇒ている。また,水結合材比15%

低添加型

憲一25

膨張材を単位膨張材量35 kg/m3とした20℃

tB 一oo

水中養生した圧縮強度は,膨張材を混入し75

堤ないコンクリートと比較して約10%の低下

20

40

60

80

1 00

胡酌(B)

を示す報告56)や水結合材比17%,低添加型
膨張材を単位膨張材量 20, 25 およびJLIO,20,30:天然骨材との置換率10,20,30

30kg/m3とした20℃水中養生した圧縮強度
は,膨張材を混入しないコンクリートと比

図2.3.17 軽量骨材を用いた場合の圧縮Vol.

強度発現(W/C=17%)
較して約10%の低下を示す報告46)があるO
膨張材反応は配合条件やコンクリートの温度履歴などに影響をすることから,膨張材を自己収縮ひずみの低減に適用する場合には圧縮強度発現にも留意する必要がある。
水結合材比17%の収縮低減剤を使用することによる圧縮強度の低減率は・0/であることが示されており46)膨張材の使用よりも低減の度合いが小さいことが報告されている。
図2.3.1746)は軽量骨材を内部養生材として使用したときの水結合材比17%の軽量骨材の置換率別に圧縮強度発現を示したものであり,置換率20%までは材齢91日に至るまで圧
縮強度の増進が認められたが,置換率30%では頭打ちの現象が認められる結果となった。
超高強度コンクリートの領域においては,粗骨材の圧縮強度がコンクリートの圧縮強度に影響を及ぼすことが知られていること57)報告書には軽量骨材の破砕値が示されていない
ため不明確ではあるが,軽量骨材の破砕値が高強度コンクリ‑トで使用される粗骨材の破砕値の3倍である(約30%)とする報告58)から推定すると軽量骨材の強度が十分でないために置換率30%で圧縮強度の低下を招いたことが考えられる。一方,前述した瓦粗骨材の破砕値は23.1%であること50)から,超高強度コンクリ‑ト‑の適用が期待される材料であるO
18

2. 4

自己収縮ひずみの温度依存性に関する研究の現状

超高強度コンクリ̀‑トは単位結合材量が多くなるため,実構造物において水和反応に起因して高温履歴を伴う。自己収縮ひずみは若材齢時に大きく発現し,水和発熱に伴う温度
履歴とも連動するため,自己収縮ひずみの温度依存性の把握は,コンクリートの健全性を評価する上で必要であると考えられる。自己収縮ひずみの温度依存性を評価するためには,コンクリート温度による体積変化との分離には線膨張係数を適正に評価する必要があるが,この点に関する既往の研究は次節で記述することとし,ここでは自己収縮ひずみの温度依
存性に関する既往の研究について,はじめに自己収縮ひずみの終局値を示し,次に自己収縮ひずみの発現を記述する。
ボルトランド系とシリカフユームや混和材を添加した混合セメントとでは温度履歴が自己収縮ひずみに与える影響が異なる測定例が報告されている。図2.4.159>は普通セメントを使用した水セメント比25%の20℃, 40℃, 60℃一定養生した供試体および400×400×400mmを厚さ400mmの発泡スチロールで簡易断熱養生した場合の自己収縮ひずみの測定
例を示し,図242 'は低熱セメントの10%をシリカフユームで置換した混合セメントを使用した水セメント比22%の20℃, 40℃, 60℃一定養生した供試体の自己収縮ひずみ発現の測定例を示す。ボルトランド系セメントでは,高温履歴を受けた供試体は, 20℃一定で養生した供試体と比較して,自己収縮ひずみが小さくなる傾向があることが報告59,61,62)されており,一方,混和材を添加した供試体では自己収縮ひずみが大きくなることが報告60)
されているO

ボルトランド系に関しては,コンクリートが高温履歴を受けた場合に圧縮強度が停滞する理由として空隙構造の粗大化することに要因があるとする報告63)から,自己収縮ひずみの低減につながったと推察した報告61)がなされている。混和材を添加した結合材において,シリカフユームの反応が高温で活性化する報告64)やシリカフユームを添加した場合にセメントペーストを15から40℃に変化させた場合にコンクリート温度が高いほど内部湿度の低下が認めた報告65)などから,水和活性や水和生成物の変化などが考えられるが明確にはされていない。このことから,自己収縮ひずみの終局値を予測するためには,
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凝結始発時からの有効樹齢はt]

樹齢で白き

口:20℃, ○:40‑C, △:60℃,▽:ブロック
図2.4.1普通セメントを使用したコン

図2.4.2

シリカフユームを混入した

クリートの自己収縮ひずみのコンクリートの自己収縮ひずみ

温度依存性(W/C=25%)の温度依存性(W/B=22%)
19

コンクリートの温度履歴の影響を考慮する必要があると考える。
次に自己収縮ひずみの発現に関して記述する。コンクリートの温度が自己収縮ひずみの発現に与える影響は進行速度を表す関数式Pit)(2.4.1)とCEB‑FIP MC9066)(以下, MC90)に示す有効材齢式(2.4.2)を乗じることにより評価できるとする報告67)があるoただし,係数a, bはW/Cで標記されており,コンクリートの温度履歴の影響を加味していないOこのため,有効材齢の式では標記でないとする報告59)もある。これは式(2.4.2)が本来,配合条
件や養生条件により定まるアーレニウス式68)の活性化エネルギーを固定して評価していることやコンクリートの温度履歴などが複雑に影響したことが考えられる。

(2.4.1)β(t) ‑ l‑exp{‑a(t‑t。)b}i.およびt=耳AJyexp 13.65‑
l

ここに

2. 5

a,は係数

4000

(2.4.2)213 +T(At;)/Tn

At,温度がT(℃)である期間の日数

T。‑l℃

若材齢時線膨張係数に関する研究の現状

前節で述べたようにコンクリートの温度履歴が自己収縮ひずみに与える影響を把握するためには,コンクリートの温度変化に伴う体積変化を差し引く必要がある。コンクリートの体積変化は線膨張係数を一定として差し引くことが多いが,時間とともに変化するという報告69)があるO自己収縮ひずみは若材齢時に発現するため,若材齢時での線膨張係数を把握する必要がある。しかし,若材齢時には水和進行が伴っており,自己収縮ひずみ発現も同時に進行するため,線膨張係数の把握は非常に難しい。本節では,若材齢時の線膨張係数を把握するために実施された研究の方法とその線膨張係数の経時変化について述べるo
自己収縮ひずみの影響を排除するため, 100×100×400mmの供試体の供試体の温度を低下させてセメントの水和反応を停止させ‑1‑5℃の範囲で温度変化を与える方法が提案されている70)。図2.5.170)は水結合材比25%と35%のシリカフユームを混入した測定結果を示したものであり,極若材齢時に計測された線膨張係数は時間経過とともに減少し,その後に一定値に収束することを報告している。
供試体の温度変化速度を遠くし,線膨張係数測定に要する時間を短縮させる方法が提案されている71,72)。図2.5.272)は水結合材比25%の測定結果を示したものであり,線膨張係数の経時変化は極低温時の結果と傾向的に合致する。
供試体に20‑25℃の温度変化を繰り返し与えた全ひずみ(温度ひずみ+自己収縮ひずみ)と温度一定の自己収縮ひずみを測定し,積算温度を用いて線膨張係数を算出する方法を提案している73)。その結果は,凝結始発時間で最大となり,終結時間まで低減し,それ以降は一定とすることが報告されている。
また,小型供試体に水和熱による温度履歴を与えた試験と温度変化を繰り返し与える試
験(図2.5.174)参照)を行い,コンクリート温度履歴下での線膨張係数の経時変化を評価する方法が提案されている74)図2.5.274)は20℃一定,最高温度を50℃および60℃とした場
20

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25

早強セメント瞥通セメントil"Sピーー"7イトビメント:耳

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72

凝結始発時からの経過時間駄our)図2.5.1低温下での線膨張係数測定
結果

図2.5.2 供試体の温度変化速度を大きくした
場合の線膨張係数測定結果
18

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急・

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48

Time (hours)

図2.5.3

72

96

120

144

168

192

Time (hours)

線膨張係数測定のコンクリート

図2.5.4温度プログラム

コンクリート温度履歴下における線膨張係数測定結果

合の測定結果を示したものであり, 20℃一定と最高温度60℃に関しては同一の経時変化を示したが,最高温度60℃では異なることが報告されている。
また,コンクリートの温度履歴における線膨張係数に関して,柱部材を用いて水和熱による温度変化とした場合と外部から与えた熱による温度変化を与えた場合においても,活性化エネルギーを用いた材齢を用いることにより線膨張係数を適切に評価できることを報
告し'ている75)同報告では,線膨張係数は凝結終結時間以降に漸増することを示している。
評価方法が異なるが,線膨張係数は終結時間まで大きく低下し,それ以降の変化は小さくなる傾向であり,コンクリートの温度履歴が自己収縮ひずみに与える影響を評価するた
めには線膨張係数の経時変化も考慮する必要がある。
なお,線膨張係数は骨材の種類にも影響することが指摘されており69)精度よい評価をするためにはこの点も考慮する必要がある。
最近の研究では,超高強度コンクリートを想定し,シリカフユームの高温時での反応活性を伴う高温履歴下での線膨張係数に関する研究が報告されており76)ペースト供試体においては, 20℃養生と65℃高温養生した場合にもMC90の有効材齢による評価した場合に経時変化に差が生じないが,骨材を混入した模擬コンクリートにおいては差が生じることを示している。
21

2. 6

応力速度が引張強度に与える影響

コンクリートに発生するひび割れリスクを評価する上でコンクリートの引張強度の評価も重要な要因となる。コンクリートの体積変化に起因して実構造物に発生する引張応力の応力速度は,JISA1113に示される引張強度試験に規定される応力速度と比較して小さい。
このため,コンクリートの引張強度が応力速度に依存して変化するのであれば,.JISに規定されて実施した引張強度試験結果に応力速度の影響を補正する必要がある。
引張強度に及ぼす応力速度の影響評価方法について, MC90では,コンクリートの圧縮
強度パラメータに含んだものとなっており,式(2.6.1)と式(2.6.2)で示される。

ft‑1to¥.

(2.6.1)s‑i/[io+6{rc/rの(‑lON/mm2}¥(2.6.2)

ここに, doは基準となる応力速度/.は60で得られた引張強度, dtは応力速度, ftは6tで得られた引張強度, I‑Cは圧縮強度をそれぞれ示すo
図2.6.177)は水セメント比25, 60, 75%において, JIS速度, JIS速度の1/10および1/100とした直接引張強度試験結果を圧縮強度と∂で整理したものであり,コンクリートの圧縮強度が大きくなるほど応力速度の影響を受けないことが示されている。同報告では水和進
行中の場合に,応力速度を遅くした場合に引張強度の増加もまた示されている。
本研究では,若材齢時に引張強度が低下することが推定されるが,水和進行による引張強度増加も考えられるため,今後の検討課題とすることとし,応力速度の影響を考慮せずに取り扱うこととした。
0.05

0.04

MC90

0.03

●

cc)

、、

、、、、、、二・、・一一、/
、、ヽ

0.02

0.01

0

0

40

20

60

80

圧縮強度(MPa)○:切欠き有り, ●:切欠きなし
図2.6.1圧縮強度と∂の関係

22

100

2. 7

自己収縮応力に関する研究の現況

これまでは,自己収縮ひずみの低減に関する既往の研究を述べてきた。しかし,ひび割れリスクの低減を検討するためには,前節の引張強度の他に部材に発生する応力に対して行う必要がある。部材に発生する応力は,自己収縮ひずみの大きさや経時変化ばかりなく,ひずみを拘束する程度やコンクリートのヤング係数発現およびクリープなどが影響する。
図2.7.1にひび割れリスク算定のイメージ図を示す。しかしながら,自己応力は初期材齢におけるコンクリートの物性が時間的に急速に変化するため,評価することは難しい。

図2.7.1ひび割れリスク算定のイメージ図
こうした背景から,これまでに実施された研究を大別すると以下になる。
① 拘束試験による方法
JCIのコンクリートの自己収縮応力試験方法78)に準じて試験を行い,自己収縮ひずみに起因したひび割れリスクを評価する方法②

単体の物性試験結果を用いて解析する方法
コンクリートのヤング係数,自己収縮ひずみおよびクリープひずみを個々に測定し,個々の物性値を用いて応力解析を行い,コンクリートの引張強度と対比してひび割れリ
スクの予測を行う方法③

模擬供試体を作製しひずみの測定から予測する方法

実構造物を模擬した供試体を作製し,ひび割れの有無を確認するとともに,鉄筋ひず
みやコンクリートひずみおよびコンクリート温度を測定し,模擬供試体に発生する応力を考察する方法

本研究では,既存のデータがない単体の物性試験と拘束試験を行い,データの蓄積からひび割れリスクの低減に関する検討を行い,その結果に基づいて決定した配合を用いた柱模擬部材を作製してひび割れの有無やひずみ測定から内部応力の予測を行い,ひび割れリ
スクの低減効果を検討することとした。
以下では,内部応力の予測方法に関する既往の研究を述べ,その解析に必要となるクリープ特性に関する研究の現況を述べる。
23

2. 7. 1

内部応力の予測方法

若材齢時の体積変化に起因した内部応力を精度よく予測する必要がある。超高強度コン
クリートの自己収縮ひずみの発現,ヤング係数発現,内部応力の変動に対応できるクリー
プ解析が必要となる。ここでは,一定持続応力下のクリープひずみから変動応力下のクリープひずみを求めるクリープ特性のモデルに関して,特に若材齢時のモデル化に関してこれまでの既往の研究を記述する。
クリープ解析法としては有効弾性係数法79)やstepbystep法80,81,82,83,84)などが提案されているが,若材齢時から生じる変動応力の算定に対しては,有効弾性係数では過大に評価することが報告80,81)されていることから,載荷時材齢に対応したクリープ係数を用いた重ね合わせの原理に基づくstep by step法の方の方が精度良く検証されることが知られている
85,86,87,88,89,90,91)°

このことから,本節では,stepbystep法について述べるO以下では,基本式を誘導し92,93)

次節において,若材齢時のクリープ係数に関する既往の研究について記述する。なお,ヤング係数発現]lに関しては,実験結果に基づくこととし,ここでの

?
至
7
‑

I

記述は省略する。
図2.7.292)は増分型step by stepの概念図を示す。

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竣

一

F

仏を ):
▼

l

瞬時弾性ひずみとクリープひずみの和は,通常の使用状態の応力範囲において,作用応力に比例するとl'<; lltji '‑Ij I,

考えられる。また,応力に起因するひずみと体積変

I

I;

I

1
l

I

≠
l

i
1

‡

l

‑

t

化によるひずみも重ね合わせることが可能である。

I
l
l

l
I

i
I

I

2

I

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1

l

従って,時間とともにコンクリートに作用応力と

l

I

I
l

I

l

1

l
一

I

物性値が変化するとき, 1軸下の作用応力とコンク

檀lk1

リートの収縮により生じる全ひずみは式(2.7.1)で示

I

一

】

)〕
I

される。

<A(T. ㌔
▼

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払恒
[
I

▼

I

I

it,十1/2 ) ‑土[(Acrc)iJ(tui/2 >tj )¥+ 」AT,as,dsfc+1/2 >tj )j」(2.7.1)

ここで,^'+1/2/ ‥区間上の終点時の実ひずみ(A‑.¥蝣蝣区間ノで生じる増分応力e^V/+l/2 >f/ / ‑1^Mll^j)w E.c,28

クリープ関数*fai′,*,‥載荷時有効材齢tjT着目有効材齢t.
2+1′2時のクリープ係数

図2.7.224

step by stepの概念図

*.y =有効材齢tj時のヤング係数
E.c,28

標準養生材齢28日のヤング係数

CAT,as,dsK'i+MIJj) : 」¥からt;i+1!2までの増分応九収縮ひずみ式(2.7.1)を用いて区間1‑1と区間ノの終点におけるひずみ差を求めると式(2.7.2)が得られる。これは区間ノの増分ひずみとなる。
(A ,), ‑ォ(ォ*+1/2主K^(y‑。+i′2)i‑¥‑ (△<Oyfc+i/2>*y)+∑ (A*. ,ノ=1 I￠fc+l/2.*/)‑♂ Hi‑¥)+i′ ,0

Ec,2%

]

・ (A*AWs )y (2‑7.2)

ここで,(A ‑),. :区間1で生じる増分実ひずみ(△ォ.),区間]'で生じるコンクリートの増分応力(△C。T,as,ds) ‑‑区酎で生じる増分収縮ひずみと温度ひずみの和式(2.7.2)より,区間7‑1までの応力,ひずみ状態が既知であり,区間)'での増分全ひず
みがわかれば,区間ノでのコンクリ‑ト増分応力(A".),は式(2.7.3)となるO

ー‑cfc+i/2)‑ ‑‑cfcy.‑0+1′(2.7.3)+(蝣△".),

式(2.7.2)と式(2.7.3)に示すように,増分型stepbystepは各時間ステップの応力変動を考慮したクリープ解析であることに特徴を有する。図2.7.392)は増分型stepbystepの解析結異と測定した結果の例を示したもので引張側あり,解析値と測定結果とがほぼ一致

J〜
1こて

∈

しており,本解析手法において定量的1‑に予測することが可能であると考える。

蝣R

哩
e

このことから,増分型stepbystepの解析方法は,超高強度コンクリートの若

0

痩
F‑0.5

材齢時の応力変動が大きい場合には適bs:
蝣H

正な評価方法といえる。水結合材比

ー1

10

圧縮側

23%において,低熱セメントと膨張材

材齢(t+1日)および収縮低減剤を用いた拘束試験にNC:普通セメント‑水セメント30%

おいて低減効果が確認され,また,本NES:普通セメント+膨張材一水セメント30%

解析手法において予測可能であること

図2.7.3が報告93)されている。
25

収縮応力の実測値と解析値との比較

2. 7. 2

クリープ(1)圧縮クリープ式(2.7.2)より,クリープ係数の適正な評価が必要であり,特に高強度コンクリートでは
若材齢時のクリープひずみの評価が必要となるO高強度コンクリートのクリープ係数の若材齢時に関する研究はほとんどないのが現状である。しかし,一般的にはクリ‑プ係数は圧縮強度が高いほど小さくなる傾向があることから,水結合材,圧縮強度および相対湿度を用いたクリープ予測式が提案されている66,95) 80N!mm2以下の高強度コンクリートのクリープ予測式としては, MC9066), ACI20996), EUROCODE297)土木学会98), Bazant99)などがある。これによるとMC90, ACI, EUROCODE2およびBazantはクリープ係数で, 」二木
学会式は単位応力あたりのクリープひずみで予測している。予測値はクリープ係数の最終値と時間関数を乗じた式となっている。これらの予測方法は国内外の実測値から低強度か
らの80N/mm2範囲においてクリープをほぼ±40%で予測できることが確認されている
100,101)ここで, MC90においては,時間関数の中にクリープの進行速度を決める係数を取り入れている特徴を有しており,若材齢になるほどクリープが急速に収束する結果102,103)
から,若材齢時のクリープ予測の精度を高めるために有効な方法である。
式(2.7.4)はMC90のクリープ式を示す。
{t ‑to)/to・0.3<fi(t,t。) ‑ 0。

(2.7.4)ph +{*‑古。M

ここで<j>(t,t,)はクリープ係数,舶まクリープ係数の終局値, PHはクリ‑プ進行速度を表す係数, tは有効材齢(冒)>txは1日, i.は載荷時有効材齢(日)をそれぞれ示すo

ここで, MC90のβ〟は仮想部材厚と湿度の関数で標記されており,この式を高強度コン
クリートの若材齢時にあてはめた場合に評価できないとする報告60)がある。図2.7.4104)
はクリープ係数の実測値とMC90の予測値を示したものであり, MC90の予測値は実測値と比較して小さく予測している。このことから, β〟に関して,載荷時材齢を関数とする方法が提案されている6,102,105)図2.7.5102)は, βHを載荷時材齢の関数とし,クリ‑プ係

実測値
早

I

㍗.6

M C 900 .6 3 日

口. ‑1 .15 日o

蝣6 .9 6 B

A
4

感

賢4

g

D

I

蝣蝣蝣蝣蝣= 蝣蝣蝣'IS ^ S l
M S B B M蝣蝣蝣

蝣

一1.1SB

l」 3

9

t3

1

0‑63H obs.

サ

obs.

6.96日DOS.

‑0.S3B cal.

I

=ヽ

コ

小2

tL.

0

K t<ォ
;壁

・サ サ

. I. . .

O.s a c81.

2‑1.15日cal.
l‑I‑a cat.
6.96日cal.

人人人

10

15

‑‑‑‑.ヰ

.‑ .ll

I

0

20

25

30

a cal.

35

有効樹齢く日)図2.7.4

実測値とMC90予測値との比較

図2.7.526

実測値と改良MC90予測値との比較

数を予測した結果を示したものであり,予測値と試験結果とがよく○ N C (W / C = 0 .3 )一致する結果を示している。

△ H C (W / C = 0 .2 5)□N E S (W / C = 0 .3)

また,高強度コンクリートの若材
齢時の発現が混和剤量やセメント種別により異なるため,凝結時間などが配合ごとに異なり,載荷時
材齢はこの影響を加味する必要が
0.0

0.2

0.4

.

あるため,圧縮強度発現(V4)Ec(tO)/Ec,28を関数とする方法106)ぉよびヤン(βH)

グ係数発現(EJE2i )93,94,103)など‑■" i " ■■ 績輸 ■〇〇 〇" ■○○ ■輸 ■l
O N C (W / C = 0 .3)が提案されている.図2.7.693)は,

D N E S (W /C = 0.3)

△ H C (W / C = 0 .2 5)
蝣e‑

8

&

ヤング係数発現PHと4.の回帰式

0.8

l
A
l

票6
I

と実測値を示したものであり,前述の解析結果はこの回帰式を用いた結果であり,実験値と予測値と

l
l
l
1

s‑4
n匡
S&

2

r
l
‑

0

がよく一致していることが認めら

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Ec(tO)/Ec,28

れる。 Qoに関してもヤング係数発(.MM

現での評価が行われている。本研

NC:普通セメントー水セメント30%

究における超高強度コンクリート

NES:普通セメント+膨張材混入一水セメント30%のクリープに関する評価に関して

HC:早強セメントー水セメント25%

もヤング係数発現に基づき検討することとした。

図2.7.6ヤング係数発現とβHおよびQoの関係(2)引張クリープ
自己収縮ひずみに起因して発生する引張応力を予測するため,本来であれば引張クリー
プを用いて評価することが望ましい。しかし,供試体に均等な引張力を与えるなどの実験の困難さや引張ひずみが小さいために計測の難しさなどから引張クリープに関する検討はほとんどないのが現状であり,引張クリ‑プに関しては圧縮クリープと比較して明確にされていない。若材齢時の圧縮クリープと引張クリープとの比較を既往の研究でみた場合にも,圧縮クリープ係数は引張クリープより大きく,かつ,その傾向は応力強度比が小さいほど大きくなるとする報告がある107,108)。一方において,それとは反対に引張クリ‑プの大きいとする報告(単位引張応力クリープひずみが単位圧縮応力ひずみの0.75倍,引張ヤング係数が圧縮ヤング係数の1.15倍からクリープ係数を推定すると引張クリープ係数は
圧縮引張クリープ係数の0.86(‑0.75×1.15)倍)報告109,110)があるO さらに,単位引張応力ク
リープひずみと単位圧縮応力ひずみに差がほとんどないとする報告Ill)がある。本研究では,
27

本研究に近い既往の研究94)において実験値と予測値とがほぼ一致していることから,圧縮
クリープと引張クリープとを同じとして取り扱うこととした。

(3)

膨張材を混入したコンクリートのクリープ性状

膨張材がクリープ係数に及ぼす影響に関しては(1)の圧縮クリープの図2.7.6に示す
ように膨張材の混入の有無(凡例NEとNES)によりクリープ性状に差がほとんどないことが考えられる。ただし,膨張材を混入したコンクリートのクリープ係数は,載荷材齢2日以降は無混入のコンクリートとほぼ等しい結果となったが,若材齢時(材齢o・5日と1日)のクリ‑プ係数は無混入と比較して大きくなる結果を示す報告112)があるoこの報告における配合の水セメント比は45%であり,超高強度コンクリートの領域でないが,若材齢時のクリープ挙動に関しては留意する必要がある。

2. 7. 3

模擬実物供試体を用いた試験による研究

コンクリートの高強度化に伴い,温度応力ばかりでなく,自己収縮ひずみの引張応力も加味されるために部材のひび割れリスクが高まることが多く指摘されている。こうした背景から,模擬実部材を作製して鉄筋ひずみなどの計測結果から部材に発生している応力を検討している60,89,92)が,その検証例は少ないのが現状である。水結合材比22%における実部材の発生応力を予測するためには自己収縮ひずみの温度依存性を考慮する必要があるとする報告がある92)。また,水結合材21.5%とした冬期と水結合材23.0%とした夏期による柱模擬部材試験により夏期に方が自己収縮ひずみによるひび割れリスクが高くなることを報告している89)図2.7.7113)は,最近の研究における水結合材比13%有筋柱模擬部材のひび割れ観察をした結果であり,有筋柱模擬部材内部にひび割れが発生したことを示すoまた,最近の研究において,水結合材比16%とし,無筋柱模擬部材を用いた収縮低減剤を用いた自己収縮ひずみの低減効果に関する検証を行い,収縮ひずみの低減効果があることが報告されている114)
水結合材比20%を下回る自己収縮ひずみを低減した超高強度コンクリートの自己収縮ひずみの温度依存性や自己収縮ひずみに起因した拘束応力を把握する必要があるが,模擬実部供試体を用いた低収縮化の検討はほとんどないのが現状である。

図2.7.7 超高強度コンクリート柱模擬部材のひび割れ状況
28

2. 8

現状の問題点

本章では,本研究に関連した既往の研究に関する現況についてまとめたOを以下にまとめる。

現況の問題点(1)高強度コンクリートの自己収縮ひずみに関する発生機構に関しては多くの知見を得ている。また,セメント種別やシリカフユームが自己収縮ひずみの発生量に与える影響に関しても基礎的知見が得られている。しかしながら,これらの多くが水結合材比20%以上の知見であり,水結合材比20%を下回る超高強度コンクリー
トに知見はほとんどないのが現状である。
(2)自己収縮ひずみに関する基礎データの多くが練上がり温度と養生温度を20℃とした知見であり,練上がり温度や水和熱に起因したコンクリート温度上昇量が自己収縮ひずみ発現や自己収縮ひずみ発生量に与える影響に関する検討はほとんどないのが現状である。
(3)自己収縮ひずみや収縮応力を低減する方法として,物理的な膨張ひずみの付与,
表面張力の低減および内部養生方法などの知見が得られている。しかしながら,
水結合材20%を下回る超高強度コンクリートに関する自己収縮ひずみの低減効果に関する知見がほとんどないのが現状である。また,膨張材を使用したモルタルに関しては未反応膨張材の後膨張ひずみの発生に関する知見を得ているが,コンクリートとしての性状に関する知見がほとんどないのが現状である。
(4)内部養生方法として,高含水率の軽量骨材を使用する方法があるが,天然粗骨材との置換率を高めた場合に圧縮強度の低下が認められた。軽量骨材より破砕値が大きく,高含水率な廃瓦粗骨材を超高強度コンクリートの収縮ひずみや収縮応力の低減方法に有効な手段と考えられるが,基礎的性状が明らかになっていない。
(5)練上がり温度や水和熱に起因したコンクリート温度上昇量が各種自己収縮ひずみ
や自己応力の低減方法による低減効果に与える影響に関する検討はほとんど行われていないのが現況である。
(6)ひび割れリスクを予測するためには,部材に発生する内部応力を予測する必要があるが,この予測に必要となる超高強度コンクリ‑トの若材齢時のクリープ特性に関する検討はほとんどないのが現況である。

29

第2章 参考文献
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AUTOGENOUS SHRINKAGE OF CONCRETE, JCI, pp.233‑244, 199875)萩原伸治,桝田佳寛,中村成春‥高強度コンクリートの若材齢における線膨張係数に関する実験,日本建築学会構造系論文集,第572号

pp9‑16, 2003

76)寺本篤史,宮地友也,丸山一平,鈴木雅博:超高強度コンクリートの若材齢線膨張係数に関する研究,コンクリート工学年次論文集

Vol.29, No.l, pp.633‑638, 200777)鈴木雅博,河野広隆,渡辺博志,田中良樹:コンクリートの引張強度に及ぼす載荷速度の影響,コンクリート工学年次論文集

Vol.21, No.2, pp.649‑654, 200778)日本コンクリート協会:コンクリートの自己収縮研究委員会報告書

pp.58‑60, 2002

79)佐藤良一,氏家勲,手塚政男,吉本徹:持続荷重を受けるRC曲げ部材の変形・ひびわ
れ,コンクリート工学年次論文集 Vol.9, No.2, pp.217‑222, 1987
80)佐藤良一,氏家勲,鈴木雅博,湊英一‥応力履歴を考慮したRC曲げ部材の変形解析法,
コンクリート工学年次論文集 Vol.12, No.2, pp.239‑244, 1990
81)佐藤良一,氏家勲,鈴木雅博,湊英一:RC部材の変形、応力の長期挙動,コンクリ
ト工学年次論文集 Vol.13, No.2, pp.287‑292, 1991
82)佐藤良一,氏家勲,湊英一,北条泰秀:長期のRC曲げ部材における変形と付着に関する研究,コンクリート工学年次論文集 Vol.14, No.2, pp.63‑68, 1992
83)Sato, R., Dilger, W.H. and Ujike, I : Deformations and Thermal Stresses of Concrete Beams
Constructed in Two Stages, Proceedings of the International RILEM Symposium on Thermal
Cracking in Concrete at Early Ages, Munich, Germany, pp.313‑320, 1994

84)佐藤良一,氏家勲,鈴木雅博,北条泰秀‥鉄筋コンクリート曲げ部材の長期変形挙動およびその解析法に関する研究:土木学会論文集 No.634, V‑45, pp.27‑41, 199985)日本コンクリート工学協会:自己収縮研究委員会報告書, pp.8ト190, pp.203‑210, 1996
86) JCI : Autogenous Shrinkage of Concrete, Tazawa, E. (ed. ), E & FN Spon, pp.27‑38, 1999
87) Sato, R., Xu, M. and Y, Yang : Stresses of High‑Strength Concrete Due to Autogenous
Shrinkage Combined with Hydration Heat of Cement, Third CANMET/ACI International
Conference on High‑Performance Concrete, Kuala Lumpur, Malaysia, SP‑172‑44, pp.837‑852

88)今本啓一:超高強度鉄筋コンクリート架構試験体に生じたひび割れ.に関する‑検討,日本建築学会構造系論文集,第495号

pp.1‑8, 199789)今本啓一‥高強度コンクリート実物大の自己収縮応力に及ぼす水和熱の影響,日本建築学会構造系論文集,第503号

pp.17‑22, 1998

90)今本啓一:コンクリ‑トの自己収縮応力予測法,材料設計とコンクリート構造物の性能に関するシンポジウム・論文集,日本コンクリート工学協会

pp.309‑314, 199991)橋田浩,黒田泰弘,山崎庸行,友揮史紀:高強度コンクリートを用いた鉄筋コンクリー
ト構造部材の初期ひび割れに関する実験ならびに応力解析,コンクリート工学論文集,
Vol.10, No.l, pp.5ト63, 19993492)正木聡,伊藤秀敏,河金甲,丸山‑平,谷村充:高強度コンクリートにおける膨張応力の3次元有限要素クリ‑プ解析,膨張コンクリートによる構造物の高機能化/高耐久化に関するシンポジウム・論文集,日本コンクリート協会

pp.18ト188, 200393)Sato, R., Tanaka, S., Hayakawa, T., Tanimura, M. : Experimental studies on reduction of
autogenous shrinkage and its induced stress in high‑strength concrete, "SELF‑DESCICCATION
AND ITS IMPORTANCE IN CONCRETE TECHNOLOGY, Proceedings of the Second
International Research Seminar in Lund, 1999, pp.163‑171
94)H. Ito, I. Maruyama, M. Tanimura, and R. Sato : Early Age Deformation and Resultant Induced
Stress in Expansive High Strength Concrete, Journal of Advanced Concrete Technology, Vol.2,
No.2, pp155‑174, 2004
95)Roy, R. L., F. D. Larrard, G. Pons : The after code type model for creep and shrinkage ofhigh‑performance concrete, 4th International Symposium on the Utilization of High‑Strength /High‑Performance Concrete, pp.387‑396, 199696)ACI Committee : Prediction of Concrete, Shrinkage and Temperature Effects in Concrete
Structures, 1982
97)PrEN 1992‑1 (Final draft) : Eurocode 2 Design of concrete structure ‑ Part 1: General rules
and rules for buildings, CRN, 2001

98)土木学会:コンクリート標準示方書[設計編], pp50‑53, 200799)Bazant, Z. P. and Baweija, S : Creep and shrinkage prediction model for analysis and design ofconcrete structures ‑ Model B3, Materials and Structures, RIREM, Vol. 28, pp.357‑365, 1995

100)阪田憲次,椿龍哉,井上正一,綾野克紀:高強度域を考慮できる乾燥収縮ひずみおよびクリープ予測式の提案,土木学会論文集 No.690, V‑53, pp.ト19, 2001
101)綾野克紀:クリープの予測手法とその精度の現状,コンクリート工学 Vol.43, No.5,
pp51‑55, 2005

102)宮津伸吾,大谷博,今本啓一,佐藤良一:超高強度コンクリートの若材齢におけるクリープ係数,土木学会第51回年次学術講演会 V‑5, pp‑578‑579, 1996103)橋田浩,山崎庸行:初期高温履歴を受ける高強度コンクリート構造体の自己収縮応力の算定法に関する検討,日本建築学会構造系論文集,第537号, pp7‑12, 2000
104)日本コンクリート工学協会‥自己収縮研究委員会報告書

pp.111, 1996105)楊楊,許明,佐藤良一,手塚正道:高強度コンクリートの収縮及びクリープ,第7回
プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論文集

pp.817‑822, 1997

106) Larrard, F. : Creep and Shrinkage of High‑Strength Concrete Field Concrete, ACI SP‑121,
pp.577‑598. 1990

107)平本昌生,大矢桂史郎,グプタ

スプラティツク,梅原秀哲:若材齢コンクリートの

クリープの材齢および載荷応力依存性,コンクリート工学年次論文集

Vol.19, No.l,

pp.775‑780, 1997

108)大矢桂史郎,服部達也,梅原秀哲:若材齢コンクリートの圧縮クリ‑プと引張クリープの比較に関する研究,土木学会論文集

No.599, V‑40, pp.105‑117, 1998^s109)萩原伸治,中村成春,桝田佳寛,河野政典:高強度コンクリートの若材齢における力学特性と圧縮および引張クリープ挙動に関する実験的研究,コンクリート工学論文集,
Vol.ll, No.l, pp.39‑50, 2000

110)萩原伸治,桝田佳寛・中村成春:高強度コンクリートの若材齢クリープ挙動に関する実験的研究,日本建築学会構造系論文集,第552号 pp.3ト36, 2002Ill)小津満津雄,国森亮平,車戸勝巳,森本博昭:若材齢高強度コンクリートのクリープ特性に関する基礎的研究,コンクリート工学年次論文集 Vol.22, No.2, pp.631‑636, 1997
112)百瀬晴基,関田徹志,溝捌利明,三橋博三:膨張材を用いたコンクリートのクリープ
性状に関する研究,日本建築学会構造系論文集,第608号 pp.ト7, 2006
113)片寄哲務,高森直軌西田浩和,寺岡勝:高強度コンクリートの若材齢における力学
特性と自己収縮挙動,コンクリート工学年次論文集 Vol.28, No.l, pp.497‑502, 2006
114)黒岩秀介,渡逓悟士,陣内浩,並木哲:収縮低減剤を用いた150N/mm2級コンクリー
トの諸特性,日本建築学会大会学術講演梗概集 pp.89‑90, 2006

36

第3章
3. 1

超高強度コンクリートの自己収縮ひずみ低減化の検討

はじめに

本章では,シリカフユームと低熱セメントを用いた水結合材比20%を下回る超高強度コ
ンクリートの収縮低減方法を実験的に検討した結果を述べる。自己収縮ひずみの低減方法
は,物理的な膨張ひずみを与えるための膨張材,表面張力を低減するための収縮低減剤および内部養生方法の骨材として廃瓦粗骨材をそれぞれ用い,超高強度コンクリートの自己収縮ひずみの低減効果を実験的に検討した。膨張材に関しては,未反応の膨張材の後膨張
ひずみの懸念があるため,単位膨張材量を変化させた実験を行い,使用する単位膨張量の検討を行い,その後に,各収縮低減方法および各収縮低減方法を組合せた検討を行った。
なお,本研究では,コンクリートの圧縮強度の目標を150N/mm2に設定するために水結合材比を15%として検討を行った。検討は,養生温度を20℃一定とした場合の基本特性を把握することを目的とした。ただし,単位膨張量の検討に関しては,練上がり温度や温度上昇量の影響を勘案するため,コンクリートの温度履歴の影響に関しても検討した。
3. 2

膨張材種別による予備試験

本研究においては,膨張材は低添加型膨張材を使用することとした。低添加型膨張材はエトリンガイトー石灰系と石灰系の2種類ある。本研究で使用したシリカフユームと低熱
セメントとのプレミック品を使用した水結合材比19%における試験において収縮低減効果が高い結果を示した膨張材を本研究における水結合材比15%にも用いることとした。ここでは,水結合材比19%の試験について述べる。ただし,配合種別や養生条件などにより結果が異なることも考えられるため,水結合材比15%に関して別途試験を行う必要があると考えるが,本研究では水結合材比19%の結果による膨張材種別とした。なお,本試験は自己収縮ひずみを極力抑制するために実施した試験であり,後述する単位膨張量による後膨張の検討を実施せずに行った予備試験である。

3. 2. 1 実験概要
(1)使用材料と配合
表3.2.1と表3.2.2に使用材料と鉱物組成をそれぞれ示す。表3.2.2に配合表を示す。
表3.2.1使用材料
セメント 低熱ボルトランドセメント

密度:3.22 g′cm

比表面積 3540 cm z′gL

吸水率 0.70 % ,FM :2.84

S

細骨材

岩間産砕砂

粗骨材

岩間産砂岩砕石

表乾密度‥2.75 g/cm ' 吸水率 1.30 % ,FM :9.62

G

高性能減水剤

ポ リカルボン酸系

SP‑
エ トリンガイ ト石灰複合系‑ 密度:3.05 g′
cm 3

D
E Ⅹ1

石灰系‑ 密度 3.16 g′
cm 3

EX 2

混和剤

混和材

消泡剤
膨張材
シ リカフユーム

表乾密度‥2.66 g′cm

密度:2.23 g′cmm

比表面積‥18.6 m '′g

SF

表3.2.3 配合表
単位量(kg/m3)

膨張材

W/

タイプ

(SFLC+ EX)

S F L C 19

‑

0 .19

160

8 42

S F L C 19 E 1

EX 1

0 .19

160

807

S F L C 19 E 2

EX 2

0 .19

16 0

80 7

配合名

SFLC EX*

SP/(SFLC

D/(SFLC+EX**)+EX**)

62 9853

0 .0 130 .0 0 0 10

35

62 9

8^j

0 .0 130 .0 0 0 10

}S

6 30

85 3

0 .0 130 .0 0 0 10‑

・:L+SFのプレミックス晶,**:膨張材
セメントには,低熱ボルトランドセメント(記号L)を使用した。混和材には,シリカフユーム(記号SF)を使用した。なお,セメント種類Lと混和材SFを混合する配合では, Lの重量の10.6%を混和材SFにあらかじめ置換したプレミックス材(記号SFLC,密度3.08g/cm"
比表面積6210cm2/g)を使用した。
練混ぜは55リットル2軸強制ミキサを使用し, 1バッチの練量は45リットルとしたo
練混ぜはSFLCと細骨材および膨張材の空練りを15秒行い,その後に水と混和剤を添加してモルタル練りを90秒行い,最後に粗骨材を投入してコンクリート練りを90秒とし,排出した。

(2)試験方法
供試体寸法は150×150×530mmとし,自己収縮ひずみを測定した。
養生は実部材を想定し,厚さ300mmの発泡スチロール型枠を用いた簡易断熱養生とした。養生状況を図3.2.1に示す。練上がり温度は20℃とし,練上がり後に発泡スチロ「ル型枠に打設し,測定終了時まで実施した。
ひずみの測定は,供試体中央部に埋設した低弾性型(弾性係数:約40N/mm)の埋込みひずみ計を用いて行った。コンクリートの温度変化に伴う体積変化は,コンクリートの中心部に設置した熱電対にて測定した温度変化をJCI案1)に準拠し,線膨張係数10×10‑6として補正した。

蓋

ポリスチレンフイルム 埋込みひずみ計(平面図)

テフロンシート(断面図) (UNITrmm)

図3.2.1簡易断熱養生における自己収縮ひずみ測定状況
38

80
70
l

o60

C)
×

酎o

碕
2ト
5
豊
s
iu
lⅢ

†40

京30
n20
10

10

12

14

10

有効材齢(日)図3.2.23. 2. 2

20

30

40

50

有効材齢(日)コンクリートの温度履歴

図3.2.3自己収縮ひずみの経時変化

実験結果

図3.2.2にコンクリートの温度履歴を,図3.2.3に自己収縮ひずみをそれぞれ示す。本
試験の範囲内では,供試体名「SFLC19El」の自己収縮ひずみの低減量は,供試体名「SFLC19E2」より大きくなる結果となり,本研究の範囲内ではエトリンガイト石灰複合系の膨張材に高い収縮低減効果が認められた。本研究での目的の1つである実構造物のひび
割れリスクの低減から,コンクリートの温度履歴のある条件下ではエトリンガイト石灰系
複合系膨張材において高い収縮低減効果が認められたことから,本研究ではエトリンガイ
ト石灰複合系の膨張材を選択することとした。

3. 3

単位膨張量の検討

3. 3. 1

実験概要

(1)実験フロー
ここでの実験は後膨張ひずみを生じない単位膨張材量を把握することを目的に実施した。
図3.3.1に実験フローを示す。後膨張ひずみの影響に関する検討は,最初に水和反応に起因したコンクリート温度履歴による影響に関する実験, 20℃一定とした単位膨張材量をパラメータとした実験,最後に後膨張ひずみの発生が高いコンクリート温度条件での水中養生条件での実験を行うことにより実施した。なお,既往の研究2)において,膨張材と収縮低減剤と併用した場合に収縮ひずみの低減効果がより高まるとする報告から,収縮低減剤と併用した配合において検討した。

水中養生試験

図3.3.1単位膨張材量の検討フロー39

(2)使用材料および配合
表3.3.1と表3.3.2に使用材料と鉱物組成をそれぞれ示すo表3.3.3には配合表を示す。
セメントには,低熱ボルトランドセメント(記号L)を使用した。混和材には,シリカフェーム(記号SF)を使用したoなお,セメント種類Lと混和材SFを混合する配合では, Lの重量の10.5%を混和材SFにあらかじめ置換したプレミックス材(記号SFLC,密度3.08g/cmJ,
比表面積6330cm2/g)を使用した。粗骨材のかさ容積を0.53m'/m3(水結合材比15%の場合はかさ容積を固定)(本検討では,単位体積重量530×0.59×2.96‑940kg/m3)と固定したo空気
量は2%としたO膨張材は結合材の一部とし,収縮低減剤は単位水量の一部としたO
練混ぜは100リットル2軸強制ミキサを使用し, 1バッチの練量は80リットルとしたo
練混ぜはSFLCと細骨材および膨張材の空練りを15秒行い,その後に水と混和剤を添加してモルタル練りを240秒行い,最後に粗骨材を投入してコンクリート練りを60秒とし,排出した。なお,練上がり温度10℃の配合の練混ぜに関しては混和剤の効きが遅延するため,
コンクリ‑ト練りの後に5分間ミキサ内に静置し,その後30秒練混ぜ後に排出した。
スランプフローの目標値は600±100mmとなるように混和剤量を調整した。
表3.3.1使用材料

セメント

低 熱ボル トランドセメント

細 骨材

大 月産安 山岩砕 砂

粗 骨材

盛 岡産輝 緑岩砕 石

混和剤

比表 面積 ‥
3540 cm '′g

L

表乾密 度 ‥
2.62 g′cm

吸水 率‥2.50 % ,FM ‥
2 .53

S

表 乾密度 2.96 g′cm

吸水 率 0.38 % ,FM ‥6.19

実積 率:59.9% , B S 破砕 値 ‥
7.86%

G

収 縮低 減剤

低級 アル コール 系

SR A

高性 能減 水剤

ポ リカル ボ ン酸系

SP

消 泡剤

‑
ニ トリンガイ ト石灰 複合 系I 密 度 3.05 g/cm J

膨 張材
混和剤

密度‥
3.22 g′cm

密 度 :2.23 g′cm

シ リカ フユー ム

比表 面積 18.6 m z′
g

D
EX
SF

表3.3.3 配合表(W + S R A )月配合

単 位 量 (k g′m 3)

練 上 が り SP′(S F L C +(SF L C + D ′(S F L C + E X )

w

SFL C

EX

S

E X 3 5‑R

0 .15

14 9

998

35

4 5 0 94 0

6

E X 2 5‑R

0 .15

14 9

100 8

25

4 5 1 94 0

6

E X 2 0 ‑R

0 .15

14 9

10 13

20

4 5 1 9 40

6

40

G

SR A

‑温 度 (℃ )

EX )

EX )

10

0 .0 32

0 .0 0 10

2 0 ,30

0 .0 3 0

0 .0 0 02

20

0 .0 3 1

0 .0 0 02

10

0 .0 3 020

0 .0 3 1

0 .00 0 2

表3.3.4 試験シリーズと養生温度条件

供試体名l)

配合種別

E X 3 5‑R 10 ℃ → 4 0 ℃

E X 3 5 ‑R

発 泡 ス チ ロI ル を 用 い た 簡 易 断 熱 養 生

膨 張 材 の コ ン ク I E X 35 ‑R 2 0 ℃ → 60 ℃

E X 3 5‑R

発 泡 ス チ ロ ール を用 い た簡 易 断 熱 養 生

ト温 度 依 存 性

E X 35 ‑R 3 0 ℃ → 7 0 ℃

E X 3 5‑R

発 泡 ス チ ロ ール を用 い た簡 易 断熱 養 生

E X 3 5‑R 20 ℃ d 定

E X 35 ‑R

0℃ 室 内 試 験(封 繊 養 生 )E X 2 5⊥
R 20℃ 】 定

E X 2 5 ‑R

20 ℃ 室 内 試 験(封 賊 養 生 )E X 20 ‑R 2 0 ℃ 一 定

E X 2 0 ‑R

0℃ 室 内試 験(封 械 養 生 )試験シリーズ

単 位 膨 張材 量

E X 20 ‑R 10 ℃ → 4 0℃
冬期 実 部材 の コン

(水 中 )

ク リ ー ト温 度 を 模 E X 2 0 ‑R 10 ℃ → 60 ℃
擬 した 水 中養 生

(水 中 )E X 2 0 ‑R 10℃ (水 中 )E X 2 0 ‑R

E X 2 0‑R
E X 20 ‑R

養生温度条件材 齢 7 日ま で 冬 期 実 部 材 の コ ン ク リー トの 温 度 履 歴 を 模 擬 し, 材 齢 7 日以 降 は
0℃ 水 中養 生
口熱 養 生 ∠)した冬 期 実 部 材 の コ ン ク リー
トの 温 度 履 歴 を 模 擬 , 材 齢 7 日 以 降 は
0℃ 水 中 養 生
材 齢 7 日ま で 10 ℃ 封 械 し , そ れ 以 降 は
0℃ 水 中養 生

注1)供試体名は, 「一定」の記述が供試体名にある場合には,配合名と練混ぜから養生まで記述の室内温度で実施したことを意味し,その他の供試体名の場合には配合,フレッシュコンクリートの練上がり温度の目標値(以下,目標練温),設定したコンクリートの目標最高温度を示す。また,供試体名に(水中)がある場合には供試体を水中養生したことを意味する。
注2)加熱養生は製品を打設した後にシートで覆い,シートをはずし,脱枠するまでの期間にシート内を蒸気により所定の温度となるように加熱した養生をここでは意味する(3)試験シリーズと試験方法
本試験は,膨張材のコンクリート温度依存性と単位膨張材量による長期材齢による後膨張の有無を検討するために実施した。表3.3.4に試験シリーズ,供試体名,養生温度条件
および試験項目を示す。練混ぜから養生まで一定室内温度で実施した供試体は供試体名に「一定」の記述を加えた。その他の供試体名は配合,フレッシュコンクリートの練上がり
温度の目標値(以下,目標練温と示す)および目標としたコンクリートの最高温度を示す。
なお,供試体名「EX20‑R10℃‑40℃(水中)」と「EX20‑R10℃‑らo℃(水中)」に関しては,
温度湿度制御槽(以下,チャンバー)を用いてコンクリートの最高温度を制御した。また,
供試体名に(水中)がある場合には供試体を水中養生したことを意味する。
試験は,最初に膨張材のコンクリートの温度履歴の差異による後膨張ひずみの有無を確認し,次に単位膨張材量の検討を行い,最後に,水中養生条件で試験を実施し,後膨張ひずみの有無を確認した。水中養生を実施した理由は,未反応の膨張材が外部の水の硬化体
内部‑の浸透により後膨張ひずみが最も生じやすいと考えたからである。
また,冬期においては,凍害を防止する目的から蒸気による加熱養生(以下,加熱養生と示す)を実施する場合があるため,柱部材模擬温度履歴養生とは別に最高温度の設定を60℃とした加熱養生した試験も併せて実施した。図3.3.2に最高温度60℃としたチャンバー内の設定温度を示す。チャンバー内の設定温度は,後述する供試体名「EX35‑R10℃‑40℃」の練上がり温度10℃の簡易断熱養生した供試体のコンクリート温度の結果を参考に設定した。

41

(4)供試体の作製方法と測定方法
供試体寸法は発泡スチロールを用いた供試体においては125×125×1200mmとし,そ70

れ以外の供試体において100×100×400mm

660
CIとし,それぞれ自己収縮ひずみを測定した。

毎50

なお,このコンクリート温度履歴は部材寸法

讃40

900×900×1100mm部材の中心温度経時変化

忌畠30
20

は,最高温度まではほぼ一致し,最高温度か10ら外気温度までに関しては簡易断熱温度上昇

0

した供試体の方が若干高いコンクリート温度

0

1

材齢(日)

になることが事前の試験で確認している(図図3.3.23.3.3参照)0
ひずみの測定は,供試体中央部に埋設した線上がり温度10‑Cの最高温度60‑Cの設定温度

低弾性型(弾性係数‥約40N/mm )の埋込みひずみ計を用いて行った。コンクリートの温度変化に伴う体積変化は,コンクリートの中心部に設置した熱電対にて測定した温度変化をp
M

JCI案l)に準拠し,線膨張係数10×10‑6として50

g.弓 4017補正した。

3. 3. 2

60
6‑

1

⊃ 30
小
A 20

実験結果および考察nlO(1)コンクリートのフレッシュ性状とコン
クリート最高温度

0

表3.3.5にコンクリ‑トのフレッシュ性状

1

2

3

4

5

6

7

8

材齢(日)

と最高温度を示す。
図3.3.3

実部材コンクリートと簡易断熱養生供試体との温度履歴比較
表3.3.5フレッシュ性状およびコンクリートの最高温度
空 気 要

ス ラ ン プ

一 コ ン ク リ ー ト 温 度 (℃ )供 試 体 名フ ロ ‑(c m )(% )練 上 が り温 度

最 高 温 度E X 3 5 ‑R 1 0 ℃ → 4 0 ℃

6 6 .5 ×6 3 .0

2 .7

1 3 .04 3 .0E X 3 5 ‑R 2 0 ℃ → 6 0 ℃

6 6 .0 ×6 3 .5

2 .3

2 2 .55 6 .0E X 3 5 ‑R 3 0 ‑C ^70 C

6 8 .0 ×6 7 .0

2 .1

3 3 .06 5 .5

E X 3 5 ‑R 2 0 ℃ 一 定

6 2 .0 ×5 9 .5

2 .3

2 2 .5

2 4 .8E X 2 5 ‑R 2 0 ℃ 一 定

5 6 .5 ×5 8 .5

1 .3

1 9 .42 2 .7

E X 2 0 ‑R 2 0 ℃ 一 定

6 5 .0 ×6 5 .0

1 .8

2 3 .92 3 .9E X 2 0 ‑R 1 0 ℃ → 4 0 ℃ (水 中 )6 2 .0 ×6 5 .0

1 .8

1 4 .44 0 .5

E X 2 0 ‑R 1 0 ℃ → 6 0 ℃ (水 中 )6 3 .0 ×6 3 .5

2 .0

1 3 .96 0 .0E X 2 0 ‑R 1 0 ℃ (水 中 )6 2 .0 ×6 5 .0

1 .8

1 5 .6

15 .6

42

くD
i

C〉

660
嘩50

〉く

Q

盲
恥、
畠
輩

監

†40
t‑

Dく
云≡i

示30
,1
n

rU
1Ⅲ

20
10
0

10
0

1

2

3

4

5

6

7

8

材齢(日)

図3.3.4

収縮

膨張材のコンクリート温度依

図3.3.5100

1000

有効材齢(t+1日)

各コンクリート温度履歴によ存性試験の供試体温度る後膨張ひずみの有無(2)膨張材のコンクリート温度依存性
図3.3.4に試験シリーズ「膨張材のコンクリート温度依存性」の各供試体のコンクリー
ト温度履歴を示す。
図3.3.5に自己収縮ひずみの経時変化を示す。同図の材齢は式(3.3.1)に示すMC90の有効材齢として標記し,温度依存性を検討することとした。

nt。およびt‑軍△tiexp 13.65‑
i

ここに

4000
(3.3.1)273+ 7W,)/7Tn

a.は係数, △tr一温度がT(℃)である期間の日数

T。‑l℃

本研究においては,コンクリートの応力に関わる収縮量を考察する目的から時間軸原点
を拘束応力の発生する時点としている。
供試体名「EX35‑R10℃‑40℃」と「EX35‑R20℃一定」において材齢100日以降に急激な後膨張ひずみが発生した。膨張材による膨張量は練上がり温度と温度上昇量による影響を受け、両者の温度が高いほど膨張材の反応が早く,かつ、大きくなるとする報告3)や膨張材の作用機構は膨張材による水和反応生成物による毛細管空隙生成であるとする報告がある4)。このことから,練上がり温度が高く,温度上昇量が高い場合には,膨張材の水和反応が速く,コンクリートの剛性が比較的小さい若材齢時で膨張材による毛細管空隙を生成したのに対して、練上がり温度が低く、温度上昇量が低い場合には、コンクリ‑ト水和がほぼ終了した時点においても,膨張材の水和が進行したため,膨張圧が増加し,膨張材
周辺にマイクロクラックが発生したことが推定される。このため,剛性が低下し,膨張ひずみが増加したことが考えられる。ただし,水結合材15%であり,自己乾燥が大きく,かつ,外部の水分補給がない封賊養生であり,後膨張ひずみの発生メカニズムについては今後さらに検討していく必要があると考える。
43

膨張材による膨張ひずみ量には温度7.
.

依存性があり,練上がり温度が低い場
合に後膨張ひずみの発生が懸念される

(
くlつ
I

ため,単位膨張材量の検討を行うこと

C)
〉く

とした。

(3)単位膨張材量
供試体名「EX35‑R10℃‑40℃」と「EX35‑R20℃一定」において材齢100

義
恥
畠
壁

m
300

Pく
̀=r
n」
‖

600

‑0 ‑EX25‑R20ー
C‑定
ld■
ー
EX20‑R20ー
C‑戻900

日以降に急激な後膨張ひずみが発生し10た。本節では,室温20℃におけて後膨張ひずみを発生しない単位膨張材量を把握することを目的に単位膨張材量をパラメータとした試験を実施した。
図3.3.6に自己収縮ひずみの経時変蝣,J.J.ォ
mi
i^
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KMぴ
:
ォ
牀
ォ
」
naa▼

収縮

図3.3.6化を示す。供試体「EX25‑R20℃」において有効材齢100日おいて後膨張ひず

80みが発生したが,供試体「EX20‑R20℃」
においては有効材齢660日においても

〇60

100

1000

有効材齢(t+1日)

20‑C一定室内による単位膨張材量をパラメーターとした自己収縮ひず
みの経時変化

70

°

遠50
g.弓

後膨張ひずみが発生しない結果を得た。

†40
ヽ

小30
,1

n

(4)冬期実部材のコンクリート温度を模擬した水中養生
ここでは,練上がり温度10℃におけ

20
10

10

る単位膨張材量20kg/m3とした自己収縮ひずみの経時変化に画する検討を述べる。練上がり温度10℃の水中養生供材齢(t十1日)

図3.3.7練上がり温度10℃における水中養生
供試体のコンクリート温度履歴

試体の結果を述べる。水中養生による自己収縮ひずみを実施した理由は未反
応の膨張材が外部の水の硬化体内部‑の浸透により後膨張ひずみが最も生じやすいと考えたからである。
水中養生した各供試体のコンクリー
ト温度の経時変化と収縮ひずみの練り
混ぜ直後からの経時変化をそれぞれ図3.3.7と図3.3.8に示す。水中養生開

t

C>
×

竃
恥、
3
m
Pく
̀=r

始後に供試体は経時変化に伴い膨張ひずみが漸増する傾向を示したが,極端な後膨張ひずみは材齢520日まで生じない結果を示した。今回検討した水結

10

100

1000

有効材齢(t+1日)

図3.3.8 線上がり温度10‑Cにおける水中養生
供試体の収縮ひずみ44合材比,結合材種別の条件下においては,標準使用量である単位膨張量20kg/m3とすれば,大きな後膨張ひずみの発生はないと考えられたため,以降の検討は単位膨張材量を20kg/m3以下とした。

3. 4 膨張材と収縮低減剤による収縮ひずみ低減効果
3: 4. 1 実験概要
(1)使用材料および配合
配合EX20‑Rの使用材料は前節の表3.3.1に示す材料を用いたO配合SFLCは次節に示
す表3.5.1の使用材料を使用した。表3.4.1に配合表を示す。練混ぜは55リットル2軸強制ミキサを使用し, 1バッチの練量は45リットルとした。練混ぜはSFLCと細骨材および膨張材の空練りを15秒行い,水と混和剤を添加してモルタル練りを240秒行い,最後に粗骨材を投入してコンクリート練りを60秒とし,排出した。
表3.4.1配合表
極 上が 。

単位 量 (kg/m O(W + S耳A )/配合(SF L C + E X ) W

SFL C EⅩ

S

G

SR A

極 度 (℃)SP′(SFL C + D ′(SFL C +
E Ⅹ)

EX )

SFL C

0.15

155

1033

I

435 944

‑

20

0.028

0.0002

E X 20‑R

0.15

149

1013

20 451 940

620

0.03 10.0002(2)試験方法
供試体寸法は100×100×400mmとし,自己収縮ひずみを測定した。図3.4.1に養生方法を示す。打設後に打設面をラップで覆い,その上に濡れウェスで覆い供試体の乾燥を極力防止した。脱枠は材齢1日とし,脱枠後の養生は①封賊養生, ②材齢28日まで封械養生とし,28日以降に気乾養生,③材齢7日まで濡れウェスで覆いラップ養生した湿布養生とし,7日以降に封賊養生,および④材齢7日まで濡れウェスで覆いラップ養生した湿布養生とし, 7日以降に気乾養生とした4種類とした。4種類の養生とした理由は,自己収縮ひずみの低減効果と乾燥収縮ひずみの低減効果を検討するためである。ここでは,コンクリート
標準示方書5)の考え方に準拠し,自己収縮ひずみと乾燥収縮ひずみとの重ね合わせができることを仮定する。なお,乾燥開始材齢が3‑7日以降であれば,重ね合わせによっても誤差は25%以下であり,実用的に用いることが可能であるとする報告6)がある。このことから,材齢28日以降に気乾養生した供試体の測定ひずみ(自己収縮ひずみと乾燥収縮ひずみの和,以下収縮ひずみと示す)から封械養生した供試体の測定ひずみ(自己収縮ひずみ)との差を乾燥収縮ひずみとして区分し,検討することとした。
ひずみの測定方法は前節と同様とした。

打設
養生の
養生(a
養生③
養生庫)

供試体
作製

材齢1日 ト+

材齢7 日 ー

材齢28 ll ト
封繊養生
気乾養生

封繊養生
脱枠
湿布養生

図3.4.1養生方法
45

封繊養生
気乾養生

3. 4. 2

膨張材による自己収縮ひずみ低減効果(1)コンクリートのフレッシュ性状とコンクリート最高温度
表3.4.2にコンクリートのフレッシュ性状と最高温度を示す。
表3.4.2

フレッシュ性状およびコンクリートの最高温度
コ ン ク リー ト温 度 (℃ )

ス ランプ

空気 量

フ ロ ‑ (cm )(% )練 上 が り温 度

最 高温度

SFL C 20 C 一 定

64 .0 ×6 4 .0

1.5

2 1.3

2 5 .2

E X 2 0 ‑R 2 0ー
C 一定

6 5 .0 ×
6 5 .01.8

2 3 .9

23 .9

供試 体名

(2)自己収縮ひずみ
図3.4.2に各配合の自己収縮ひずみの経時変化を示す。水結合材15%においても膨張材と収縮低減剤を混入することにより収縮ひずみの低減効果が認められた。
また,供試体「SFLG20℃一定」では自己収縮ひずみが漸増しているのに対して,供試体「EX20‑R20℃一定」では収縮ひず‑ O ‑ SFLC

‑ a‑ EX20‑R

くD
I

C)
×

盲
恥
5
堰
響

200
400

^^ SSjm mirr^^ rrrm
IS
M叫
(頭
SiHf
ifpis

600

rU

^

niii

みの増加量が小さい結果を示した。

(3)乾燥収縮ひずみ
図3.4.3に各配合の有効材齢28日で養生方法を変更した収縮ひずみの経時変化を示す。図3.4.4に各配合の有効材齢7

10

100

1000

有効材齢(t+1日)収縮

図3.4.2

膨張材と収縮低減剤による自己収縮ひずみ

日で養生方法を変更した収縮ひずみの経時変化を示す。材齢7日まで湿布養生した供試体「SFLC」と「EX20‑R」はいずれも湿布
養生期間中において膨張する傾向が認められたO

この理由として,低熱セメントべ‑スであり十分に水和反応が進行しておらず,組織が撤密となっていないために湿布養生による外部からの水の浸入により膨張したことが考えられる。
図3.4.5に材齢28日からの乾燥収縮ひずみの経時変化を,図3.4.6に材齢7日からの乾燥収縮ひずみの経時変化をそれぞれ示す。前述したように,乾燥収縮ひずみは材齢28
日ないし材癖7日から気乾養生した供試体のひずみから封賊養生した供試体のひずみを差し低くことにより算出した。乾燥開始材齢によらず,膨張材と収縮低減剤を混入すること
により乾燥収縮ひずみの低減効果が認められた。有効材齢7日まで湿布養生を実施した
rSFLC」と「EX20‑R」の供試体の乾燥収縮ひずみは,有効材齢28日まで封繊養生したそれぞれの供試体の乾燥収縮ひずみと比較して小さくなる傾向が認められた。この理由として,初期材齢の水和反応に必要となる反応水が外部からも供給されたため,水和反応がより活発となり,コンクリート内部で消費される水が多くなったことが考えられるo
供試体「SFLC」は,材齢28日時点において自己収縮ひずみの経時変化が小さくなっているが,材齢28日からの乾燥下において,乾燥収縮ひずみが発生している。このことは,46

この時点では乾燥収縮ひずみを発生させる水分がモルタル中に内在していることが考えられる。このことから,自己乾燥により膨張材に反応に必要となる水量が完全には消費されることなく内在したことが考えられ,前述した後膨張ひずみは未反応の水と膨張材の反応により発生したことが考えられる。この点についてはモルタル中の水分量や未反応膨張材
量などの観点からさらに検討する必要がある。
. く ‑ S F L C (封 繊 )l ■ー S F L C (乾 燥 )ーくー E X 2 0 ‑ R C封 鍼 )‑ E X 2 0 「R (乾 燥 )l くー‑ S F L C (封 鯨 )l 一一‑ S F L C C乾 燥 )l くー‑ E X 2 0 ‑ R (封 締 )l 一一 ‑E X 2 0 ‑ R C乾 燥 )

くD
l

C)
I

1=〉

〉く

こく

盲
恥
5
堤

盲
恥
畠
堰
学

ヨヨ
=T

‑800
‑1000

10

100

1000

10

収縮

有効材齢(t+1日)

図3.4.3 膨張材と収縮低減剤による収縮ひずみ(材齢28日乾燥)

100

1000

有効材齢(t+1日)

図3.4.4 膨張材と収縮低減剤による収縮
ひずみ(材齢7日乾燥)

くD

'0

‑40

x

‑60

くD
̀0‑40
ヱ 60
穂‑80
V‑100

奄180
‑100
‑120

堤‑120
義‑140

≡∴

‑160

200

400

600

800

50

(有効材齢‑28) (日)

100

1 50

200

250

300

(有効材齢‑7) (日)図3.4.5 膨張材と収縮低減剤による乾燥 図3.4.6 膨張材と収縮低減剤による乾燥
収縮ひずみ(材齢28日乾燥)
収縮ひずみ(材齢7日乾燥)47

3. 5 廃瓦粗骨材を用いた内部養生方法による収縮ひずみ低減効果
3. 5. 1 実験概要
(1)使用材料および配合
表3.5.1と表3.5.2に使用材料と鉱物組成をそれぞれ示す。廃瓦粗骨材を除く各便用材料はロッドが異なるため,あらためて標記する。廃瓦粗骨材(記号GK)は島根県江津産を使用した。廃瓦粗骨材はカオリン粘土(SiO2‥65.7%, A1203:27.1%, Fe203:2.9%, K20‥l.i を焼成して作製した瓦の不適合品を破砕したものであるo廃瓦粗骨材のBS破砕値は21.38%
であり,市販の軽量骨材より小さい材料である。写真‑3.5.1に廃瓦粗骨材を示すo
図3.5.18)に廃瓦粗骨材の細孔径分布を示す。廃瓦粗骨材は軽量骨材と比較して強度が高いばかりでなく,多孔性の材料であり,かつ,吸水率も高いため,モルタル部の自己乾燥にともなう湿度低下により,廃瓦粗骨材からの水分移動により自己乾燥を緩和することにょる自己収縮ひずみを低減する内部養生方法に用いる材料として適用可能と考えられる。
表3.5.1使用材料

セメント

低熱ボルトランドセメント

細骨材

大月産 安 山岩 砕砂

密 度: 3 .2 2 g ′cm

表 乾密 度‥2 .62 g ′cm 3フ吸 水率 ‥2 .4 1 % ,F M : 3 .2 1
表 乾密 度: 2 .9 2 g′cm

盛 岡産輝緑 岩砕石
粗骨材

混 和剤

ポ リカル ボ ン酸 系

消泡剤
シ リカ フ ユー ム

吸水 率 9 .3 1 % ,F M ‥6 .6 6

実積率 :6 1 .3 % , B S 破砕 値 :2 1 .3 8%

高性能 減水剤
混 和剤

吸 水率 0 .8 8 % ,F M : 6 .5 1

実積率 ‥6 1.0 % , B S 破砕 値 :7 .86 %表 乾密 度 : 2 .2 7 g′cm

廃 瓦粗骨材比表 面積 ‥3 5 90 cm z′g

密度 : 2 .2 3 g ′cm‑
比表 面積 ‥18 .6 m z′
g

l^d
OD

五
二
{4
■畢
トキ,

漂

細孔摘!;in)
図3.5.1瓦粗骨材の細孔径分布

写真3.5.1瓦粗骨材
48

L
S
G

GT
SP
D
SF

表3.5.3 配合表

0 .1 5155

10 3 3435

94 4

0 .1 5

15 5

10 33

43 5

56 6

2 94

20

0 .0 2 3

0 .1 5

15 5

103 3

435

755

14 7

20

0 .0 2 320‑

軽量骨材の場合には,吸水状態が十分でない場合に収縮低減効果が小さくなることが報告7)されていることから,使用した廃瓦粗骨材は, 3日間吸水させ, 105℃の炉で24時間乾燥して求めた含水率が吸水率以上となる状態とした。単位水量は,打設1日前に前述の試験方法により求めた含水率と吸水率から表面水率を算出し,表面水率の水量を補正した。
セメントには,低熱ボルトランドセメント(記号L)を使用した。混和材には,シリカフェーム(記号SF)を使用した.なお,セメント種類Lと混和材sFを混合する配合では, Lの重量の9.7%を混和材sFにあらかじめ置換したプレミックス材(記号SFLC,密度3.08g/cm
比表面積6210cm2/g)を使用した。
表3.5.3には配合表を示す。検討する配合は3種類とし,水結合材比は全て15%とし,単位水量は同一量の155kg/m3としたo配合SFLCの粗骨材のかさ容積を0.5301"/m3(水結合材
比15%の場合はかさ容積を固定)(本検討では,単位体積重量530×0.61×2.92‑944kg/m3)と固定した。配合G40とG20では,それぞれ配合SFLCの粗骨材全容積を同じとし,廃瓦粗骨材でそれぞれ40%と20%容積置換した。試験時の含水率は, G40において9.4%,G20において11.2%であった。スランプフローの目標値は700+50mm, ‑100mmとなるように混和剤量を調整した。
練混ぜは100リットル2軸強制ミキサを使用し, 1バッチの練量は80リットルとした。
練混ぜはSFLCと細骨材の空練りを15秒行い,その後に水と混和剤を添加してモルタル練りを240秒行い,最後に粗骨材を投入してコンクリート練りを90秒とし,排出した。

(2)試験方法
供試体寸法は100×100×400mmとし,自己収縮ひずみを測定した。養生は前節に示した
図3.4.1と同じとし,全4種類とした。ひずみの測定方法は前節と同様とした。
3. 5. 2

廃瓦粗骨材による自己収縮ひずみ低減効果(1)コンクリ‑トのフレッシュ性状とコンクリート最高温度
表3.5.4にコンクリ
ートのフレッシュ性状

表3.5.4フレッシュ性状およびコンクリートの最高温度
スラ ンプ

空気 量

フロ‑ (cm )(% )L墜享がり温度S F L C

6 4 .0 ×6 4 .0

1 .5

2 1 .32 5 .2

G 4 0

7 4 .0 ×7 5 .0

2 .2

2 4 .02 3 .8G 2 0

6 9 .5 ×6 8 .5

2 .3

2 2 .22 4 .7と最高温度を示す。

49

(2)自己収縮ひずみ
図3.5.2に各配合の自己収縮ひずみの経時変化を示す。廃瓦粗骨材を用いた供

15‑
くD
I

試体の収縮ひずみは,配合SFLCの収縮
ひずみと比較して小さく,廃瓦粗骨材における内部養生方法による収縮低減効果が認められた。ここで,膨張材を用いたコンクリートとは異なり,廃瓦粗骨材を

(=)
〉く

奄
'b
a
iB
尊
rti
lⅢ

用いた場合の自己収縮ひずみの経時変化で特徴的なことは,膨張材を混入しない

10のにも拘わらず,材齢約1日において,配合G40では約200×10,‑6

100

1000

有効材齢(t+1日)

配合G20では約120×10‑6の膨張ひずみが発生した

図3.5.2

廃瓦粗骨材による自己収縮
ひずみことである。自己収縮ひずみは自己乾燥に伴うマトリックスの相対湿度が低下し,ヶルビン式から毛細空隙内の水がより小さい細孔径に移動し,メニスカス半径が小さくなることによる毛細管張力の増加により大きくなることが報告されている9)o廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの自己収縮ひずみの低減は,マトリックス内の相対湿度低下に伴い廃
瓦粗骨材中の水分がマトリックスに移動したため,メニスカス半径が大きくなり,毛細管張力が低減したためと考えられる。材齢初期に膨張ひずみが発生したことについては,吸水率の高い軽量骨材を用いた場合と傾向的に合致する結果10)となった。なお,膨張ひずみが発生する理由は,廃瓦粗骨材による水分移動による毛細管張力のバランスとモルタル部の強度などの影響が考えられるが,コンクリートの湿度などの測定によりさらに検討をしていく必要があると考える。封繊養生供試体の配合SFLC‑G40の材齢10日以降のひずみ変化量は配合SFLC‑G20と比較して大きくなる傾向を示したoこの場合にヤング係数も大きくなっていることから,自己収縮ひずみが拘束されることにより発生する引張応力も大きくなることが予測される。このことから,自己収縮ひずみに起因して発生する応力の低減という観点からは,粗骨材容積の20%置換の方が40%置換と比較して小さくなると考えられるが,容積置換率を変化させた実験などデータの蓄積がさらに必要と考えるo(3)乾燥収縮ひずみ
図3.5.3に各配合の有効材齢28日で養生方法を変更した収縮ひずみの経時変化を示すo
図3.5.4に各配合の有効材齢7日で養生方法を変更した収縮ひずみの経時変化を示す。図3.5.5に材齢28日からの乾燥収縮ひずみの経時変化を,図3.5.6に有効材齢7日からの乾燥収縮ひずみの経時変化をそれぞれ示す。材齢28日まで封賊養生を行い,気乾養生とした
供試体においては,廃瓦粗骨材を混入量が多いほど乾燥収縮ひずみの低減効果が認められ,含水率の大きい廃瓦粗骨材を投入することによる乾燥収縮ひずみの増加は認められなかった。また,図3.4.5と図3.5.5の比較から,材齢28日から気乾養生とした廃瓦粗骨材を用いた供試体の乾燥収縮ひずみは,膨張材と収縮低減剤を混入した供試体と比較して小さくなる傾向を示し,廃瓦粗骨材は自己収縮ひずみの低減ばかりでなく,乾燥収縮ひずみの抑
50

lく
ー
‑ SFLC (封誠)‑→ー
‑ G40(封織)‑G20(封繊)lくト‑ SF LC (封繊)‑ .ー
‑ SFLC (乾燥)‑G 40(乾燥)‑G 20{乾燥)‑G 40(封繊)‑G 20(!tJS )‑S F LC (乾燥)l一
F G 40(乾燥)‑ .ト‑ G 20(乾燥)

膨張400

くェI
I

C)
l

〉く

C)
×

200

穂
旨国
5
堰

200

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5
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400

400

IX
Ej

EX
.こT

‑600
‑800
‑1000

10

100

1000

10

収縮

有効材齢(t+1日)

図3.5.3 廃瓦粗骨材による

100

1000

有効材齢(t+1日)

図3.5.4 廃瓦粗骨材による収縮

収縮ひずみ(材齢28日乾燥)

ひずみ(材齢7日乾燥)
0

150

‑50

Uコ

くD

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100

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出

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鮮

200

400

600

800

50

(有効材齢‑28) (日)

100

1 50

200

250

300

(有効材齢‑7) (日)図3.5.5 廃瓦粗骨材による乾燥

図3.5.6 膨張材と収縮低減剤による乾燥
収縮ひずみ(材齢7日乾燥)

収縮ひずみ(材齢28日乾燥)

制効果があることが認められた。
一方,材齢7日まで湿布養生を行い,気乾養生とした場合には,廃瓦粗骨材を混入量が多いほど乾燥収縮ひずみが大きくなることが認められた。この理由として,初期材齢の水和反応に必要となる反応水が外部からも供給されたため,水和反応によるコンクリートモ
ルタル部の自己乾燥による湿度低減が小さくなり,廃瓦粗骨材からの水分移動がおこらず
廃瓦粗骨材に内在する水が残ったと考えられる。このため,材齢7日からの気乾養生によりモルタル部の水の逸散によりモルタル部の乾燥が開始し,廃瓦粗骨材に内在する水がモルタル部に移動し,さらに外部に逸散したため乾燥収縮ひずみが大きくなったことが考えられる。内部養生方法に関しては,モルタル部との湿度低下と連動しており,超高強度コ
ンクリートの場合には初期材齢となる。コンクリ‑トを密実にするためには初期材齢における水中養生が効果的ではあるが,内部養生方法を用いた場合には骨材からの水分移動を51

抑制する可能性もある。この点に関して
は,コンクリートの撤密性や収縮ひずみ700⊂)の低減効果を高める初期養生方法をさら

x

600

去500

に検討を重ねる必要があると考える。

恥400

300

3. 6

各自己収縮ひずみの低減効果の

害200

相対比較

m 100
O

図3.6.1にこれまで検討してきた収縮低減方法の材齢450日における自己収縮

sFLC G40

G20

EX20‑R

ひずみを示す。図中の()内の数値は, 1から各配合の自己収縮ひずみを供試体

注: ()の数値は自己収縮ひずみ低減率
自己収縮ひずみ低減率=「SFLC」の自己収縮ひずみで除したい値(ト各自己収縮ひずみ/供試体SFLCの収縮ひずみ)を差し引いた値(以下,自己収縮ひずみ低減率)を示したものであり,廃瓦粗骨材で64%,膨張材と収縮低減剤との組み合わ
せで43%,自己収縮ひずみを低減した。
本試験の範囲内では廃瓦粗骨材の方が自己収縮ひずみの低減効果が認められた。
図3.6.2に各自己収縮ひずみの収縮低減材量の自己収縮ひずみ低減量の経時変化を示す。ここでは,各材料の低減効果の重ね合わせができると仮定し,各材料の低減効果は下式として算出した。

図3.6.1各収縮ひずみ低減材料による収縮ひずみ低減率(材齢450日)

I

C)
×

叫叫

鷲
t埼

供試体「G40」は初期の自己収縮ひず
みの低減量が大きくなったが,有効材齢

60 0
50 0
40 0

ヽ

奄
V
5
堰

30 0

Dく
=r

0

rti
lⅢ

0

G40低減効果=G40ひずみ‑SFLCひずみ
G20低減効果=G20ひずみ SFLCひずみ
EX20‑R低減効果=G20‑EX20‑Rひずみ‑
SFLCひずみ

70 0

20 0
10 0

0

10

100

1000

有効材齢(t+1日)

図3.6.2 各自己収縮ひずみ低減材料による自己収縮ひずみ低減量の経時変化

9日以降に小さくなっており,供試体「SFLC」の自己収縮ひずみの発現量以上に収縮することが認められた。一方,供試体「G20」は初期の自己収縮ひずみの低減量が大きくなり,
有効材齢9日まで自己収縮ひずみの低減量が小さくなったが,それ以降の低減量は漸減した。自己収縮ひずみの低減量の経時変化は,低減量の変動量がない場合には,供試体「SFLC」の自己収縮ひずみの経時変化と平行していると考える。このことから,供試体「G20」の
有効材齢9日以降の自己収縮ひずみの発現量は,概ね供試体「SFLC」の自己収縮ひずみの発現量とほぼ同等と考えられる。このことから,廃瓦粗骨材を用いた内部養生方法は有効
材齢1日までの自己収縮ひずみ発現量が大きくなる時点で効果を発揮し,長期的に内部養生材としての自己収縮ひずみの効果が小さくなることが考えられるが,廃瓦粗骨材量をパラメータとした試験や長期的自己収縮ひずみの計測を継続し,さらに検討する必要があるo
自己収縮ひずみが拘束されて発生する応力は,経過日数がたちヤング係数がほぼ終了し52

た時点で自己収縮ひずみが発現した場合に大きくなる。内部養生材に廃瓦粗骨材を使用する場合には,その量を多くした場合には初期ひずみの抑制効果があるが,長期的には自己収縮ひずみの発現量は供試体「SFLC」より大きくなる場合もあるため,廃瓦粗骨材を内部養生材に使用する場合には短期・長期の自己収縮ひずみを検討し,適量を決める必要があると考える。
膨張材と収縮低減剤による自己収縮ひずみ低減量は経時変化とともに増加する傾向が認
められた。

3. 7

各種収縮低減方法の組み合わせ効果

膨張材と収縮低減剤による自己収縮ひずみの低減効果は,膨張材の後膨張ひずみを防止する観点から単位膨張材の制限を受けることから発生する自己収縮ひずみの低減量としては小さくなるが,自己収縮ひずみの経時変化に伴う収縮量を減ずる効果が認められた0 ‑
方,廃瓦粗骨材による自己収縮ひずみ低減効果は,発生する自己収縮ひずみ量を大きく抑制するが,経時変化に伴う自己収縮ひずみの収縮量が大きくなることが認められた。
ここでは,廃瓦粗骨材,膨張材および収縮低減剤を組み合わせることにより,より高い
自己収縮ひずみの低減効果を検討することを目的とした。ここでの実験においては,前節で述べた廃瓦粗骨材の自己収縮ひずみの低減量が長期的にも小さくならない供試体「G20」を用いて検討することとした。

3. 7. 1

実験概要

(1)使用材料および配合
膨張材と収縮低減剤を除く材料は前節の表3.5.1に示す材料を用い,膨張材と収縮低減剤は表3.3.1に示す材料を用いた。
表3.7.1に配合表を示す。配合は3種類とし,水結合材比は全て15%とした。配合「SFLC」の粗骨材のかさ容積を0.53m'/m3と固定した。配合「G20‑R」では,配合「SFLC」の粗骨材全容積を同じとし,廃瓦粗骨材で20%容積置換し,収縮低減剤(6kg/m3)を混入した。配合「G20‑E10‑R」では,さらに膨張材(10kg/m3)を混入した。試験時の含水率は,配合「G20‑R」
において9.8%,配合「G20‑EX10‑R」において10.2%であった。
スランプフローの目標値は700+50mm, ‑100mmとなるように混和剤量を調整した。
練混ぜは55リットル2軸強制ミキサを使用し, 1バッチの練量は45リットルとした。
練混ぜはSFLCと細骨材および膨張材の空練りを15秒行い,水と混和剤を添加してモルタ
ル練りを240秒行い,最後に粗骨材を投入してコンクリート練りを90秒とし,排出したO
表3.7.1配合表
配合

B l)

W

SF LC

EX

S

G

SFL C

0 .15

155

10 3 3

‑

435

9 44

G 2 0 ‑R

0 .15

14 9

10 3 3

‑

435

755

G 2 0 ‑E X 10 ‑R

0 .15

14 9

10 2 3

10

435

7 55

1)

一i‑:. I‑ .蝣:・

単位 量 (kg ′m 3)(W + S R A )′B:SFLC+EX
53

G K

SR A

ー温 度 (℃ )

SP′
B l)

D ′
B l)

‑

20

0 .02 30 .00 0 02

14 7

6

20

0 .0 2 3

0 .00 00 2

14 7

6

20

0 .0 2 30 .0 0 00 2

表3.7.2

フレッシュ性状およびコンクリートの最高温度
ス ラ ンプ

空気 量 ‑

フ ロ ‑ (cm )(% )練 上 が り温 度

最 高温度 .

SFL C

6 4 .0 ×64 .0

1.5

2 1.3

2 5 .2

G 20 ‑R

72 .0 ×7 1.5

2 .2

22 .0

22 .0

G 2 0‑E X 10 ‑R

67 .5 ×6 6 .5

1.4

2 0 .2

22 .8

供試 体名

コ ン ク リ ー ト温 度 (℃ )(2)試験方法
供試体寸法は100×100×400mmとし,自己収縮ひずみを測定したo養生方法は供試体
rG20‑R」を除き,前節の3. 4, 1に示した図3.4.1と同じとし,全4種類としたo供
試体rG20‑R」は封賊養生のみ実施した。ひずみの測定方法は前節と同様としたoひずみの測定方法は前節と同様とした。
膨張

3. 7. 2

廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤を混入したことによる自己収縮ひずみの低減効果(1)コンクリートのフレッシュ性状とコンクリート最高温度
表3.7.2にコンクリートのフレッシュ

性状と最高温度を示す。

くD
l

C)
〉く
)

穂
旨国
畠
堤

200
400

三l
=T
nJ

600

(Ⅲ

800

(2)自己収縮ひずみ
図3.7.1に各配合の自己収縮ひずみの経時変化を示す。同園にはあわせて前節の供試体「G20」もあわせて示す。図3.7.2

10

100

有効材齢(t+1日)

図3.7.1各種低減方法を組合せた自己収縮
ひずみに材齢360日の各供試体の自己収縮ひずみを示す。供試体「G20‑EX10‑R」は材齢

(
CD
l

C)

365日おいて約100×10‑6となり,もっとも収縮低減効果が認めら,その低減率は86%となった。
図3.7.3に廃瓦粗骨材を用いたコンク
リートの膨張材および収縮低減剤を用い

〉く

盲 500
E3 400
5 300
普
Pく
l=T

rU
M

では,各材料の低減効果の重ね合わせがSFLC G20

できると仮定し,各材料の低減効果は下G20低減効果=G20ひずみ‑SFLCひずみ,R低減効果=G20‑Rひずみ‑G20ひずみ

SfflE

I

た場合の各材料の低減効果を示す。ここ

式として算出した。

700

G20‑R G20‑
EX1 0‑R

注:()の数値は自己収縮ひずみ低減率
図3.7.2 廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの膨張材および収縮低減剤による自己収縮ひずみの比較
54

EXIO低減効果=G20‑EX10‑R

ひずみ‑

G20‑R

EX10‑R低減効果= G20‑EXI0‑RひずみI
G20ひずみ。㌃・8001⊂)700、3600
買崇G20‑EX10‑R低減効果= G20‑EXI0‑Rひず
み‑SFLCひずみ. くー‑ G 20 の 低 減 量‑ E X 10 の 低 減 量l+
R の低減量l くー‑ E X 1 0+ R の 効 果‑ G 20 + E X 10十R

高300
蓋200
1。。
尊O
nJ‑ioo孤‑200

供試体「G20‑EX‑R‑10」は,有効材齢1日まで自己収縮ひずみの低減量が増加し,その後の経時変化にともなう低減量の変10

動もほとんどない結果を示した。供試体

100

1000

有効材齢(t+1日)「G20」で認められた有効材齢1日から
有効材齢9日までの自己収縮ひずみの低図3.7.3

廃瓦粗骨材を用いたコンクリート

減量を膨張材と収縮低減剤を併用するこの膨張材および収縮低減剤によとにより改善効果が認めた。この結果とる自己収縮ひずみの低減量

して,供試体「G20‑EX10‑R」の自己収縮
ひずみの低減量は有効材齢365日においてもほとんど減少することなく約600×10‑6を維持する結果が認められた。
収縮低減剤による自己収縮ひずみの低減量の増加は,廃瓦粗骨材が有効材齢約1日において圧縮側となり低減量の減少時に大きくなる傾向が認められた。これは廃瓦粗骨材による内部養生により自己乾燥が緩和したが̲,有効材齢1.日ふたたび自己乾燥が開始し,このときに収縮低減剤が毛細管張力の低減効果を発揮し,自己収縮ひずみの低減効果に寄与したことが考えられる。収縮低減剤による自己収縮ひずみの低減量は,廃瓦粗骨材により低減量の変動量が小さくなる有効材齢約9日から小さくなる傾向を示したが,膨張材による自己収縮ひずみの低減量は逆に大きくなる傾向を示した。膨張材による自己収縮ひずみの低減量は有効材齢約0.5日までは増加傾向を示したが,その後有効材齢約1日まで低減量が小さくなり,その後増加する傾向が認められた。この結果,膨張材と収縮低減剤との併用では有効材齢約9日以降の自己収縮ひずみの低減量の変動は小さくなる傾向を示した。
本研究の試験条件の範囲内においては,廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤による自己収縮ひずみの低減は,材齢初期では廃瓦粗骨材において,長期的には膨張材と収縮低減剤
においてそれぞれ効果が認められた。

(3)乾燥収縮ひずみ
図3.7.4に各配合の有効材齢28日で養生方法を変更した収縮ひずみの経時変化を示す。
図3.7.5に各配合の有効材齢7日で養生方法を変更した収縮ひずみの経時変化を示す。図3.7.6に材齢28日からの乾燥収縮ひずみの経時変化を,図3.7.7に材齢28日からの乾燥
収縮ひずみの経時変化をそれぞれ示す。膨張材と収縮低減剤を混入することにより乾燥収
縮ひずみを低減する効果が認められた。

55

‑ G 2 0 (封 繊
一 一 G 2 0 ‑ E X 1 0 ‑ R (封 繊

‑ G 2 0 (乾 燥 )‑{トーG20(封繊‑G20(乾燥)‑G 2 0 ‑ E X 1 0 ‑ R (乾 燥 )̲く‑・G20‑EX1 0‑RC封繊‑G20‑EXI 0‑W乾燥)

材齢28乾燥開始の影響

CD
l

C)
l

〉く

C)
)く

200

*
'b
畠
堰

義
旨3

400

5
堰
C<
=r

600

pく
.こT

‑800

‑800

‑1000

‑1000

10

収縮

100

10

1000

収縮

有効材齢(t+1日)

100

1000

有効材齢(t+1日)

図3.7.4 廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減材を組み合わせた図3.7.5 廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減材を組み合わせた収縮ひずみ(材齢28日乾燥)

収縮ひずみ(材齢7日乾燥)

Giil
q°

‑50

くp
l

l

C)

C)

100

〉く

〉く

義
i3
5
普

義
恥
β
堰
尊
壁
出

150
200
250

pく

m
鮮

300

50

1 00

1 50

200

250

50

300

100

1 50

200

250

(有効材齢‑7) (日)(有効材齢‑28) (日)図3.7.6 廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減材を組み合わせた
乾燥収縮ひずみ図3.7.7 廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減材を組み合わせた
乾燥収縮ひずみ(材齢28日乾燥)(材齢7日乾燥)

56

300

3. 8

水結合材比が内部養生効果に及ぼす影響

廃瓦粗骨材を用いた内部養生効果はモルタル部の自己乾燥による湿度低下に起因し,磨瓦粗骨材内部の水分移動により発揮される。相対湿度は水セメント比により異なり,水セメント比が小さいほど小さくなることが知られている11)本節では,水結合材をパラメータとした試験を行い,水セメント比が内部養生効果に及ぼす影響に関して検討する。

3. 8. 1 実験概要
(1)使用材料および配合
膨張材と収縮低減剤を除く材料は前節の表3.5.1に示す材料を用い,膨張材と収縮低減剤は表3.3.1に示す材料を用いた。
表3.8.1に配合表を示す。検討した配合は6種類とし,水結合材比は15, 23および30%とした。本節に関しては,水結合材比を区分するため,配合名の後ろに水結合材比を示した。全ての配合において粗骨材のかさ容積を0.53mJ/m3と固定した。なお,水結合材比15%に関しては,前節の試験結果を用いることとした。
表3.8.1配合表

S F L C ‑2 3

‑ 練上 が り

単位 量 (k g′m 3)(W + SR A )′

配合

SP′
B 1)

D′
B l)

20

0 .0 130 .0 0 06

620

0 .0 1387 5 14 7‑

20

0 .0 09

87 5 8 7 5 14 7

6

20

0 .0 09

B l)

W

SF L C E X

S

G

GK

SR A

0 .2 3

15 5

6 74

‑

74 1 94 4

‑

‑

0 .23

14 9

6 64

10

74 1 75 5 14 7

0 .30

15 5

5 17

‑

8 75

0 .3 0

14 9

50 7

10

I 温度(℃)1) B:SFLC+EX(2)試験方法
供試体寸法は100×100×400mmとし,自己収縮ひずみを測定した。

3. 8. 2水結合材比が内部養生効果に与える影響(1)コンクリートのフレッシュ性状とコンクリート最高温度
表3.8.2にコンクリートのフレッシュ性状と最高温度を示す。

表3.8.2

フレッシュ性状およびコンクリートの最高温度
ス ラ ン プ,L' '蝣'i:

フ ロ ー (c m )(% )練 上 が り温 度

最 高 温 度S F L C ‑2 3

5 7 .0 ×5 7 .5

1 .5

2 1 .6

2 2 .4G 2 0 ‑E X 1 0 ‑R ‑2 3

5 5 .0 ×5 4 .0

1 .1

2 2 .32 2 .2

S F L C ー3 0

ス ラ ン プ 1 9 .0

1 .7

2 1 .92 2 .3G 2 0 ‑E X 1 0 ‑R ‑3 0

ス ラ ン プ 1 9 .5

.8

2 2 .5

2 2 .5

コ ン ク .リ ー ト温 度 (℃ )供 試 体 名

57

くD

く°

I

l

C)

C)

×

〉く

奄
qtD
a
堤

奄
恥
5
堰

Pく
Et

CX
=r

rti
lⅢ

ru
孤

‑800

‑800

‑1000

‑1000

10

収縮

100

10

1000

収縮

有効材齢(t+1日)

図3.8.1水結合材23%の自己収縮ひずみ

図3.8.2100

1000

有効材齢(t十1日)

水結合材30%の自己収縮ひずみ

くlつ
くD

l

C)

l

C)

600

〉く

回 帰 線

〉く

」 a s d = 1 4 2 3 e x p (ー5 .6 3 W / C )海
鷲 Hill

醐
鷲

t坤

吐fL

ヽ

*
V 200
5
濃

穂
恥
5
貨

Dく
=T

●

E*
T

rti
lⅢ

RJ
lⅢ

10

100

1000

0.2

有効材齢(t+1日)

図3.8.3

0.3

0.5

0.7

1.0

水結合材比

各水結合材比の自己収縮ひずみ低減量

図3.8.4

各水結合材比の有効材齢1日の自己収縮ひずみ低減量(2)自己収縮ひずみ
図3.8.1と図3.8.2にそれぞれ水結合材比の23%と30%の自己収縮ひずみをそれぞれ示す。水結合材比30%の供試体の自己収縮ひずみは水結合材比23%と比較して小さくなる結果を示した。供試体「G20‑EX10‑R」の有効材齢1日に発生膨張ひずみは,前述した水結合
材比15%と水結合材比30%において約200×10‑6となり,水結合材比23%において135×10‑6となり,水結合材15‑30%の範囲においては水結合材比による明確な差が認められなかった。図3.8.3に23%および30%の自己収縮ひずみの低減量を示す。同図にはあわせて図3.7.2の水結合材比15%のG20+EXIO+Rの低減量も併せて示す。水結合比が小さくなるほど自己収縮ひずみの低減量が大きくなる結果を示し,廃瓦粗骨材を用いた内部養生による自己収縮ひずみの低減は水結合材が小さいほど効果があることが認められた。この理由として水結合比が小さいほど自己乾燥が大きくなったことが考えられる。
図3.8.4に水結合材比と有効材齢1日の自己収縮ひずみ低減量の関係を示す。図中には
58

式(3.8.1)に基づく近似式を示す。自己収縮ひずみの終局値の水結合材比との関係は expの関数で示されていることから1),本検討においても同様の関数を使用することとした。
cauゐ‑ aexp{b{W/C)}(3.8.1)

ここで' 」au血は自己収縮ひずみ低減量の最大値

a,bは係数(本試験の回帰結果は

a=1432, Z>‑‑5.63)

実験値と近似式は概ね合致する結果となり,廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤による低減量は水結合材比をパラメータとした関数で示すことができる。このことから,自己収縮ひずみの実測値から廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤を混入した自己収縮ひずみを概ね予測できると考える。

3. 9

強度特性

前節では膨張材,収縮低減剤および廃瓦粗骨材を用いた自己収縮ひずみの低減効果に着目して検討してきた。実構造物に適用するためには圧縮強度特性,ヤング係数および割裂
引張強度特性も把握する必要がある。本節では,各種自己収縮低減材料が強度特性におよぼす影響を検討する。
3. 9. 1

表3.9.1圧縮強度供試体一覧
供試体
備考(配合)

実験概要

圧縮強度,割裂引張強度およびヤング係数の供試体は前節の自己収縮ひずみの試験と併せて採取した。
ここでの圧縮強度の検討は表3.9.1に

S F L C表

3 .4 .1

G 4 0

表3 .5 .3

G 20

表3 .5 .3

表

3 .7 . 1

G 2 0 ‑E X 10 ‑R

表

3 .7 . 1

E X 2 0 ‑R

表

3 .4 .1

E X 2 5 ‑R

表

3 .4 .10 .15

G 2 0 ‑R

示す供試体に関して実施することとする。
なお,圧縮強度試験はJIS A1108に準拠
し,割裂引張強度試験はA1113に準拠し,ヤング係数試験はJISA1149に準拠して行った。圧縮強度供試体の養生は封械養
生と気乾養生とした(図3.4.1参照)とし,割裂引張強度供試体の養生は封賊養生とした。

3. 9. 2 各種自己収縮低減方法が強度特性に与える影響(1 )圧縮強度特性(封繊養生)図3.9.1に供試体「SFLC」と「EX20‑R」
および「EX25‑R」の圧縮強度の経時変化

050 100 150

200

250

300

350

材齢(日)

図3.9.1膨張材混入による圧縮強度
発現特性を示す。供試体「SFLC」は.圧縮強度
160N/mm2を越える結果となったが,供試体「EX20‑R」は圧縮強度150N/mm2と59

400

なり,膨張材を混入することにより圧縮強度が低下し,その低減の度合いは膨張材が多いほど低下する傾向が認められた

EX25

150

iさ

E

に関しては材齢364日において圧縮強度の

E
i己!l

125

≡

低減が認められた。このことから,後膨張

海 100

ひずみの発生によりモルタル部がポーラスm
堤になったことが考えられる。

¥a75

図3.9.2に供試体「SFLC」と「G40」および「G20」の圧縮強度の経時変化を示す。

91

廃瓦粗骨材を混入することによる圧縮強度

182

273

364

材齢(日)

の低下が認められず,材齢364日では圧縮

図3.9.2 廃瓦粗骨材による圧縮強度発現
特性

強度180N/mm2を越える結果を示し,かつ,長期的にも圧縮強度の発現が認められた。
廃瓦粗骨材を粗骨材全容積の40%置換した
場合にも圧縮強度の低減は認められなかった。また,廃瓦粗骨材を混入した超高強度

Giil
lp

E
E
■S
≡

コンクリートの圧縮強度は,基準となる供試体「SFLC」の圧縮強度より大きくなる傾崩ヰ田向が認められた。この理由として,軽量骨運K材を用いた場合に自己乾燥による相対湿度低下により,骨材に吸水している水分移動がともなうことが報告12)されている。廃瓦

91

粗骨材でも同様の現象がおき,結果として

182

273

364

材齢(日)

未反応の結合材が反応し,より強固なマト

図3.9.3

リックスを形成したため,圧縮強度が増加したと考えられる。

廃瓦粗骨材に膨張材と収縮低減剤を混入による圧縮強度発現
特性

図3.9.3に廃瓦粗骨材の超高強度コンク
リートにさらに膨張材,収縮低減剤を混入
哩

した供試体「G20‑R」および供試体

4日

蛋「G20‑EX10‑R」と供試体「G20」の圧縮強

也
C〉
̲J
L⊥̲
∽
iZI

度発現を示す。膨張材と収縮低減剤を混入することにより圧縮強度の低下が認められ

噛
ヰ由

遠

たが,目標とする圧縮強度150N/mm2に対LN
和しては満足する結果となった。

rukh

図3.9.4に材齢91日における各配合の供

癖SFLC EX20‑EX25‑ G40

試体「SFLC」に対する圧縮強度比を示す。

G20

G20‑R G20‑
EX10‑R

廃瓦粗骨材単身で使用した場合には,供試図3.9.4体「SFLC」の圧縮強度に対して約5%の増加が認められたが,膨張材と収縮低減剤を混入した場合には約10%の減少が認められ
60

材齢91日における供試体SFLCに対する圧縮強度比

表3.9.2

気乾養生による影響(樹齢91日)

材齢 7 日乾燥試験時

材齢28日乾燥試験時

圧縮強度(N ′mm )圧縮強度(N/mm )

供試体
封繊

乾燥

封縦 一気乾

封繊

乾燥

封繊一気乾

SF L C

155

15 0

5

16 7

168

‑1

E X 2 0 ‑R

14 3

14 6

l3

15 8

16 1

.3

G 40

17 0

66

4

173

181

‑8

G 20

16 5

15 8

7

17 7

17 7

0

G 2 0 ‑E X ‑R

15 7

15 1

6

15 6

15 5

1

√・ 50

√・ 50
≡

a

40

40

2

2

6.1

■耳

嘉30

」3 30

壁

tvti

も20

^20

,1

,1

キ10

*・10

0

25

50

75 100 125 150 175200

0

圧縮強度(N/W)

25

50

75 100 125 150 175200

圧縮強度(N/mm2)

図3.9.5 膨張材と収縮低減剤がヤング 図3.9.6 廃瓦粗骨材がヤング係数に係数に及ぼす影響及ぼす影響た。ただし,供試体「G20‑R」と「G20‑EX10‑R」の圧縮強度比は96%であり,長期的には圧縮強度の低減率は小さくなる傾向を示した。供試体「EX20‑R」と「EX25‑R」から膨張
材量が多いほど圧縮強度の低下が認められた。これらの検討から,廃瓦粗骨材を用いることによる圧縮強度の頭打ち現象が認められず,廃瓦粗骨材を超高強度コンクリートの骨材として用いることが十分に可能である。

(2)圧縮強度特性(気乾養生)
表3.9.2に材齢7日から気乾養生した供試体と封賊養生した供試体との差及び材齢7日から気乾養生した供試体と封械養生した供試体との差を示す。材齢7日から乾燥を開始した場合の差が材齢28日から乾燥を開始した場合の差より大きくなる傾向を示した。
(3)ヤング係数特性
図3.9.5に供試体「SFLC」と「EX20‑R」および「EX25‑R」の圧縮強度とヤング係数の関係を示す。図3.9.6に供試体「SFLC」と「G40」および「G20」の圧縮強度とヤング係
数の関係を示す。図3.9.7に供試体「G20‑R」および供試体「G20‑EX10‑R」と供試体「G20」の圧縮強度とヤング係数の関係を示す。それぞれの図には累乗回帰した結果もあわせて示61

す。本研究において,単位粗骨材容積を固60定したため,天然骨材を100%とした配合(図3.9.5)と廃瓦粗骨材容積の20%とした

50

ぐq

≡
∈
6El

配合(図3.9.6)に関しては,膨張材と収縮低減剤を混入することによるヤング係数に及

40

z

i

30

s*

ぼす影響はほとんど認められなかった。廃

S3 20
,1

瓦粗骨材を用いたコンクリートのヤング係*・数は,廃瓦粗骨材の量が多くなるほどヤングの係数の低下が認められ,供試体「G40」

0

25

50

のヤング係数は,供試体「SFLC」のヤング

75 100 125 150 175200

圧縮強度(N/mm2)係数に対して約7%の低減を示した。なお,

図3.9.7 各種低減方法を併用した場合のヤング係数特性

この数値は軽量骨材を用いたコンクリートのヤング係数の低減を一般的には約30%としているのに対して極めて小さい数値である。廃瓦粗骨材を用いたコンクリートのお。√・ 5

けるヤング係数が低下した理由は,粗骨材

EE

破砕値が小さいほどコンクリートのヤングz4係数が大きくなる傾向が報告13)されてお

慧3
JL吐
uK
ixn

り,このため砕石より破砕値の大きな廃瓦

FIT" 2

粗骨材を混入によりヤング係数が低下した

壁Lmi

ためと考えられる。

0(4)割裂引張強度255075 100 125 150 175200

圧縮強度(N/mmz)

廃瓦粗骨材が割裂引張強度に及ぼす影響

図3.9.8 廃瓦粗骨材が割裂引張強度に及ぼす影響を把握することを目的とする。図3.9.8に供試体「SFLC」と「G40」および「G20」の圧縮強度と割裂引張強度の関係を示す。

同図には併せて供試体「SFLC」の累乗回帰した結果も示す。供試体「G40」と「G20」圧
締強度と割裂引張強度の関係は,供試体「SFLC」の累乗近似線と合致する結果となり,廃瓦粗骨材を混入することにより割裂引張強度の低下は認められなかった。

62

3. 10

第3章のまとめ

本章では,シリカフユームと低熱セメントを用いた水結合材比15%の超高強度コンクリ
ートの自己収縮ひずみの低減方法を実験的に検討したO自己収縮ひずみの低減方法として,
膨張札

収縮低減剤および内部養生をするための廃瓦粗骨材をそれぞれ用い,超高強度コ

ンクリートの自己収縮ひずみの低減効果を実験的に検討した。また,これら材料を使用した強度特性に及ぼす影響を検討した。本研究で得られた知見を以下に示す。
‑膨張材と収縮低減剤による自己収縮ひずみ低減‑(1)膨張材と収縮低減剤を混入することにより,超高強度コンクリートの領域においても自己収縮ひずみの低減効果が認められた。
(2)水結合材15%の条件における膨張材と収縮ひずみを用いた超高強度コンクリート
は,単位膨張材量を練上がり温度や水和熱に起因した温度上昇,さらに水中養生条
件下における検討から単位膨張材量20kg/m3とすれば,有効材齢660日においても後膨張ひずみを生じないことが明らかになった。ただし,本試験条件においては,
単位膨張材量25kg/m3とした場合に後膨張ひずみが発生した。
(3)後膨張ひずみの有無には膨張材の温度依存性があり,練上がりとコンクリートの温度上昇量が高い場合には後膨張ひずみは発生しない場合があることが明らかになった。しかし,さまざまのコンクリート温度条件においても後膨張ひずみの発生を抑制することが望ましく,超高強度コンクリートに膨張材を使用する場合には膨張
材の温度依存性の検討を十分に実施し,単位膨張材量を決定することが必要である。
一廃瓦粗骨材による自己収縮ひずみ低減‑(4)廃瓦粗骨材を使用したコンクリートは,内部養生効果により,有効材齢1日おいて膨張ひずみが生じ,自己収縮ひずみを低減することが認められた。その効果は,膨張材と収縮低減剤との併用した場合よりも大きくなることが明らかになった。
(5)廃瓦粗骨材の使用量を多くした場合には有効材齢1日までに発生する膨張材ひずみが大きくなるが,一方において,有効材齢9日移行の自己収縮ひずみが大きくなる
ことが明らかになった。このことから,廃瓦粗骨材の使用量を決定するためには,
短期・長期の自己収縮ひずみを総合的に判断する必要がある。本研究の範囲では,
粗骨材全容積の20%とすることにより長期の自己収縮ひずみの増分量は基準コンクリートと同等となったoなお,容積置換率に関する検討はさらにデ‑タに蓄積が必要である。
(6)粗骨材全容積の20%を廃瓦粗骨材とした供試体と基準となる自己収縮ひずみを低減しない供試体の自己収縮ひずみとの差は有効材齢9日移行においてほとんど変動
しない結果が認められた。このことから,廃瓦粗骨材の内部養生効果は材齢初期に特に効果を発揮することが認められた。
(7)乾燥収縮ひずみに関しては,有効材齢28日まで封賊養生を行い,それ以後に乾燥を開始した場合には廃瓦粗骨材の量が多いほど乾燥収縮ひずみの低減効果が認められた。しかし,有効材齢1日から7日まで湿布養生を行い,乾燥させた場合には廃瓦粗骨材が多いほど乾燥収縮ひずみが大きくなる傾向が認められた。
(8)廃瓦粗骨材を用いた内部養生効果は水結合材比が小さいほど効果があることが認
められた。
63

一廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤併用による自己収縮ひずみ低減‑(9)廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤を併用した供試体は自己収縮ひずみの低減効
果が認められた。廃瓦粗骨材単身において有効材齢1日から自己収縮ひずみが増加する傾向があったが,膨張材と収縮低減剤を混入する手とにより,それを抑制する効果が認められた。
一強度特性‑(1 0)廃瓦粗骨材単身で使用した供試体の圧縮強度は,収縮ひずみを低減しない供試体と比較して大きくなった。また,廃瓦粗骨材の混入による圧縮強度の低下は認められなかった。
(1 1)膨張材と収縮低減剤を混入した場合には,圧縮強度低下が認められたが,その程度は,廃瓦粗骨材の超高強度コンクリートにさらに膨張材と収縮低減剤を混入した供試体では長期材齢において緩和されることが認められた。
(1 2)ヤング係数は,廃瓦粗骨材の量が多くなるほど小さくなることが明らかになったが,その程度は約7%であった。膨張材と収縮低減剤のみを自己収縮ひずみの低減に用いた供試体の圧縮強度は基準コンクリートと同等であったO(13)廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの割裂引張強度は基準コンクリートとほとんど同じであり,割裂引張強度低下は認められなかった。

64

第3章

参考文献

1)日本コンクリート工学協会:自己収縮研究委員会報告書, 1996, 20022)例えば谷村充,兵頭彦次,佐藤達三,佐藤良一:高強度コンクリートの収縮低減化に関・する‑検札 コンクリート工学年次論文集 Vol.22, No.2, pp.991‑996, 2000
3)北沢真ほか:膨張材によるマスコンクリートの温度ひび割れ対策に関する検討、コンク
リート工学年次論文集、 Vol.23、 No.2、 pp.1117‑1122, 20024)盛岡実ほか:膨張材を混和したセメント硬化体の微細構造、コンクリート工学年次論文
集、 Vol.20、 No.2、 pp.169‑174, 1998
5)土木学会=コンクリート標準示方書[設計編], pp45‑49, 20076)楊楊,佐藤良一,河合研至:結合水量に基づく自己収縮ひずみと乾燥収縮ひずみの定量評価,土木学会論文集, No.690, V‑53, pp.109‑120, 2001
7)五十嵐心‑ほか:軽量骨材の使用による高強度コンクリートの自己収縮の低減効果,コンクリート工学年次論文集 Vol.24, No.l, 2002, pp.399‑404
8)特願2008‑081739
9)日本コンクリート協会:自己収縮研究委員会報告書, 1996および200210)日紫喜剛啓ほか:自己収縮を低減した150N/mm2級超高強度コンクリートに関する実験的検討,土木学会論文集

No.781, V‑66, 2005, pp.101‑112ll)Persson, B : Moisture in concrete Subjected to Different Kind of Curing, Materials andStructures, Vol.30, pp.533‑544, 199712)五十嵐心‑,川村満紀,神崎暁史:軽量骨材の使用による高強度コンクリートの自己収縮の低減効果,コンクリート工学年次論文集 Vol.24, No.l, 2002, pp.399‑404
13)鶴田浩章:高強度コンクリートの力学的性質に及ぼす粗骨材品質の影響に関する基礎的研究,九州大学学位論文, 2000, pp55‑67

65

第4章 自己収縮ひずみの温度依存性検討
4. 1

はじめに

水結合材比15%とする超高強度コンクリート部材は単位セメント1000kg/m3を越えることから,水和熱に起因して温度上昇量が高くなる。実構造物の初期応力を予測するためには,コンクリ‑トの温度履歴を考慮した自己収縮ひずみ量の検討をする必要がある。
本章では,水結合材比15%において,練上がり温度や温度上昇量が発生する自己収縮ひずみ量におよぼす影響を実験的に検討するともに,前章で述べた自己収縮ひずみの低減の効果に関して,温度依存性の観点から検討を加える。
また,取得した実験データから,膨張材と収縮低減剤を混入したコンクリ‑トと混入しないコンクリート(以下基準コンクリート)の自己収縮ひずみの低減化の予測式を検討する。

4・ 2

膨張材と収縮低減剤を用いた自己収縮ひずみの温度依存性

ここでは,基準コンクリートと膨張材と収縮低減剤により自己収縮ひずみの低減をした
コンクリートの温度依存性を把握することを目的に実施する。なお,本研究では前章の結果から,単位膨張材量を20kg/m3,単位収縮低減量6kg/m3として検討を行う。

4. 2. 1

実験概要

(1)使用材料と配合
表4.2.1と表4.2.2に使用材料と鉱物組成をそれぞれ示す。表4.2.3には配合表を示す。
セメントには,低熱ボルトランドセメント(記号L)を使用した。混和材には,シリカフユーム(記号sF)を使用した。なお,セメント種類Lと混和材sFを混合する配合では, Lの重量の9.9%を混和材sFにあらかじめ置換したプレミックス材(記号SFLC,密度3.08g/cm
比表面積6330cm2!g)を使用した。粗骨材のかさ容積を0.53mJ!m3と固定した。空気量は2%とした。膨張材は結合材の一部とし,収縮低減剤は単位水量の一部としたO
練混ぜは50リットル2軸強制ミキサを使用し, 1バッチの練量は35リットルとした。
練混ぜはSFLCと細骨材および膨張材の空練りを15秒行い,その後に水と混和剤を添加し
表4.2.1使用材料
セメント

低熱 ボル トランドセメント

細骨材

大 月産安 山岩砕 砂

粗 骨材

盛 岡産輝 線岩砕 石

混 和剤

比表 面積 ‥
3520 cm 2′g

L

表 乾密 度 :2.62 g′cm

吸水率 2.4 1 % ,FM :2 .4 1S

表乾密 度 ‥
2 .92 g′cm

吸水 率 :0.88 % ,FM ‥6.5 1

実積 率:61.0% , B S 破 砕値 ‥
7.畠6%

G

収 縮 低減剤

低級 アル コ一ル 系

SR A

高性 能減 水剤

ポ リカル ボ ン酸 系

SP‑
エ トリンガイ ト石灰 複合 系I 密 度 :3.05 g/cm J

D

消泡 剤
混和剤

密度 :3.22 g′
cm

膨 張材
シ リカ フユー ム

密度 :2.24 g′cm

66

比表面積 : 18.0 m z′
g

EⅩ
SF

SFL CE X 2 0 ‑R

0 .1 50 .1 5

15 5

14 9

10 33

10 13

435

20

4 35

9 44

94 4

6

10

0 .0 2 90 .0 0 10

20

0 .0 2 80 .0 0 2 030

0 .0 2 80 .0 0 1 0

10

0 .0 3 0

0 .0 0 1 0

20

0 .0 3 1

0 .0 0 2 030

0 .0 3 20 .0 0 1 0てモルタル練りを240秒行い,最後に粗骨材を投入してコンクリート練りを60秒とし,排出した。スランプフローの目標値は650±100mmとなるように混和剤量を調整した。

(2)試験シリーズと試験方法
表4.2.4に試験シリーズ,供試体名,養生温度条件および試験項目を示す。練混ぜから養生まで一定室内温度で実施した供試体は供試体名に「一定」の記述を加えた。その他の供試体名は配合,フレッシュコンクリートの練上がり温度の目標値(以下,目標練温と示す)および目標としたコンクリートの最高温度を示す。
コンクリート温度一定シリーズの自己収縮ひずみ供試体の寸法は100×100×400mmとし,実部材温度履歴シリーズの自己収縮ひずみ供試体寸法は125×125×1200mmとした。
コンクリートの応力にかかわる収縮量を考察する目的から時間軸原点を拘束応力が発生する時点として収縮ひずみの低減効果を検討することとしたため,拘束応力試験を併せて実施した。拘束応力試験の部材寸法は125×125×1200mmとし, SD295のD16を部材中央に埋設した。コンクリートの温度履歴は厚さ400mmの発泡スチロール型枠を用いて簡易断熱養生を行った(図4.2.1参照)。ここでのコンクリート温度履歴の設定は, 900×900×1100mmの模擬柱部材に発生するコンクリート温度履歴としたoなお,前章で述べたように柱部材模擬部材のコンクリートの温度履歴と簡易断熱養生した温度履歴はおおむね合致
していることは確認している(図4.2.1参照)。
また,冬期においては,凍害を防止する目的から蒸気による加熱養生(以下,加熱養生と示す)を実施する場合があるため,柱部材模擬温度履歴養生とは別に最高温度の設定を60℃とした加熱養生した試験も併せて実施した(供試体名「SFLC10‑60℃」, 「EX20‑RIO→60℃」)。
チャンバーの設定方法は前章と同様とした(前章図3.3.2参照)0
収縮ひずみ試験体の作製方法は,前章と同様としたo供試体は,打込みから材齢1日の脱枠までは乾燥を極力防止するために型枠面にポリエステルフィルムを敷き,その上にさらに濡れウェスで覆った。脱枠後に全面を厚さ0.05mmのアルミ箔テープで覆い乾燥を防止した。収縮ひずみは低弾性の埋込みひずみ計(剛性約40N/mm )を用いて測定した・
67

表4.2.4 試験シリーズと養生温度条件
供試体名1)
配合種別
養生温度条件

試験シリーズ

コ ン ク リ ー

ト

温度 一定

実部材 模擬 コン
ク リ ー ト温 度 履 歴養生

S F L C 10 ℃ 一 定

SFL C

E X 20 ‑R 10 ℃ 一 定

E X 2 0 ‑R

S F L C 2 0℃ 一 定

SFL C

E X 2 0 ‑R 2 0 ℃ 一 定

E X 2 0 ‑R

SFL C 20℃ 一 定

SF L CE X 2 0‑R 2 0℃ 〜 定

E X 2 0‑R

S F L C 10 → 4 0 ℃ .

SFL C

E X 20 ‑R 10 → 4 0 ℃

E X 2 0 ‑R

SF L C 10 → 6 0℃

SFL C

E X 2 0 ‑R 10 → 6 0 ℃

E X 2 0 ‑R

S F L C 2 0 → 60 ℃

SFL C

E X 2 0 ‑R 2 0 → 6 0℃ .

E X 2 0‑R

S F L C 30 → 70 ℃

SF L CE X 2 0 ‑R 3 0 → 70 ℃

E X 2 0‑R

10℃ 室 内0℃ 室 内30℃ 室 内材 齢 7 日ま で 冬 期 実 部 材 の コ ン ク リー トの 温 度 履 歴 を 模 擬 し, 材 齢 7 日 以 降 は
0℃ 室 内口熱 養 生 ∠) した 冬 期 実 部 材 の コ ン ク リ 】
トの 温 度 履 歴 を 模 擬 , 材 齢 7 日 以 降 は
0℃ 室 内材 齢 7 日ま で標 準 期 実 部 材 の コ ン ク リ‑
トの 温 度 履 歴 を 模 擬 し, 材 齢 7 日以 降 は
0℃ 室 内オ齢 7 日 ま で 夏 期 実 部 材 の コ ン ク リ ー トの 温 度 履 歴 を 模 擬 し , 材 齢 7 日以 降 は
0℃ 室 内)供試体名は, 「一定」の 記述が供試体名にある場合には,配合名と練混ぜから養生まで記述の室内温度で:;実施 したことを意味し,その他の供試体名の場合には配合,フレッシュコンクリー‑ トの練上がり温度の目標値(以下,目標練温),設定したコンクリートの目標最高ij温度 を:示 す。また,供試体名に(水中)がある場合には供試体を水中養生したことを意意味「す一る。
)加熱養生は製品を打設しした1後lにで覆い,シートをはずし,脱枠するまでの期間にシート内を蒸気に.
:より 所二定となるように加熱した養生をここでは意
昧する

0

1

材齢(日)

図4.2.1実部材模擬部材,圧縮強度用簡易断熱,
自己収縮ひずみ用簡易断熱によるコンクリーノト温度履歴の比較

68ホO.)エステルフイルム 埋込ひずみ・熟電対

′

0.1mm
＼

㌔ ∫

400

12 0 0

l

400

2000

図4.2.2 自己収縮ひずみ簡易断熱養生型枠

図4.2.3

コンクリート圧縮強度用簡易断熱養生型枠

実部材温度履歴シリーズのコンクリート圧縮強度供試体の養生は,チャンバーを用いた自己収縮試験に関してはチャンバーにて養生を行い,簡易断熱養生した自己収縮ひずみ試験に関しては図に示す発泡スチロール型枠1)を用いた簡易断熱養生とした(図4.2.2参照)o
なお,圧縮強度用簡易断熱用型枠と自己収縮ひずみ用簡易断熱養生型枠とは異なるが,事前の試験によりコンクリート温度の履歴は両者で概ね合致することか確認している。 (図4.2.1参照)(3)コンクリート温度による体積変化の補正方法
超高強度コンクリートの自己収縮ひずみの発現は若材齢時に生じ,かつ,この間において水和熱に起因した温度上昇量も大きくなる。このため,自己収縮ひずみとコンクリートの温度ひずみを精度よく分離するためには,材齢初期の線膨張係数が必要となるoまた,
シリカフユームの高温履歴下における水和の活性化が報告2)されており,このことが線膨張係数に影響を与える可能性がある。しかし,高温履歴下における線膨張係数の測定においては,自己収縮ひずみも進行しており,測定時間を極力短くする必要があるoまた,負激な温度変化は供試体内部に温度分布を生じさせるため,適切な測定ができない可能性がある。このことから,粗骨材の最大径を5mmとし, 10×100×400mmの部材を用いて,コンクリートの最高温度を65℃としたコンクリート温度履歴下におけて,線膨張係数の試験を実施した。図4.2.4に試験装置を示す。型枠には熱伝導性に優れた銅板を用い,凹部には供試体との摩擦を減らすためテフロンシートを貼り付けた。その上にポリエステルフィ
ルムで封賊した供試体を設置し,銅板型枠内に温度制御を行った水を流すことで供試体の69

図4.2.4 線膨張係数試験装置
ペースト
I I

岩3

0

.

.

.

I

コンクリート
. .

.

I

,

蝣2 0 ‑C.一.一一 6 5 ℃

.

,

. ,

1

,

1

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1

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一
l

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0

2 0℃

▲

6 5℃

ロ

I .
50

.

.

(B 一p )
. I
100

15 0

有効材齢(h)0

一50

有効材齢(h)

図4.2.5 高温領域における線膨張係数測定結果
温度制御を行なった。銅板型枠は厚さ50mmの断熱材で覆い,外部との熱交換を極力少なくした。

図4.2.5に測定結果を示す。ペースト供試体においては, 20℃養生と65℃高温養生した
場合にもMC90の有効材齢による評価した場合に経時変化に差が生じないが,骨材を混入した模擬コンクリートにおいては差が生じることを示した。ここでは,コンクリートの線
膨張係数の試験結果に基づく線膨張係数は式(4.2.1)となり,表4.2.4に示す全供試体について補正した。ただし,式(4.2.1)の線膨張係数の測定は,膨張材と収縮低減剤が混入されていない配合であるが,ここでは式(4.2.1)が適用できると仮定した。
ait) ‑ 60exp(‑0.3」)+2¥n(t)+2αG0‑ll.0

t<$4¥
t>84¥
≧84J

ここに, α(0:線膨張係数(×10"7℃), t:打込み終了からの有効材齢(h)であるO

70(4.2.1)

4. 2. 2線膨張係数の差が自己収縮ひずみ算出に与える影響

ここでは,前節で述べた線膨張係数による差が自己収縮ひずみにおよぼす影響を検討する。図4.2.6に供試体「SFLC20‑60℃」の線膨張係数とコンクリート温度履歴を,図4.2.7に線膨張係数を10×10‑6一定とした場合および式(4.2.1)とした場合の自己収縮ひずみを示す。図4.2.8に供試体「SFLC30‑60℃」の線膨張係数とコンクリート温度履歴を,図4.2.9に線膨張係数を10×10‑6一定とした場合および式(4.2.1)とした場合の自己収縮ひずみを示す。ここでは注水した時間を時間軸の原点として示すoいずれの配合においても線膨張係数が大きく変動する材齢においてコンクリートの温度上昇が少なく,かつ,応力開始時点
以前となっている。このため,本研究の範囲内では,線膨張係数が収縮ひずみにおよぼす影響は小さくなる結果となったが,以降の検討では自己収縮ひずみの精度を向上させるために式(4.2.1)を用いて補正することとする。
‑ く一. 線 膨 張 係 数‑ S F L C 2 0 → 6 0 ーC コン ク リー ト温 度

U

50

40

0
g■

.・へ

qJ

o

l

0

⊂)
×
⊂)

40

30

1=S 亨
E^^HSi
I

」」

m

芸毒

旦哩

蛋
%

0

1

2

3

4

5

6

0

7

1

2

3

有効材齢(日)‑図4.2.6

配合「SFLC20‑60℃」の線膨

図4.2.7

張係数とリート温度履歴コン
クリート温度履歴
l く>l 線 膨 張 係 数

5

6

7

配合「SFLC20‑60‑C」の各
線膨張係数による
収縮ひずみ

膨張200

‑S FL C 3 0→ 70ー
C コン ク リー ト温 度

P4

有効材齢(日)

100

70(0

40

i己!l

0

㌔‑

)

l

×

C)

=

30

60等 悪

⊂)

1

g20

5

50至 等

LL僻

蛋
憩lo

∩

40

‑700
30
0

1

2

3

4

5

6

‑800
0

7

収縮

有効材齢(日)

2

3

4

5

6

7

有効材齢(日)(配合「EX‑20」)(配合「SFLC」)
図4.2.81

配合「SFLC30‑70℃」の線膨張係数とリート温度履歴コン
クリート温度履歴
71

図4.2.9配合「SFLC30‑70℃」の各
線膨張係数による収縮ひずみ

4. 2. 3

温度履歴を考慮した膨張材と収縮低減剤による自己収縮ひずみの低減(1)コンクリートのフレッシュ性状とコンクリート最高温度
表4.2.5にコンクリートのフレッシュ性状とコンクリートの最高温度を示すO

表4.2.5フレッシュ性状およびコンクリートの最高温度
ス ランプ

空気量

7 0 ‑ (cm )(% )練上が り温度S F L C 10℃ 一 定

6 9 .0 ×7 3 .0

1 .5

l l .0l l .5

S F L C 20 ℃ 一 定

6 4 .0 ×6 4 .0

1 .5

2 1 .32 5 .2

S F L C 30 ℃ 一 定

7 1 .0 ×7 2 .0

2 .0

2 9 .93 3 .3

E X 2 0 ‑R 1 0 ℃ 一 定

6 2 .0 ×6 5 .0

1 .8

1 5 .5

1 5 .6

E X 2 0 ‑R 2 0 ℃ 一 定

6 5 .0 ×6 5 .0

1 .3

2 3 .92 3 .9E X 2 0 ‑R

3 0 ℃ 〜 定

6 9 .0 ×6 6 .0

1 .9

3 0 .23 3 .2

S F L C10→ 4 0 ℃

6 9 .0 ×7 3 .0

1 .5

l l .04 2 .0S F L C

10 → 6 0 ℃

7 1 .0 ×7 1 .5

2 .3

1 4 .46 2 .5

E X 2 0 ‑R 1 0 → 4 0 ℃

6 2 .0 ×6 4 .5

1 .8

l l .5

4 0 .5

E X 2 0 ‑R 1 0 → 6 0 ℃

6 3 .0 ×6 3 .5

2 .0

1 3 .96 0 .0SF L C

6 4 .0 ×6 4 .0

1 .5

2 1 .25 8 .6

6 4 .0 ×6 4 .0

1 .5

±2 .1

3 0→ 7 0℃

7 1 .0 ×7 2 .0

2 .0

3 1 .06 6 .8E X 2 0 ‑R 3 0 → 7 0 ℃

6 9 .0 ×6 6 .0

1 .9

3 0 .47 1 .5

E X 2 0 ‑R
S F L C

2 0 → 6 0 ℃
2 0 → 60 ℃

72

5 5 .1

(2)コンクリート温度一定条件における自己収縮ひずみの温度依存性
練上がり温度が膨張材と収縮低減剤による収縮ひずみの低減効果に与える影響を検3

1.0

討する。なお,計測は,収縮ひずみ量やそzl∃の後の挙動が予測可能となる材齢まで実施

8 0‑5

することとした。コンクリートの応力にか:監
0.0

かわる収縮量を考察する目的から時間軸原点を拘束応力が発生する時点として収縮ひ3ずみの低減効果を検討した。異なるフレッ

57

有効材齢(t+1日)

シュコンクリートの練上がり温度の目標値

図4.2.10(以下,目標練温)と温度履歴における配合「SFLC」の拘束応力の打込み直後からの経SFLCの拘束応力(打込み直後時間軸原点)時変化と一定温度で養生した配合「SFLC」と「EX20‑R」の拘束応力の経時変化を図4.2.10と図4.2.11に示す。同じ目標練温の拘束応力が生じ始める有効材齢は,コン

くヽJ

E

l.0

クリートの温度履歴と配合によらずほぼ同z・Rじとなった。このことから,目標練温10℃

謡015の配合「EX20‑R」を使用した拘束試験を実盟施していないが,ここでは配合「SFLC」を使用した拘束応力が発現する時間と同じと仮定し,収縮ひずみの低減量の検討を行う

3

5

7

有効材齢(t+1日)こととした。加えて,供試体「SFLC10℃一

図4.2.ll SFLCとEX20‑Rの拘束応力(打込み直後時間軸原点)定」に関しても拘束試験を実施していない
が,供試体「SFLC10‑40℃」と同じ有効材
齢において拘束応力が発現すると仮定した。
これは,拘束応力発現までの温度履歴の影
響はほとんど実験上生じていないことを根拠としている。また,拘束応力開始時間は
図4.2.11より,目標練温30℃, 20℃および10℃において,それぞれ有効材齢1.0日,
0.6日および0.4日となった。
図4.2.12と図4.2.13にコンクリート温
度を一定温度で養生した各目標練温の膨張
材と収縮低減剤を混入しない供試体と混入10した供試体の収縮ひずみの経時変化を示す。

有効材齢(t+1日)

凡例の供試体名は配合の目標練温を示す。

図4.2.12

膨張材と収縮低減剤を混入したことによる自己収縮ひずみの低減効果は,いずれの目73

配合「SFLC」の温度一定条件
における収縮ひずみ標練温においても認められた。膨張材と収縮低減剤を混入していない供試体「SFLC10℃」, 「SFLC20℃」 「SFLC30℃」

くD
I

C>

の有効材齢10日の自己収縮ひずみは,それ×

ぞれ‑997×10‑‑, ‑445×10‑‑, ‑400×10‑6とな

盲
恥
β
堤

り,目標練温が小さくなるほど発生する収縮ひずみ量が大きくなる結果を示し,特に

Dく
つr

rU
皿王

目標練温10℃では,目標練温20℃および30℃と比較して倍以上の収縮ひずみが発生‑1200した。各目標練温による自己収縮ひずみの有効材齢1010収縮日以降の経時変化は,供試体「SFLC10℃」ではほとんど変化していない

図4.2.13のに対して,供試体「SFLC20℃」と有効材齢(t+1日)

配合「EX20‑R」の温度一定条
件における収縮ひずみ「SFLC30℃」においては,収縮ひずみが増加しており,練上がり温度および養生温度lC)に依存して,収縮ひずみの発現に差がある

×

崩
ft

ことが認められた。供試体「EX20‑R10℃一定」の収縮ひずみは,有効材齢10日以降に膨張側に推移しているが,極端な後膨張ひずみの発生は認められなかった。
図4.2.14

300

吐fL

200

e
奄
:ト
5
堰

100

CX
=r

にコンクリート温度一定養生

nj(Ⅲとした各目標練温の収縮ひずみの低減量の経時変化を示す。ここでは,収縮ひずみの10

有効材齢(t+1日)低減量は,図4.2.12と図4.2.13の同じ目
標練温の配合「EX20‑R」と「SFLC」のひ図4.2.14

ずみを差し引くことにより算出した。目標

配合「EX20‑R」の温度一定条
件における収縮ひずみ

練温30℃の収縮ひずみの低減量は,有効材

齢3日まで増加し,それ以降の経時変化に伴う変動は小さく,目標練温10℃の収縮ひずみの低減量は,有効材齢20日まで増加し,それ以降の経時変化に伴う変動は小さくなった。
目標練温20℃においては有効材齢100日においても増加傾向が認められた。収縮ひずみの低減量は,目標練温により明確な傾向が認められなかった。
(3)コンクリート温度履歴の影響が自己収縮ひずみに及ぼす影響
コンクリートの水和による初期高温履歴が収縮ひずみの低減効果に与える影響を検討する。配合「SFLC」シリーズと「EX20‑R」シリ‑ズの各供試体の温度履歴を図4.2.15と図4.2.16にそれぞれ示す。凡例の供試体名は配合,目標練温,目標コンクリート最高温度である。
図4.2.17‑

図4.2.18に配合「SFLC」と配合「EX20‑R」の目標練温10, 20および30℃の実部材模擬温度履歴養生した供試体とコンクリート温度一定養生した供試体のひずみ経

74

80

80

70

70

〇60
雌50

薗50

〇60
CI

0
ヽ..̲

蕊

蛸

†40

†40

‑、

‑.ヽ

示30

示30
,1
口

.＼
∩

20

図4.2.15

20

10

10

材齢(t+1日)

材齢(t+1日)

図4.2.16

配合「SFLC」のコンク

リート温度履歴

リート温度履歴

0

0

‑200

‑200

×

×

奄
和、

配合「EX‑20」のコンク

穂
!ト

‑400

‑400
ー600

‑600

ォ
'=r

Dく
巳t

忠‑800

忠‑800

10

100

10

1000

100

1000

有効材齢(t+1日)

有効材齢(t+1日)(配合「EX‑20」)(配合「SFLC」)

図4.2.17 日標練温10‑Cの温度履歴供試体の自己収縮ひずみの経時変化

‑200
1

C)

I

C)

エ ー400

×

奄

盲
旨コ
白
壁
壁

」 ‑600堰
等 ‑800
‑1000
‑1200
10

100

有効材齢(t+1日)

1000

10

収縮

100

1000

有効材齢(t+1日)(配合「EX‑20」)(配合「SFLC」)

図4.2.18 日標練温20‑Cの温度履歴供試体の自己収縮ひずみの経時変化

75

l

I

C)

C)

×

×

盲
恥、
3
堤

盲
恥
3
醍

a?

Dく
.冒

‑1200

‑1200

10

収縮

100

1000

10

収縮

有効材齢(t十1日)

100

1000

有効材齢(t+1日)(配合「SFLC」)(配合「EX‑20」)

図4.2.19 日標練温30℃の温度履歴供試体の自己収縮ひずみの経時変化
時変化を示す。同じ目標練温とし,実部
材模擬温度履歴養生とした配合「SFLC」

磨と「EX20‑R」の収縮ひずみの比較から,
qついずれの目標練温においても,膨張材と

I

C)
×

収縮低減剤を混入することにより,収縮

盲
恥、
〇
普

ひずみの低減が認められた。各目標練温の配合「SFLC」の柱部材模擬温度履歴養

Dく
Ed
an

生した供試体とコンクリート温度一定養E…i

生した供試体のひずみの比較から,ひず
みは,目標練温20℃と30℃においてコン義育 ‑1000
苗撫㌧1200クリートに温度履歴を与えた方が大きく

収諸縮

10

なったが,目標練温10℃においては供試

図4.2.20

体「SFLC10‑40℃」において「SFLCI0℃

2030

目標とした練上がり温度(℃)

コンクリートの温度履一定」とほぼ同等となり, 「SFLCI0‑

歴よる有効材齢14日の60℃」において「SFLCIO
さくなった。

自己収縮ひずみ定」より小次に,自己収縮ひずみが材齢初期に生じること,図4.2.17‑

図4.2.19においてコンク

リート温度履歴を与えた供試体において有効材齢14日以降の収縮ひずみの変動が小さくなることから,有効材齢14日の自己収縮ひずみ量を用いて,柱部材模擬温度履歴が収縮ひずみに与える影響を検討する。表4.2.5に示すように目標練温と練上がり温度の測定値とずれが生じているが,コンクリートの打込み終了から0.15日までに設定温度となったため,
ここでは,この間のコンクリート温度履歴が収縮ひずみに与える影響はわずかであると考え,目標練温を用いて検討することとした。
図4.2.20に配合「SFLC」と「EX20‑R」のコンクリート温度一定養生した供試体と柱部材模擬温度履歴養生した供試体の目標とした練上がり温度と有効材齢14日の収縮ひずみ
76の関係を示すO配合「SFLC」のコンクリ‑
ト温度を一定温度で養生とした目標とした
練上がり温度10℃,20℃および30℃の収縮

離e

ひずみはそれぞれ‑996×10‑ ‑463×10‑6ぉ

I) x

よび‑411×10‑6となり,特に目標練温10℃

鞘の収縮ひずみが大きくなる傾向を示した。
このことは配合「EX20‑R」においても同様

でヽ3の傾向を示した。

・nl票とEi

各目標練温において,実部材模擬温度履‑600

歴養生としたコンクリートの温度履歴が材
齢14

1 0

収縮

20

30

40

日標とした練温(℃)

日の収縮ひずみ量に及ぼす影響を検討するため,図4.2.21に配合「SFLC」と図4.2.21コンクリートの温度履歴「EX20‑R」の柱部材模擬温度履歴養生したに伴う自己収縮ひずみの供試体とコンクリート温度一定養生した供

変動量

試体の収縮ひずみの差(以下,収縮ひずみの変動量)を示す。いずれの配合とも目標練温が高くなるほど収縮ひずみの変動量が大きくなる傾向を示したが,目標とした練上がり温度と収縮ひずみの変動量の関係は各配合で異なる。収縮ひずみの変動量は,配合「SFLC」において目標練温20℃と30℃において差が小さくなるのに対して,配合「EX20‑R」では目標とした練上がり温度と収縮ひずみの変動量
は概ね直線関係になり,目標練温が高いほどコンクリート温度履歴の影響を受け,膨張材と収縮低減剤による収縮ひずみの低減が小さくなる結果となったO膨張材の作用機構が膨張材の水和生成物がセメント硬化体に空隙を形成しながら生成しているとする報告3)があるが,この結果は,膨張材とSFLCの水和反応速度が目標練温やコンクリート温度の上昇
量により異なるため,膨張材の水和生成物による空隙形成量に差異が生じたため,収縮ひずみの低減量が異なったことが推察される。
以上のことから,収縮ひずみ量は練上がり温度とコンクリート最高温度に影響することから,これらを考慮したひび割れリスクの評価が必要と考える。
4. 2. 4

膨張材と収縮低減剤を混入・無混入の超高強度コンクリートの温度履歴を考慮した自己収縮ひずみの実験式
ここでの予測式は,最初にコンクリート温度一定条件としたときの自己収縮ひずみを予測し,次にコンクリート温度上昇量が自己収縮ひずみに与える影響を予測することとしたo
図4.2.12と図4.2.13に示す配合「SFLC」と「EX20‑R」の自己収縮ひずみの経時変化に結果によれば,有効材齢1日以前に変曲点があり,目標練温20℃と30℃の自己収縮ひずみの変曲点までの発現は目標練温10℃の発現速度がほほ等しいことがわかるoまた,前節に述べたように有効材齢14日までで自己収縮ひずみの嚢現が終了しているoこの点に着眼し,目標練上がり温度10℃の実験式を求め,自己収縮ひずみの発現における変局点と有効
材齢14日のそれぞれの自己収縮ひずみの目標練温との関係から,各配合の目標練温ごとの実験式を求めることとした。表4.2.6に各配合と各目標練温の変局点となる有効材齢と自己収縮ひずみを示す。
77

表4.2.6 自己収縮ひずみ発現の変曲点の時刻と自己収縮ひずみ
EX20‑R

SFL C

目標練温

有効材齢 自己収縮ひずみ 有効材齢 自己収縮ひずみ(冒)(xlO‑6)(冒)(xl0‑6)

10 ℃

0 .7 4 7‑7 8 1

0 .6 4 8‑6 0 4

2 0℃

0 .4 4 4‑3 5 00 .3 8 9‑2 8 730 ℃

0 .3 4 6‑2 4 4

0 .2 9 9‑ 13 1

目標練温10℃の配合「SFLC」と「EX20‑R」の実験式を式(4.2.2)と式(4.2.3)に示す。なお,
自己収縮ひずみの発現は,一般的には自己収縮ひずみ発現の変曲点となる時刻までの関数で表示されるが,本研究の範囲では変曲点となる時刻で式を分けた方が実験式と実験値との整合性が向上した。
‑SFLC‑^10^)‑‑837{l‑exp(‑5.32」2‑17)}*<0.747}(4.2.2)

sauwit)‑27810g(」+1)2‑620log(」+1)‑6520.747<t<14‑EX20‑R‑

蝣au¥。(t) ‑ ‑822(1‑exp仁3.14*1.81)}」*uu>(*)‑18810g(^+1)2 ‑30610g(」+1)‑570≦ 0.6480.648≦t≦(4.2.3)

ここで'aul。it)は目標練温10℃の自己収縮ひずみを示す。
図4.2.22と図4.2.23に配合「SFLC」と「EX‑20」の目標練温と変曲点となる時刻およ

㌻

くO
l

C⊃

400

×

奄
恥、
5
堤
Pく
とこt

‑200

I

C〉

×

‑400

毒

鷲‑600

600

堤
学 ‑800

800

ru
1Ⅲ

rU
lⅢ

10

20

30

10

日標練上がり温度CO20

目標練上がり温度(‑C)

注) Elとeau14はそれそれ変曲点時刻と有効材齢14日の自己収縮ひずみ. Tlは目標練温
図4.2.22日標練温と自己収縮ひずみの関係(配合SFLC)

図4.2.23

日標練温と自己収縮ひずみの関係(配合EX20‑R)

78

び有効材齢14日のそれぞれの自己収縮ひずみの関係を示すo実験式は2次式で表示したo
配合rSFLC」およびrEX20‑R」の変曲点時刻および有効材齢14日の目標練温の目標練温と自己収縮ひずみの実験式を式(4.2.4)から式(4.2.7)に示す。
‑SFLC‑
f,(7;)‑‑1.6257]'+91.857;‑1537(4.2.4)e...jT,)‑‑2M5T/+125.457;‑2010
蝣au¥4‑EX20‑R‑(4.2.5)」,(70‑‑0.80527+55.857]
・i^i‑1082
eMU14(Tl)‑‑1.655T*+90.35T「1415(4.2.6)(4.2.7)

三三̀で,I;は目標練温*,<?!>蝣ま目標練温7lの変曲点時刻における自己収縮ひずみ,」au¥4^和ま目標練温T.の有効材齢14日における自己収縮ひずみをそれぞれ示すo
これらの関係を用いて,配合「SFLC」および「EX20‑R」の任意の目標練温の経時変化の実験を式(4.2.8)と(4.2.9)に示すoここで,変曲点時刻で2式に差が生じる場合には式(4.2.2)と(4.2.3)が真値とし,その差を平行移動することにより調整することとした。
‑SFLC‑」auT¥c。nsteauT,const<*)‑‑837{l‑exp(‑5.32t^)}eautxit)<e(t)‑saulA{Tx)/sauu(10){278log(*+1)2‑620log(^+1)‑652}ex<sautxit)(4.2.8)‑EX20‑R‑^auTXconsi it)

冒告‑exp(‑3.14^81)}= ‑82」auT¥c。nsM> ‑ sau¥S*0/ 'au¥4(10)81。g(」+l)2‑3。61。g(」sautS" ≦ sl

+1主570)gl ≦ sautS*(4.2.9)

tP
qつ

I

C)

I

C)

×

×

義
V
畠
Si
t=<
̀=r

義

‑400

臣国
畠
堰
s

‑600

i1

ru
H

‑800

1Ⅲ

‑1000
‑1200

図4.2.241010

有効材齢(t+1日)

有効材齢(t+1日)

実験値と予測値との比較(配合SFLC)

図4.2.2579

実験値と予測値との比較(配合EX20‑R)

恥奄

ト
a

?*2.5

iSご毛w:?

‑H

掛5
1{ミニ、
▼

重曹

'&恥
15
准e

〃′

窒童:.I:
蝣H

*
10

20

30

40

50

1 0

20

温度上昇量(℃)

図4.2.26

30

40

50

温度上昇量(‑C)

配合「SFLC」の温度上昇量と図4.2.27

配合「EX20‑R」の温度上昇量とコンクリート温度上昇によるコンクリート温度上昇によるひずみ変化の割合との関係

ひずみ変化の割合との関係

ここで ‑'auT¥it)は目標練温T;における有効材齢
t日の自己収縮ひずみを示すo

表4.2.7

目標練温一定に対するコ

ンクリート温度上昇量補正係数
言If i‑...サ

SFLC

EX20‑R

10℃‑0.0026‑0.0044の実験値と実験式を用いた結果をそれぞれ示す。

20℃

0.01990.0 135

実験値と実験式の計算結果とは精度よく合致する

3<rc

0.02310.0392

図4.2.24と図4.2.25に配合「SFLC」と「EX‑20」

ことが認められた。
次にコンクリートの温度上昇量が自己収縮ひずみに及ぼす影響を取り入れた実験式を求める。図4.2.26と図4.2.27に配合「SFLC」と「EX‑20」の各目標練温のコンクリート温
度上昇量と有効材齢14日の自己収縮ひずみを目標練温一定で養生した有効材齢14日で除した値(以下補正比α)との関係を示す。データの蓄積を多くし,実験式の精度を向上させる必要があるが,ここでは実験データに基づき各目標練温と温度上昇量との関係を1次の関数として示した。しかし,温度上昇量に対する自己収縮ひずみの変動の傾向は概ね把握
することはできると考える。この結果から,配合「SFLC」と「EX20‑R」のコンクリートの温度履歴を考慮した実験式は式(4.2.10)となる。
eauTi (^2 ) ‑ eauTlean8t (t){l + αT.)(4.2.10)

ここで'auT¥(t,T2)は有効材齢tにおける目標練温T;の温度上昇量T2のときの自己収縮
ひずみ, αは実験で定める係数で表4.2.7となる。
このことから,膨張材と収縮低減剤の混入・無混入のコンクリートの温度依存性を考慮した実験式が得られた。なお,これら検討結果から,自己収縮ひずみは目標練温が高いほど自己収縮ひずみ量が小さくなる。また,初期の水和に起因する温度上昇による自己収縮
ひずみの増加は,練上がり温度が高くなるほど大きくなり,その傾向は配合「EX20‑R」に顕著に認められた。
80

4. 3

廃瓦粗骨材を用いた自己収縮ひずみの温度依存性

ここでは,基準コンクリートと廃瓦粗骨材により自己収縮ひずみの低減をしたコンクリートの温度上昇による影響を把握することを目的に実施する.検討した配合は「G20‑R」とし,目標練温20℃とし,簡易断熱養生によりコンクリートに温度履歴を与えることによりコンクリートの温度履歴の影響を検討した。

4. 3. 1

実験概要

(1)使用材料と配合
配合rG20‑R」における使用材料および配合は,それぞれ3章に示す表3.5.1と表3.7.1と同じである。
(2)実験概要
コンクリート温度一定の自己収縮ひずみ供試体の寸法は100×100×400mmとし,実部材
温度履歴シリーズの自己収縮ひずみ供試体寸法は100×100×1200mmとしたo簡易断熱養生の方法と自己収縮ひずみの測定方法は前節と同様である。
4. 3. 2

温度履歴を考慮した廃瓦租骨材による自己収縮ひずみの低減(1)コンクリートのフレッシュ性状とコンクリート最高温度
表4.3.1にコンクリートのフレッシュ性状と最高温度を示す。
表 4 .3 . 1

フ レ ッ シ ュ 性 状 お よ び コ ン ク リ ー トの最高 温笈トのEー'巳度
コ ン ク リ ー ト温 度 (℃ )

ス ランプ

空気量

フ ロ ー (cm )(% )練 上 が り温 度

最 高温度

SF L C 2 0 ℃ 一 定

64 .0 ×6 4 .0

1.5

2 1.3

2 5 .2G 2 0 ‑R 2 0 ℃ 一 定

62 .0 ×65 .0

1.8

2 2 .02 2 .0S F L C 2 0 → 60 ℃

6 9 .0 ×66 .0

1.9

2 1.2

58 .6

G 2 0‑R 20 → 60 ℃

69 .0 ×6 6 .0

1.9

22 .0

54 .9

供 試 体名(2)コンクリートの温度履歴が廃瓦粗骨材を用いた超高強度コンクリートの自己収縮ひずみに及ぼす影響
配合「SFLC20‑60℃」と「G20‑R20‑60℃」の各供試体の温度履歴を図4.3.1に示す。凡
例の供試体名は配合,目標練温,目標コンク
リート最高温度である。廃瓦粗骨材は多孔性材料であるため,水和熱に起.因したコンクリートの温度上昇量が大きくなることが考えら

10れたが,本試験の範囲内では両者に差異はほ

材齢(t+1日)

とんど認められなかった。

図4.3.1コンクリートの温度履歴
81図4.3.2に自己収縮ひずみの経時変化を示す。廃瓦粗骨材を用いたコンクリー
トの温度変化に伴う線膨張係数は骨材のくD種別により異なるとする報告4)から別途

l

C)
×

試験を行う必要があるが,ここでは,前盲節で用いた線膨張係数を用いて算出した。

三ト

5
堤
3

供試体「G20R20℃一定」と「G20R20‑60℃」の自己収縮ひずみは,供試体

RJ
lⅢ「SFLC20℃」より小さくなり,廃瓦粗骨‑1000

材を混入することによりコンクリートの‑1200

温度履歴によらず自己収縮ひずみの低減

収縮効果が認められた。.また,有効材齢20日までに関して,コンクリートの温度履

図4.3.2

歴が自己収縮ひずみ量に与える影響を配

10

100

1000

有効材齢(t+1日)

廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの自己収縮ひずみ合「SFLC」と配合「G20‑R」で比較すると,配合「G20‑R」のコンクリートの温度履歴による自己収縮ひずみの発生量の差は,配合「SFLC」と比較して小さくなる傾向が認められ,廃瓦粗骨材を用いたコンリートは自己収縮ひずみの温度依存性にともなう自己収縮ひずみの変動量を緩和させる効果もあることが考えられる。このことは,コンクリートに高温履歴を受けた場合にコンクリ‑トの相対湿度が低下することが報告5,6)されており,このことにより,廃瓦粗骨材を用いたコンクリ
ートは内部養生効果を高めたことが考えられるが,この点に関してはデータをさらに蓄積が検討を加える必要があると考える。

82

〜

cq

∈
E
g■
R」4

∈
R:
6さl
r*

崩

海

遠

遠

ヰ由

R3'

耳

也

10

10

有効材齢(日)有効材齢(日)/ (*) ‑ 149exp(0.26(ト(28/a ‑0.4))0‑5))/,(*) ‑ 143exp(0.27(l ‑ (28lit ‑ 0.4))0‑5))

図4.4.1配合「SFLC」の圧縮強度発現

図4.4.2 配合「EX20‑R」の圧縮強度発現

4. 4

圧縮強度の温度依存性

本節では, 4章で実施した各種コンク
リートの温度履歴を与えた圧縮強度供試
体の圧縮強度から,コンクリートの温度
履歴が圧縮強度に及ぼす影響を検討する。
配合「SFLC」,配合「EX‑20R」および「G20‑R」の圧縮強度発現を図4.4.1図
4.4.3にそれぞれ示す。配合「SFLC」と

くヽd

E
∈
6日
z

遠
ヰ田

遠
也

配合「EX‑20R」には全データの回帰曲線10を示す。また,凡例は供試体名を除く温度履歴の標記のみで示す。圧縮強度は,10℃一定を除き,有効材齢約100日おい

有効材齢(日)図4.4.3 配合「G20‑R」の圧縮強度発現て150N/mm2を越える結果を得た。配合
rSFLC」と配合「EX‑20R」のコンクリート温度条件「10℃一定」と「10→40℃」において回帰曲線を下回っており,一方,温度条件「10‑60℃」, 「20‑60℃」および「20→60℃」
においては回帰局線を上回る結果を示した。この理由としてコンクリート温度70℃近くにぉいて水和活性度の高まりが生じるとする報告2)があり,シリカフユームの反応の差異が生じたことが考えられる。本研究においては,コンクリートの最高温度を60℃としたが,実測値では55.1℃から62.5℃であったことから, 50℃〜60℃にシリカフユームの反応を活性化させる闇値があると推察される。このことから,シリカフェームを混入した超高強度コンクリートの圧縮強度発現を有効材齢で示す場合にはシリカフユームの活性化を考慮する必要がある。なお,配合「G20‑R」においても同様の傾向が認められた。

83

4. 5

第4章のまとめ

本章では,水結合材比15%において,練上がり温度や温度上昇量が発生する自己収縮ひ
ずみ量に及ぼす影響を実験的に検討するともに,前章で述べた自己収縮ひずみの低減の効
果に関して,温度依存性の観点から実験的に検討した。また,実験で得られた結果をもちいて実験式を求めた。本研究で得られた知見を以下に示す。
(1)超高強度コンクリートの温度履歴が与えられた場合においても膨張机収縮低減剤
および廃瓦粗骨材を混入することにより,超高強度コンクリートの領域においても自己収縮ひずみの低減効果が認められた。
(2)自己収縮ひずみの発生量は,練上がり温度やコンクリートの温度上昇量による異なり,コンクリートの温度依存性があることが認められたO(3)コンクリートを一定の温度で養生した配合「SFLC」と「EX‑20‑R」供試体の自己収縮ひずみは,練上がり温度が高くなるほど小さくなる傾向を示すことが認められた0
本研究においては,練上がり温度10℃における配合「sFLC」の自己収縮ひずみは,
練上がり温度20℃の自己収縮ひずみの2倍以上であった。
(4)配合「SFLC」と「EX‑20‑R」供試体に関しては,初期の水和に起因する温度上昇による自己収縮ひずみの増加は,練上がり温度が高くなるほど大きくなり,その傾向
は配合「EX20‑R」に顕著に認められた。
(5)配合「G20‑R」の自己収縮ひずみの温度依存性は,配合「SFLC」と比較して小さくなる傾向が認められた。この理由として,コンクリートの温度上昇によるコンクリ
ートの湿度低下から廃瓦粗骨材の内部養生効果が高まったことが考えられるが,さらにデータの蓄積が必要と考える。
(6)コンクリートの養生を20℃および30℃一定とした供試体の自己収縮ひずみの発現は若材齢時の10℃一定の自己収縮ひずみの発現と同じであるが,コンクリートの養生温度が高いほど,早い段階で自己収縮ひずみにおいて経時変化に伴う変動量が小さくなる領域に移行する傾向が認められた。
(7)配合「SFLC」と「EX‑20‑R」供試体のコンクリート温度依存性を考慮した実験式は,最初にコンクリートを一定の温度で養生した場合を求め,次にコンクリートの温度上昇量による影響を考慮することにより求めた。前述の理由から,コンクリートを一定の温度で養生した供試体の自己収縮ひずみの発現は有効材齢1日以前の自己収縮ひずみ発現の変曲点となる有効材齢の以前と以後で実験式を変えることにより精度を向上させることができた。
(8)圧縮強度の温度依存性に関しては,コンクリートの高温領域において圧縮強度が大きくなる傾向が認められた。
自己収縮ひずみ量は,練上がり温度とコンクリートの最高温度に影響することから,これらを考慮したひび割れリスクの評価が必要である。特に冬期施工に関して自己収縮ひず
み量が大きいことや強度発現が遅いことから留意する必要があると考える。

84

第4章

参考文献

1)日本建築学会:高強度コンクリ‑ト施工指針(案) ・同解説

pp.228‑229, 2005

2)菅俣匠,杉山知巳,梅沢健一,岡沢智:セメント‑シリカフユーム系結合材の水和反応と強度発現性に関する一考察,コンクリート工学年次論文集Vol.26,No.l,pp.1287‑1292,
20043)盛岡実,萩原宏俊,坂井悦郎,大門正機:膨張材を混和したセメント硬化体の微細構造,
コンクリート工学年次論文集

Vol.20, No.2, pp.169‑174, 1998

4)川口徹:コンクリートの線膨張係数に関する既往の研究成果について,マスコンクリ‑
トの温度応力発生メカニズムに関するコロキウム論文集

ppl5‑18, 19825)01e Mejlhede Jensen, Per Freiesleben Hansen : Influence of temperature on autogenous
deformation and relative humidity change in hardening cement paste, Cement and Concrete
Research 29, pp567‑575, 1999

6)寺本篤史,山崎康太,丸山一平,鈴木雅博:超高強度コンクリ‑トの自己収縮の温度依
存性,コンクリート工学年次論文集 Vol.30, No.l, pp.489‑494, 2008

85

第5章
5. 1

低収縮超高強度コンクリートの拘束応力の検討

はじめに部材に発生する応力度は自己収縮ひずみの大きさだけでは判断できず,ヤング係数やクリープ特性などにより影響されるOの低減化について述べてきた。

これまでは,超高強度コンクリートの自己収縮ひずみ

本章では,超高強度コンクリートの自己収縮ひずみの発現が若材齢時に生じるため,若材齢時のクリープ特性を実験的に把握し,クリープ実験式を求め,次に基準コンクリートと膨張材と収縮低減剤および瓦粗骨材を用いて自己収縮ひずみを低減したコンクリート(以下,低収縮超高強度コンクリート)の拘束応力試験結果による拘束応力の低減効果の検討を行い,実験で求めたクリープ特性を取り入れたstepbystep法l)よる解析結果を比較検討する。なお,解析結果の比較検討はコンクリート温度が一定の条件で実施した。
5・ 2

超高強度コンクリートのクリープ特性

ここでは,超高強度コンクリートの若材齢時のクリープ特性を把握することを目的にク
リープ試験を実施するo

なお,水結合材比0.3の膨張材と収縮低減剤を混入したコンクリ‑トと無混入のコンクリ‑トではほぼ等しいクリープ性状を示すとする報告l)から,本実
験では基準コンクリートのみ実施することとし,水結合材比0.15における低収縮超高強度
コンクリートについては解析結果と実験結果を比較し,基準コンクリートのクリープ特性の適用性を検討した。

5. 2. 1

実験概要

(1)使用材料と配合
表5.2.1と表5.2.2に使用材料と鉱物組成をそれぞれ示す。表5.2.3には配合表を示す。
セメントには,低熱ボルトランドセメント(記号L)を使用した。混和材には,シリカフユ‑ム(記号sF)を使用したo

なお,セメント種類Lと混和材sFを混合する配合では, Lの重量の10.6%を混和材sFにあらかじめ置換したプレミックス材(記号SFLC,密度3.08g/cm
比表面積6330cm2/g)を使用した。粗骨材のかさ容積を0.53m'/m3と固定した。空気量は2%とした。

表5.2.1使用材料
セメント

低 熱 ボル トランドセメント

細骨 材

大 月 産 安 山岩 砕 砂

粗骨材

盛 岡産輝 線岩砕 石

密 度 3 .2 2 g/cm 3 比 表 面 積 : 3 54 0 cm 2′g
表 乾 密 度 2 .62 g ′cm

吸 水 率 2 .53 % ,F M ‥2 .53

高性能 減水剤

G

ポ リカル ボ ン 酸 系

SP

‑

D

消泡剤
混 和材

シ リカ フ ユ ー ムS

表 乾 密 度 2 .94 g/cm j 吸 水 率 0 .38 % ,F M : 6 .19
実 積 率 :59 .9 % , B S 破 砕 値 ‥7 .8 6%

混和剤

L

密 度 : 2 .2 3 g ′
cm

S6

比表 面積

18 .6 m "′g

SF

表5.2.3 配合表
単 位 量 (k g ′m 3)
配合

I'‑ i".

W ′
SF LC
W

SFL C

S

G

SP′
SFL C

D ′
SF L C

温 度 (℃ )練混ぜは400リットル2軸強制ミキサを使用し,1バッチの練量は200リットルとしたo
練混ぜはSFLCおよび細骨材の空練りを15秒行い,その後に水と混和剤を添加してモルタ
ル練りを210秒行い,最後に粗骨材を投入してコンクリート練りを90秒とし,排出した。
スランプフローの目標値は650±100mmとなるように混和剤量を調整した。

(2)養生条件
クリープ試験体の養生条件は,全面を厚さ0.05mmで覆い,温度20℃,湿度60%R.H.の室内にて静置した。
(3)クリープ試験方法
供試体は,同一断面のクリ‑プ
供試体と無載荷供試体を同時に作製した。超高強度コンクリートの自己収縮ひずみは若材齢時に発生

ジ
ャ
ッ
キ
『
、
計
蝣ーf ii
供試
体890

し,そのひずみに起因して拘束応
ロードセル力が発生する。このため,材齢1一600(試区w x .

反 力架台

日以下での若材齢時のクリープ特図5.2.1クリープ試験状況性の把握も必要となる。本試験では若材齢時においても載荷可能となる横置きのクリープ試験機を用いることとした。図5.2.1と写真
5.2.1にクリープ試験状況を示す。
本試験で用いたクリープ試験装置
は,横置きでジャッキと接続されており,迅速に載荷できるため,
若材齢時のクリープ係数を測定するのに適している。フレームを反写真5.2.1クリープ試験状況

力架台として500kNジャッキにて供試体に載荷し,荷重変動を±5%となるように静的コントローラに87て調整した。供試体の寸法は200×200×890mmとし,測定区間長を600mmとした。載荷時有効材齢は0.756, 0.917日, 1.107日および9.865日とした。

(4)測定方法
クリ‑プ供試体と無載荷供試体の自己収縮ひずみ量は等しいことから, 「クリープひず
み+弾性ひずみ」の算出は,クリープ供試体のひずみから無載荷供試体のひずみを差し引くことにより行った。この試験の計測は試験区間600mmの変位を精度1/500mmの変位計を用いて行った。
5. 2. 2 超高強度コンクリートの若材齢におけるクリープ特性(1)フレッシュ性状
表5.2.4にコンクリートのフ

表5.2.4 各載荷時有効材齢試験供試体のレッシュ性状を示す。

フレッシュ性状
載 荷 時 有 効

(2)クリープ関数

材 齢 ( 冒)

本研究におけるクリープ特性
はw/Ec.1%(コンクリ‑トの載荷有効材齢/コンクリート

ス ラ ン プフ ロ

(c m )

空 気 量

練 上 が り(% )温 度 (℃ )2 .0

2 2 .0‑1 2 .2

0 .7 5 6

6 8 .0 ×7 4 .5

0 .9 1 7

6 7 .0 ×6 5 .0

1 .1 0 7

5 9 .0 ×5 7 .0

1 .7

7 .2

9 .8 6 5

6 1 .0 ×6 0 .0

2 .1

l l .0の有効材齢28日)により算出す
る修正MC90法1)を用いて評価することとした。クリープ関数を式

60(5.2.‑1)に示す。
√、 50
∈

0.3

¥

(t ‑to)/to<t>{t,t。 ) ‑ </>,

KM

40

..:己

pH +(t‑t*)ltl )遠30m(5.2.1)

ここで

'蝣Cn

20

.ヽ

キ10

A*A)はクリープ係数,射まク

リープ係数の終局値, PHはクリープ進

I 1.

1.0

SFLC 「10.0

100.0

有効材齢(日)

行速度を表す係数,古は有効材齢(冒), ≠l

図5.2.2 ヤング係数発現は1日, goは載荷時有効材齢(冒)をそれぞれ示す。

このことから,以下ではヤング係数特性を示し,次にクリープ特性を示すこととする。

(3)圧縮強度およびヤング係数特性
配合「SFLC」のヤング係数の経時変化を図5.2.2に示す。表5.2.4に載荷時有効材齢を示す。また,同表には,載荷時のヤング係数と有効材齢28日のヤング係数比,載荷時圧縮強度試験および載荷応力と載荷時圧縮強度の比をあわせて示す。
88

表5.2.4 載荷時圧縮強度とヤング係数比
載 荷 時

載 荷 時

有 効 材 齢

圧 縮 強 度

( 冒)

(N ′
m m

0 .7 5 6

1 2 .70 .2 6 3

0 .3 3 3

0 .9 1 7

2 6 .2

0 .4 1 9

0 .3 3 3

1 .10 74 9 .80 .5 7 6

0 .2 2 6

0.5

9 .8 6 5

1 14

0 .9 0 0

0 .0 9 90.0)

E c (to)′E c ,28 *載 荷 応・'‑. ‑I'.!'.
との 比
1.5
1.0

0.1

1.0

10.0

100.0

有効材齢(日)Ec(to) ‥載荷時有効材齢のヤング係数,
Ec,28‥有効材齢28日のヤング係数を示す*:K=Ec(tO)/Ec,28

図5.2.3

クリープ係数の経時変化(4)クリープ試験結果
コこ

CQ.
⊂I

図5.2.3に各Ec(.tj)IEC:nのクリー
プ係数の経時変化を示す。同図には式

‑9・

30

」3
Mi

a
壁

25

ト中

電
咲
紙I
15 雌
増!

s

20

1

(5.2.1)を用いて最小2乗法により回帰した結果を実線であわせて示す。この

ヽ

示 1.5
n匡
w 1.0

10

0.5

回帰結果により,各Ee<tj)!E.c,28の￠O

5

it:

瑚

0.0
0.0

とβ〟を求めた。

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Ec(to)/ Ec,28

図5.2.4にEeitj)IEe^とQoおよびPHの関係を示すO

図5.2.4ヤング係数と￠oおよびβHの関係

この結果から,式(5.2.2)と(5.2.3)に示すクリープ関数
を最小2乗法により求めた。同図には,あわせて回帰した結果と水結合材比
oー3のクリープ関数1)を示す。

っ2・5
+J
・lJ

2.0

慧1・5
両
I 1.0

S, ‑ 0.15 + 5.2expC^.OCEl^,,)/ EC,2J)

ヽ

小0.5

10

(5.2.2)100

有効材齢(days)o < Ee(to)/Ecta < 0.210

図5.2.5 クリープ係数経時変化

β〟 ‑ 0.000001

0.270 < EMIE.e,28
βH ‑49A(EM/^V‑13.2(5.2.3)89

1000

以上から,超高強度コンクリートの若材齢時のクリープ関数を得た。文献1)との比較において,超高強度コンクリートのdoではほぼ等しくなったが, βHにおいては同じ
EMj)IEcazに対して大きくなる結果となったOこの結果は,若材齢時のシリカフユ‑ム
混入コンクリートでは,未水和セメント粒子周囲に形成される空隙のために変形拘束が低下し,クリープ変形が大きくなるとする報告2)と合致しない結果となった。この点については,さらに検討が必要と考える。
図5.2.2のヤング係数を用いて式(5.2.1)‑(5.2.3)を用いて算出したクリープ係数の算出
した結果を図5.2.5に示す。なお,拘束試験におけるクリープ係数は,供試体作製時に採取したテストピースのヤング係数を用いて求めた。

5. 3

低収縮超高強度コンクリートの拘束応力

本節では,膨張材,収縮低減剤および廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの拘束応力の低減効果を検討する。また,あわせてコンクリートの温度履歴や乾燥収縮ひずみの影響に関してもあわせて検討する。

5. 3. 1

実験概要

拘束応力の供試体は3章および4章の自己収縮ひずみの試験と併せて採取した。検討した配合の水結合材比は0.15である.表5.3.1に拘束応力供試体の一覧を示す。コンクリー
表5.3.1拘束応力供試体一覧
供試 体寸 法供 試体名シ リー ズ(m m )‑封賊

鉄 筋 比 (% )SF L C 2 0 ℃ 〜 定

I

ト温 度
一 定

履歴

2 8 日乾燥 開始

燥開始(配 合 )

1.63

1.67

1.62

表 3 l今.1

S F L C 2 0 ℃ 一 定 ‑ D 16
SFL C 20℃ 】 定 ‑ D 22

12 5x 12 5x 120 0

0 .63 7
1.0 4
2 .0 8‑‑

表 3 .4 .1

E X 2 0 ‑R 2 0 ℃ 一 定

10 0x 10 0x 12 0 0

1.6 7

1.62

1.6 7

表 3 .4 .1

G 4 0 ‑2 0℃ 一 定

10 0x 100 x 12 0 0

1.6 4

1.6 0

1 .6 4

表 3 .5 .3

G 2 0 ‑2 0℃ 一 定

10 0x 100 x 12 0 0

1.6 5

1.69

1 .6 6

表 3 .5 .3

G 2 0 ‑R 2 0 ℃ 一 定

10 0x 100 x 12 0 0

1.6 9

‑

I

表 3 .7 .1

G 2 0 ‑E X 10 ‑R 2 0 ℃ 一 定

100 x 10 0 x 12 0 0

1.6 8

1.69

1.6 5

表 3 .7 .1

SF L C 3 0 ℃ ‑ 定

100 x 10 0 x 12 00

1.64

‑

‑

表 4 .2 .3

E X 20 ‑R 30 ℃ 一 定

100 x 10 0x 12 00 ‑

1.64

‑

‑

表 4 .2 .3

S F L C 10 → 40 ℃

12 5 x 12 5x 12 00

2 .05

‑

‑

S F L C 2 0→ 60 ℃

12 5x 12 5x 12 0 0

2 .10

‑

‑

S F L C 30 → 70 ℃ .

12 5x 12 5x 12 0 0

2 .10

‑

‑

G 2 0‑R 2 0 → 6 0 ℃

10 0x 100 x 12 0 0

1.6 9

‑

‑

コンク リ
ー ト温 度

7 日乾

10 0 x 10 0x 12 00

S F L C 2 0 ℃ 一 定 ー D 13

コ ンク リ

備 考

鉄 筋 比 (% )試験90

表 4 .2 .3
表 4 .2 .3
表 4 .2 .3
表 3 .7 .1

ト温度一定シリーズの供試体「SFLC20℃一定‑D13」, 「SFLC20℃一定‑D16」および「SFLC20℃一定‑D22」コンクリートは寸法
を

125

× 125

× 1200mmとし,

SD295A‑DIO(鉄筋比0.6%), SD295A‑D16(秩筋比1%)およびSD345‑D22(鉄筋比2%)を供

(立面図)

(平面図)

試体中央に埋設した。温度履歴シリーズの図5.3.1簡易断熟した拘束応力供試体

供試体「SFLC10‑40℃」, 「SFLC20‑白o℃

̲1」および「SFLC30‑70℃」は寸法を125×125×1200mmとし, SD345‑D22(鉄筋比約2%)を供試体中央に埋設したoその他の供試体は寸法を100×100×1200mmとし, SD295A‑D16(鉄筋比約1.7%)を供試体中央に埋設したo
図5.3.1に簡易断熱養生した拘束応力供試体の実験状況を示す。
拘束応力で使用した鉄筋は,あらかじめ「荷重‑ひずみ」の関係を試験により求め,拘束応力の算出に反映した。また,鉄筋の温度ひずみは,コンクリートとの付着を切った鉄筋に添付したダミーゲージを用いて差し引いた。

5. 3. 2

コンクリート温度一定条件における拘束応力低減効果(1)解析
解析は増分型stepbystep法を用いた。解析に用いた自己収縮ひずみは,第3章および第4章で示した実験値とした。コンクリートの線膨張係数は第4章で示した有効材齢と線膨張係数の関係を用いた。また,クリープ関数は前節の結果を用いた。コンクリートの圧縮
強度発現およびヤング係数は,第3章および第4章で示した実験結果を式(5.3.1)および(5.3.2)で回帰した。表5.3.2に最小2乗法を用いて回帰して得た各係数を示す。

表5.3.2 圧縮強度発現・ヤング係数の回帰結果
供 試 体 名I

圧 縮 強 度 発 現

ヤ ン グ 係 数

備 考

(圧 縮 強 度 ,ヤ ン グ係 数 の 結 果 )

a

b

C

d

e

SF L C 20℃ 一 定

1 4 8 .9

0 .1 9 3

0 .6

5 .4 9 3 3

0 .4 5 4 4

図 3 .9 .1 ,図 3 .9 .5

E X 20R 20℃ 一 定

1 3 7 .3

0 .2 1 6

0 .6

5 .4 9 3 3

0 .4 5 4 4

図 3 .9 .1 ,図 3 .9 .5

G 4 0 ー2 0 ℃ 一 定

1 5 3 .9

0 .2 5 9

0 .6

3 .4 5 1 5

0 .5 3 0 5

図 3 .9 .2 , 図 3 .9 .6

1 5 3 .6

0 .2 3 3

0 .6

4 .4 1 6 9

0 .4 8 2 7

図 3 .9 .3 , 図 3 .9 .7

G 2 0 ‑R 2 0 ℃ 一 定

1 3 9 .6

0 .2 9 8

0 .6

4 .4 1 6 9

0 .4 8 2 7

図 3 .9 .3 , 図 3 .9 .7

G 2 0 ‑E X 1 0 ‑R 2 0 ℃ 一 定

1 4 1 .4

0 .2 4 7

0 .6

4 .4 1 6 9

0 .4 8 2 7

図 3 .9 .3 , 図 3 .9 .7

SF L C 30℃ 一 定

1 5 0 .8

0 .2 8 0

1 .0

5 .4 9 3 3

0 .4 5 4 4

図 4 .4 .1 ,図 3 .9 .5

E X 20R 30℃ 一 定

1 4 0 .4

0 .3 51 .0

5 .4 9 3 3

0 .4 5 4 4

図 4 .4 .2 ,図 3 .9 .5

G 2 0 ‑2 0 ℃ 一 定

、

91

2.4
2.1
1.8
∈
E
g■
*a

‑R
哩
w
普:

1.5
E
B=
i1
2

1.2
0.9

・R
哩
瑞
:監

0.6
0.3
0.0
‑0.3
‑0.6

10

100

1000

10

有効材齢(t+1日)

100

1000

有効材齢(t+1日)

図5.3.2 膨張材と収縮低減剤による

図5.3.3 廃瓦粗骨材による拘束応力

拘束応力低減効果

低減効果

fe(t) ‑a‑exp[b¥L‑{28/(t‑ :Tu(5.3.1)

E (t)‑d‑f(tY(5.3.2)

ここでfit)は有効材齢t日における圧縮強度, Cは各練上がり温度による拘束応力が開始する有効材齢(練上がり温度10℃のとき0.4日,練上がり温度20℃のとき0.6日,練上
がり温度30℃のとき1・0日)(第4章図4.2.5,図4.2.6参照), EMは圧縮強度fit)におけるヤング係数a,b,d,eは回帰により定まる係数(2)封繊養生条件における拘束応力結果および解析結果
図5.3.2と図5.3.3に供試体「SFLC20℃一定」, 「EX20R20℃一定」, 「G40‑20℃一定」および「G20‑20℃‑定」の拘束応力実験値と解析結果を示す。拘束応力の実験値は,膨張材と収縮低減剤を入れた配合および廃瓦粗骨材を混入した配合において拘束応力の低減効果が認められた。供試体「EX20R20℃一定」は有効材齢初期に約0.6N/mm2の拘束応力が発生し,経時的に拘束力の増加がほとんど認めらなかったが,供試体「G20‑20℃一定」と供
試体「G40‑20℃一定」は有効材齢1日まで圧縮応力が発生するが,材齢1日以降において拘束応力が引張側に転じ,かつ,経時変化にも変動した。特に供試体「G40‑20」の引張応
力‑の変動が大きくなった。第3章で記述したように供試体「G20‑20℃一定」の自己収縮
ひずみの有効材齢450日の発生量は,供試体「SFLC20℃一定」と比較して小さいが,供試体「G20一定」の有効材齢約300日の拘束応力は供試体「EX20‑R20℃一定」とほぼ等しくなる結果を示した。この理由として,供試体「EX20‑R20℃一定」自己収縮ひずみは,供試体「G20‑20℃一定」と比較して収縮側に転じる材齢が早いため,ヤング係数が小さく,かつ,クリープ変形による応力緩和により拘束応力が小さくなったことが考えられる。これ92

らのことから,廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの拘束応力を低減するためには,経時変化にともなう自己収縮ひずみの発生量を低減させる必要があると考える。
供試体「SFLC20℃一定」の解析値は,
ほぼ実験値と一致し,クリープ特性を解析により表示することができた。供試体「EX20‑R20℃一定」の解析値は実験値と比較して大きくなり,膨張材と収縮低減

2.1

¥K
くり

∈
∈
iZI

1.5

≡

1.2

‑R
哩
鵬
普:

0.9
0.6
0.3
0.0

剤を混入した供試体の解析を無混入とし‑0.3

た供試体におけるクリープ関数を用いて

‑0.6

10

解析した結果は実測値とほぼ一致した報

100

1000

有効材齢(t+1日)

告1)とは異なる結果となった。この理由
として,膨張材を混入したことから組織

図5.3.4に空隙が生じ,結果として無混入のコン
クリートより剛性が低下したため,クリ

配合「SFLC」の異なる鉄筋比による拘束応力の実測値と解析値との比較‑プによる応力緩和が大きくなったことが考えられる。膨張材と収縮低減剤を混入したクリープ特性に関してはクリープ試験を実施し,拘束試験結果と比較する必要があり,これについては今後の課題とするo
クリープ係数の大きさは,コンクリートに使用する骨材により異なることが知られており,例えば土木学会示方書では軽量骨材を用いたコンクリートのクリープ係数は,天然骨材をコンクリートと比較して約25%小さい値が示されている3)O廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの解析を精度よく実施するためには廃瓦粗骨材を用いたコンクリートのクリープ試験を実施する必要がある。ここでは,廃瓦粗骨材を用いたコンクリートと天然骨材を用いたコンクリートとのクリープ特性の差を把握する目的で解析を実施した。供試体
rG40‑20℃一定」の供試体は,材齢初期において実測値と解析値とがほほ一致する結果となったが有効材齢20日以降においては差が生じる結果となったo供試体「G20‑20℃一定」の供試体に関しては,解析値は実験値より若干小さくなる結果となった。このことから,
精度よく解析するためには今後クリープ試験によらなければならないが,本研究範囲内では粗骨材容積の20%であればクリープ特性は配合「SFLC」に近いことが考えられるo
図5.3.4に配合rSFLC」の異なる鉄筋比による拘束応力の実測値と解析値との比較を示す。供試体rSFLC20℃一定‑D13」は実測値と解析値とが一致しており,クリープ関数が適正であったことが考えられる。しかし,供試体「SFLC20℃一定‑D16」および供試体
rSFLC20℃一定‑D22」においては,解析結果は実測値と比較して大きく評価する結果となった。この理由として,鉄筋比が大きい場合に鉄筋周囲に微細なひび割れが発生することが報告4,5)されており,このため,クリープ線形則の適用の範囲を超えたことなどが考えられる。

93

(3)廃瓦粗骨材を超高強度コンクリー
トの膨張材ないし収縮低減剤を混入する

2.4

ことによる拘束応力低減効果

2.1

図5.3.5に供試体「SFLC20℃一定」,

1.8「G20R20℃一定」, 「G20EXIOR20℃一

E
s
g!l
ォa

定」および「EX20R20℃一定」の拘束応

・R
哩
煤
思

力の経時変化を示す。供試体「EX20R20℃一定」の拘束応力は,有効材齢約150日
において0.llN/mm2の引張応力となり,

1.5
1.2
0.9
MG
O.3
0.0
‑0.3

拘束応力を大幅に低減する結果を示した。

‑0.6

配合「G20」に収縮低減剤のみを混入し

10

100

1000

有効材齢(t+1日)

た供試体「G20R20℃一定」の拘束応力は,「G20」と比較して小さくなったが,経図5.3.5 配合「G20」に収縮低減剤ないし膨張材および収縮低減剤を混入す

時変化にともなう拘束応力の増加量の抑制効果は小さくなった。また,供試体ることによる拘束応力低減効果「G20R20℃一定」の有効材齢10日からの拘束応力の増分量は「G20」とほぼ等しいことから,収縮低減剤の拘束応力の低減効果
は材齢初期であると考えられ,供試体に圧縮応力が発生したあとに引張応力側に転じる際にその発生する引張応力度を小さくする役割をしていることが考えられる。また,長期的な拘束応力の抑制は膨張材によるものと考えられる。これらのことから,膨張材と収縮低減剤を混入することにより,両者による複合効果によりさらに拘束応力を低減したことが認められた。この傾向は,自己収縮ひずみの抑制効果と同様となった。

(4)各種自己応力低減方法の相対比較
図5.3.6および図5.3.7に練上がり温度20℃,コンクリート温度20℃とした鉄筋比約1.7%の有効材齢10日および360日の拘束応力をそれぞれ示す。供試体「G40‑20℃一定」
及び「G20‑20℃一定」の拘束応力は,有効材齢10日においては供試体「EX20R20℃一定」
より小さくなり,有効材齢360日においては大きくなり,廃瓦粗骨材のみの拘束応力低減においては,初期材齢においては効果があるものの長期的には拘束応力の低減効果が小さくなる傾向を示した。一方,供試体「G20‑20℃一定」にさらに収縮低減剤ないし,膨張材と収縮低減剤を混入することにより,供試体「EX20R20℃」小さくなる結果を得た。これ
らから膨張材と収縮低減剤を用いた自己応力の低減効果は,後膨張の課題があることから,
拘束応力の低減はとして限界があると考えられるが,廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤を併用することにより,さらに拘束応力の低減効果が発揮できることが明らかとなった。
図5.3.8および図5.3.9に供試体「SFLC」の拘束応力から各供試体の拘束応力を差し引いた値を拘束応力の低減効果の経時変化を示す。供試体「G40‑20℃一定」の自己応力の低減効果は初期材齢において有効であると考えられるが,長期的には低減効果が小さくなる傾向にあること,膨張材と収縮低減剤を混入することにより,廃瓦粗骨材の内部養生による初期の拘束応力低減効果を長期的に維持する効果があるが認められた。また,廃瓦粗骨材の拘束応力の低減効果は,有効材齢9日に着眼した場合に,収縮低減剤をのみを混入し
94

2.0

2.0

1.5

1.5
∈
∈
iI
≡

∈
B:
6日
z

1.0

・R

‑R

¥s

哩

鵬
富

輔
盟

享

葺

き

享

O
董

1.0

芸

享
C〉

ES

事

f一

享

o XLU
重
責
C〉
eq
o

CヽJ

くつ

注1:()の数値は各配合の拘束応力/SFLCの拘束応力を示す
注2 :供試体名の表記は20‑C一定を省略
図5.3.6

コンクリート温度20℃一定

図5.3.7とした拘束応力比較

コンクリート温度20‑C一定とした拘束応力比較

有効材齢360日

有効材齢10日
2.0
cq

1.8

∈
.m

1.5

63
z

叫叫1・3

叫叫

∈

＼
KM

1.5
1,3

駕

慧1・0
蝣R

t埼
‑R
哩
梶
蛮:

0.8

ijg^^^M児

里 0.3

1.0
0.8
0.5
0.3
0.0

0.0

10

100

10

1000

100

有効材齢(t+1日)

有効材齢(t+1日)

注:凡例は例えばSFLC‑G40はSFLCの拘束からG40を差し引いたこと示す
図5.3.8拘束応力の低減効果‑1

図5.3.9(供試体G40, G20, EX20R)

拘束応力の低減効果‑2
供試体G20, G20R, G20EXIOR)

た場合にはその低減効果を概ね維持しているoこれは第3章の収縮ひずみで述べたことと同様に収縮低減剤のみでは廃瓦粗骨材の内部養生方法による効果は短期で発揮し,有効材
齢9日以降においては供試体「SFLC20℃一定」の拘束応力の変動量が生していることも意味する。一方,さらに膨張材を混入した場合には拘束応力の低減効果が漸増しており,有
効材齢9日以降においても自己応力を抑制していることを意味するoこれらのことから,
短期・長期に自己応力を低減させるためには,内部養生方法の効果と膨張材および収縮低減剤を混入することが最も効果があると考えられる。

95

(5)コンクリートの温度を30℃‑定と20℃一定とした場合の拘束応力低減効果の比較
図5.3.10**!

に配合「SFLC」および

2.1「EX20‑R」のコンクリート温度20℃一

1.8
1.5

拘束応力実測値を示す。また,同図には

∈
∈
g!l
z
‑R

0.9

供試体「SFLC20℃一定」と供試体

」
捕

0.6

「SFLC30℃一定」の解析値を示す。いず普定とした場合と30℃一定とした場合の

1.2

0.3
0.0

れのコンクリート温度においても膨張材‑0.3と収縮低減剤を混入することにより拘束‑0.6

応力の低減効果が認められた。供試体

10

100

1000

有効材齢(t+1日)「sFLC20℃一定」の拘束応力は有効材齢100日において1.7N/mm2に対して,供試

図5.3.10

配合「SFLC」と「EX20‑R」のコン

体「SFLC30℃一定」では1.2N/mm2とな

クリ‑ト温度り,発生する拘束応力にコンクリート温

定とした場合の拘束応力比較

20oC一定と30‑C一度の依存性が認められた。供試体「EX20R20℃一定十の拘束応力は経時変化に伴う増分量がほとんど認められなかったが,「EX20R30℃一定」の拘束応力は経時変化に伴う増分量が認められた。また,配合「EX20R」と「SFLC」のコンクリート温度20℃と30℃の拘束応力の差(各コンクリート温度における低減効果)は,コンクリート温度20℃とした供試体の方が大きくなる傾向が認められ,膨張材と収縮低減剤による拘束応力の低減効果は,コンクリート温度による差が生じることが確認された。膨張材の作用機構が膨張材の水和生成物がセメント硬化体に空隙を形成しながら生成するとする報告6)があるが,この結果は,膨張材とSFLCの水和反応速度がコンクリート温度により異なるため,膨張材の水和生成物による空隙生成量に差が生じたため,コンクリート温度により拘束応力の低減効果が異なったと推察される。以上のことから,膨張材と収縮低減剤による低減効果はコンクリート温度依存性を考慮する必要がある。
供試体「SFLC30℃一定」と「SFLC20℃一定」の実測値と解析値の比較において,供試体「SFLC30℃一定」に関しては解析値と実測値精度良く解析できない結果となった。コン
クリートのクリープ特性に関して温度依存性が存在することが報告7)されており,本研究においても同様と考えられ,今後さらに検討を進める必要がある。

96

(6)自己収縮ひずみと拘束応
力供試体の鉄筋ひずみとの関係
図 5.3.11 に 供 試 体「 SFLC20℃ 一 定」 及 び

qコ
l

C)

「EX20‑R20℃一定」の自己収縮
ひずみと鉄筋ひずみの関係を示す。図は材齢365日までとして示す。供試体「SFLC20℃一定」

×
iさらi

奄
≠
β
蛭
S

の有効材齢1日までの自己収縮
ひずみ発現量‑400×10‑6に対す
る鉄筋ひずみの変動量は

‑600

‑200

‑400

‑200

200

自己収縮ひずみ(xl 0"B)

400

膨張

×10‑6であり,有効材齢1日から365日までの自己収縮ひずみ

図5.3.ll 「SFLC20℃一定」と「EX20R20‑C一定」の発現量‑250×10‑'に対する鉄筋

自己収縮ひずみと拘束応力供試体の鉄筋ひひずみの変動量は, ‑250×10‑6

ずみとの関係となり,若材齢時における自己収縮ひずみに対する鉄筋ひずみの変動量が小さくなる結果を示した。この傾向は供試体「EX20‑R」でも同様であった。
これは,図5.3.2に示すように
若材齢時のクリープによる応力緩和が大きいことやコンクリ‑

くD
I

C)
〉く

奄
V
5
鰭
感

トのヤング係数が小さいことより自己収縮ひずみの拘束に対す‑1000

るコンクリートの応力増分が小

‑800

‑600

‑400

‑200

200

日己収縮ひずみ(xl 0"e)

400

膨張

さいためと考えられる。また,
有効材齢1日以前の自己収縮ひ図5.3.12 「SFLC20‑C一 定」, 「G40‑20‑C一定」および

ずみと鉄筋ひずみに関して,供「G20‑20℃一定」の自己収縮ひずみと拘束試体「SFLC20℃一定」と

応力供試体の鉄筋ひずみとの関係「EX20‑R20℃一定」の自己収縮
ひずみの変動量に対する鉄筋ひずみの増分量を比較した場合に供試体「EX20‑R20℃一定」の方が小さくなる傾向を示した。このことから,若材齢時の供試体「EX20‑R20℃一定」のクリープ係数は, 「SFLC20℃一定」より小さいことが考えられる。また,配合「SFLC20℃一定」のクリープ係数を用いて実施した「EX20‑R」の解析値が実験値と比較して大きくなったことは,自己収縮ひずみと鉄筋ひずみから得られたクリープ特性と傾向的に整合している。
図5.3.12に供試体「SFLC20℃一定」, 「G40‑20℃一定」および「G20‑20℃一定」の自己収縮ひずみと鉄筋ひずみの関係を示す。
廃瓦粗骨材を混入した供試体「G40‑20℃一定」および「G20‑20℃一定」は有効材齢1日に97

おいて自己収縮ひずみと鉄筋ひずみは膨張側となり,その後に収縮側に転じた。若材齢時であるため,クリープによる応力緩

F<
l

C>

和により鉄筋に発生する膨張材
ひずみは100×10‑6であったが,供試体「SFLC20℃一定」に比べて大幅に初期に発生する引張ひ

×

*
恥
5
揺
感

ずみを抑制する傾向が認められた。しかし,有効材齢1日以降に関してはクリープ係数が小さ

‑1000

‑800

‑600

‑200

日己収縮ひずみ(xl (T)くなるため,鉄筋ひずみの収縮側‑の変動が大きくなり,その‑400

図5.3.13

200

400

膨張

「G20‑20‑C一定」, 「G20R20oC‑定」および

傾向は供試体「G40‑20‑定」で「G20EXIOR20℃一定」の自己収縮ひずみと顕著に認められた。この理由と拘束応力供試体の鉄筋ひずみとの関係

して,第3章で示したように供試体「G40‑20‑定」の自己収縮
ひずみは経時変化に伴う変動量が大きいのに対して,供試体「G40‑20一定」の自己収縮ひずみは有効材齢10日までに変動が収まり,その材齢以降の変動が小さいため,ヤング係数が大きな領域で自己収縮ひずみが変動する供試体「G40‑20一定」は,結果的に鉄筋ひずみが大きくなったと考えられる。
図5.3. 13に供試体「SFLC20℃一定」, 「G20‑R20℃一定」および「G20‑EXIOR20℃一定」の自己収縮ひずみと鉄筋ひずみの関係を示す。瓦粗骨材を粗骨材全容積の20%とした配合
は,有効材齢1日において鉄筋ひずみが概ねoとなったO

供試体「G20‑R20℃一定」は膨張ひずみが発生し,収縮側に転じたときに鉄筋に収縮ひずみが発生したのに対して,さらに膨張材を添加した供試体「G20‑EXIOR20℃一定」においては,収縮側に転じた場合においても鉄筋ひずみは概ねOをとなり,廃瓦粗骨材の配合に膨張材と収縮低減剤を混入することによりさらに鉄筋に発生する収縮ひずみを抑制する効果が認められた。

98

(6)乾燥条件が拘束応力に与える影響
図3.5.14から16に各配合の有効材齢28日で養生方法を封繊養生と気乾養生に変更した拘束応力の経時変化を示す。図3.4.17に材齢28日からの乾燥収縮ひずみによる拘束応
力の経時変化を示す。ここでは,乾燥収縮ひずみによる拘束応力は,乾燥状態とした供試
体の拘束応力から封繊養生した供試体の拘束応力を差し引いた値と仮定したo 自己収縮ひずみにおいては,材齢28日まで封繊養生を行い,気乾養生とした供試体においては,廃瓦
粗骨材を混入することにより乾燥収縮ひずみの低減効果が認められたが,拘束応力の差は引張

引張

材齢28日乾燥開始の影響
S*

乾燥

2.1
1.8

巨亘∃

.

2.1

1
:

∈
∈
6日I

≡

≡
s
g≡l
z

: 封繊
乾燥 l→
.
＼

0.9

‑R
哩
楳
富

1.5

N

1.2

Hi
O.3

‑0.3

r

‑0.9

100

l
宰導

‑0.6

.
.

G 40
‥癌 画

10

1000

圧縮

有効材齢(t+1日)

. ‥‖‖

r

‑0.9

r 乾燥

10

圧縮

乾燥

0.3

‑0.3

.
二
] … *JiSfr ,IS

封 繊
封 織

0.6

0.0

匝

.
.
‑
.
.
‑.

匝] ＼

0.9

‑R
哩
ォ
普:

▼
." 封織

乾 燥

1.2

0.0

‑0.6

l

1.8

1.5

〜

材齢28日乾燥開始の影響
*K,

100

1000

有効材齢(t+1日)

図5.3.14 膨張材と収縮低減剤を混入した
供試体の乾燥条件が拘束応力に

図5.3.15 廃瓦粗骨材を混入した供試体の乾燥条件が拘束応力に与え与える影響(有効材齢28日乾燥)る影響(有効材齢28日乾燥)

引張

材齢28日乾燥開始の影響
2.4

.
.
.
: 乾燥

2.1
1.8

.
.
‑
.
.

1.5

eq

∈
Q
iZI

z

iEPィ

・R
哩
鵬
監

1.2
0.9

匝 二
]

0.6

ー
材 齢 28 日乾 燥 開 始 の 影 到

封繊

0.6
0.3
0.0
‑0.3
‑0.6

.

i=^v u‑,

0.5

芸董
白馬

0.4

貨哩
専横

乾燥

IG20EX10R
襲撃
癖

Iや

l

0.3

‑
蝣S F L C

0.2

器官

# tl〒
] ‥ ‥…

‑E X 2 0 Rl ⊂ト‑ G 20‑G 2 0 E X lO R

0.1

‑0.9

10

圧縮

100

200

1000

400

600

800

有効材齢‑28(日)

有効材齢(t+1日)

図5.3.17 各供試体の乾燥収縮ひずにによる拘束応力図5.3.16 廃瓦粗骨材,膨張材,
および収縮低減剤を混入した
供試体の乾燥条件が拘束応力に(有効材齢28日乾燥)

与える影響(有効材齢28日乾燥)
99

ほとんど認められなかったO

これは,図5.3.14に示す供試体「SFLC20℃一定」の有効材

齢28日において乾燥した供試体の拘束応力が有効材齢100日においてなんらかの原因で低下したためである。また,供試体「EX20R20℃一定」の乾燥収縮ひずみによる拘束応力は,供試体「G20EXIOR」とほぼ等しくなる結果となった。供試体「G40‑20℃一定」の封賊養生した供試体の拘束応力は,供試体「G40‑20℃一定」の気乾養生した拘束応力を上回る結果となった。このことに関しては,供試体「G40‑20℃一定」乾燥収縮ひずみにおいてはこ
うした現象が生じていないこと,乾燥収縮ひずみによる拘束応力が増加することが一般的であると考える。このことから,再度試験を行い,再検証する必要があると考える。
図3.5.18から20に各配合の材齢7日まで湿布養生を行い,養生方法を封械養生と気乾養生に変更した拘束応力の経時変化を示す。図3.4.21に材齢7日からの乾燥収縮ひずみによる拘束応力の経時変化を示す。供試体「G40‑20℃一定」と「G20‑20℃一定」気乾養生とした場合の比較から,廃瓦粗骨材を混入量が多いほど乾燥収縮ひずみによる拘束応力が大きくなることが認められた。この理由として,収縮ひずみと同様に初期材齢の水和反応に必要となる反応水が外部からも供給されたため,水和反応によるコンクリートモルタル部の自己乾燥による湿度低減が小さくなり,廃瓦粗骨材からの水分移動がおこらず廃瓦粗骨材に内在する水が残ったと考えられる。
供試体「SFLC20℃一定」, 「EX20R20℃一定」および「G20EXIOR20℃一定」の乾燥収縮
ひずみによる拘束応力に差がない結果を示した。この理由として初期材齢において膨張材の反応がほぼ終了し,有効材齢7日以降の膨張材の反応による抑制効果が小さくなったためと考えられる。
コンクリートを密実にするためには初期材齢における水中養生が効果的ではあるが,内部養生方法を用いた場合には骨材からの水分移動を抑制する可能性もある。この点に関しては,コンクリートの撤密性や収縮ひずみの低減効果を高める初期養生方法をさらに検討を重ねる必要があると考える。

100

引張
2.4

2.4

2.1

2.1

Mi

Mi

1.5

こiJ

E
∈
63
Z
iEt5

・R
」
†鴎
里

1.5

E
E
63
≡

1.2

1.2
0.9

0.9
蝣R

0.6

0.6

¥s
賦
普

0.3

0.3

0.0

0.0

‑0.3

‑0.3

‑0.6

‑0.6

‑0.9

‑0.9

10

10

100

100

1000

有効材齢(t+1日)

有効材齢(t+1日)

図5.3.19 廃瓦粗骨材を混入した供試体の乾燥条件が拘束応力に与え

図5.3.18 膨張材と収縮低減剤を混入した
供試体の乾燥条件が拘束応力にる影響(有効材齢7日乾燥)

与える影響(有効材齢7日乾燥)
引張
2.4
2.1
m:

0.5

ト￠
ぐヽJ

E
∈
6日
z
・R
s
urn

:監

1.5

zRg
5‑R

1.2
0.9
0.6

0.4

0.3

蟹哩
尊蛸
懸里

0.3
0.0

班

‑0.3
‑0.6
‑0.9

10

0

100

50

100 150

200

250

300

有効材齢‑28(日)

有効材齢(t+1日)

図5.3.21各供試体の乾燥収縮ひずにによる拘束応力図5.3.20 廃瓦粗骨材,膨張材,
および収縮低減剤を混入した(有効材齢7日乾燥)

供試体の乾燥条件が拘束応力に与える影響(有効材齢7日乾燥)101

5. 3. 3

コンクリートの温度履歴が拘束応力に与える影響
本節では,拘束応力の低減効果を実施
しない場合に関して,練上がり温度10℃,
20℃および30℃として

900×900×

〜

E
E
iZI
≡

1100mm部材のコンクリート温度履歴を与えた場合の自己応力発現を把握するこ・Rォとを目的とした。また,あわせて,供試1鳴
普:体「G20R‑60℃」の拘束応力発現を示し,

0.3

瓦粗骨材を混入した場合のコンクリート

0.0の温度履歴が拘束応力におよぼす影響を

‑0.3

示す。

10

圧縮

図5.3.22に供試体「SFLC10‑40℃」,

有効材齢(t+1日)「sFLC20‑60℃」, 「SFLC30‑70℃」お図5.3.22 配合「SFLC」の実構造物を想定しよび「SFLC20℃一定D22」の拘束応力のたコンクリート温度履歴が拘束

経時変化を示す。なお,各供試体の温度

応力に与える影響

履歴は第4章で示したコンクリートの温度履歴を与えた自己収縮供試体とほぼ合引張2.4致している。有効材齢10日以前の拘束応

2.1

力に着眼した場合に練上がり温度が高い

1.8

蝣G 2 0 R 2 0 ‑ > 6 0 ‑ C
蝣G 2 0 R 2 0 ーC ‑

定

.I

Ei!

ほど拘束応力が小さくなり,このことは

1.5
iiI

自己収縮ひずみとも合致している。また,

王 1.2

練上がり温度20℃において,コンクリー‑R

トに温度履歴を与えることにより拘束応

樵
富 0・6

^サE

力が大きくなる傾向が認められた。コン*ク.リートの割裂引張強度の発現が練上が0.0

り温度が低いほど遅くなることから,練‑0.3

上がり温度が低くなるほどひび割れリス

1

圧縮

クが高まることが考えられる。このことから,ひび割れリスクは季節ごとに評価

JB SD JJ J J ‑ O O ‑ O ‑ C X ‑K‑* ‑>^10

有効材齢(t+1日)

図5.3.23 配合「G20R20」の実構造物を想定する必要がある。

したコンクリート温度履歴が拘図5.3.23に供試体「G20R‑60℃」お

束応力に与える影響

よび「G20R20℃一定」の拘束応力の経時変化を示す。コンクリ‑トに温度履歴を与えることにより拘束応力は増加した。図5.3.22に示した拘束供試体の鉄筋比2.1%に対して図5.3.23に示した拘束供試体の鉄筋比1.7%と異なるため明確にはいえないが,供試体「SFLC」と比較して, 「G20RIO」の方がコンクリートの温度履歴による影響が小さくなる結果を示した。これは,廃瓦粗骨材の内部養生効果により温度履歴の拘束応力の増加を抑制したためと考えられる。廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの温度履歴の影響は今後さらにデータを蓄積し,その特性を把握する必要がある。
102

5. 4

第5章のまとめ部材に発生する応力度は自己収賄ひずみの大きさだけでは判断できず,ヤング係数やクリープ特性などにより影響される。
本章では,超高強度コンクリートの自己収縮ひずみの発現が若材齢時に生じるため,若材齢時のクリープ特性を実験的に把握し,クリープ実験式を求め,次に基準コンクリ トと膨張材と収縮低減剤および瓦粗骨材を用いて自己収縮ひずみを低減したコンクリート(以下,低収縮超高強度コンクリート)の拘束応力試験結果による拘束応力の低減効果の検討をした。本研究で得られた知見を以下に示す。
(1)横置きのクリープ試験機を用いて,拘束応力を低減しない水結合材比0.15の超高強度コンクリートの若材齢時のクリープ特性を把握し,超高強度コンクリートのクリープ関数を新たに提案した。
(2)このクリープ関数を用いた解析値と拘束応力を低減しない供試体の拘束応力はよく合致した。だだし,鉄筋比が大きくなるにつれて解析値は,実験値より大きくなる傾向を示した。これは鉄筋周囲の微細なひび割れなどによるクリープ以外の応力緩和などが推測される。
(3)膨張材と収縮低減剤を混入した場合の解析値は実験値より大きくなる結果を得たo
膨張材と収縮低減剤を混入した超高強度コンクリートとは異なり,クリープ係数が大きくなる可能性がある。
(4)廃瓦粗骨材を混入した場合の解析値は,廃瓦粗骨材の混入量が多いほど実験値と承離した。
(5)廃瓦粗骨材を全骨材容積の20%および40%とした内部養生法のみの拘束応力の低減効果は有効材齢9日までは大きいが, 9日以降の低減効果は小さくなる傾向を示した。これは,内部養生方法のみの場合には9日以降の自己収縮ひずみの発現量が多くなること,ヤング係数が大きくなること,およびクリープ係数が小さくなることによるものと考えられる。このことは,自己収縮ひずみと鉄筋ひずみとの関係か
ら,有効材齢9日までの自己収縮ひずみに対する鉄筋ひずみの変動割合が有効材齢9日から有効材齢360日の自己収縮ひずみに対する鉄筋ひずみの変動割合より小さくなる結果からも推定される。
(6)廃瓦粗骨材を全粗骨材容積の20%置換したコンクリートに膨張材と収縮低減剤を混入した供試体の拘束応力は,有効材齢約150日において0.1N/mm2の引張応力となった。また,この配合は初期・長期材齢において拘束応力の低減効果を認められ,本研究の範囲においては,最もひび割れリスクが低くなると考えられる。
(7)有効材齢28日まで封械養生を行い,乾燥を開始した拘束応力と引き続き封械養生を実施した拘束応力の差を乾燥収縮ひずみによる拘束応力と仮定した場合に内部養生方法と膨張材と収縮低減剤を併用した方法において,明確な差異が認められなかった。
(8)有効材齢7日まで湿布養生を行い,乾燥を開始した拘束応力と封練養生を実施した
拘束応力の差は,内部養生方法のみとした場合に大きくなる傾向を示したo(9)拘束応力の低減を行わないコンクリートと膨張材と収縮低減剤を混入したコンク
リートの20℃一定と30℃一定として養生を行った供試体の拘束応力は30℃一定の103

方が小さくなった。また, 30℃一定として養生した供試体の拘束応力の解析値と実験値が異なり,クリープ特性の温度依存性があることの可能性を示した。
(1 0)季節ごとの実構造物を想定したコンクリート温度履歴を拘束応力の低減を行わな
い供試体に与えた拘束応力試験結果から,拘束応力に関しても自己収縮ひずみ同様に温度依存性が認められ,本研究の範囲では冬期によりひび割れリスクが高くなる
結果となった。
なお,本研究において,参考として拘束応力の低減を実施していない配合のクリープ関数を用いて廃瓦粗骨材を用いた供試体や膨張材および収縮低減剤を混入した供試体のクリープ解析を実施した。今後はこれら配合に関してもクリープ特性を把握し,より精度の高めることが望まれる。また,廃瓦粗骨材を用いた内部養生方法に関しては,実構造物を想定したコンクリ‑トの温度履歴が拘束応力やクリープ特性に与える影響を把握し,より合理的な解析手法を確立していく必要があると考える。

104

第5章 参考文献
l)Hidetoshi Ito, Ippei Maruyama, Makoto Tanimura, and Ryoichi Sato : Early Age Deformation
and Resultant Induced Stress in Expansive High Strength Concrete, Journal of Advanced
Concrete Technology Vol.2, No.2, pp.155‑174,2004

2)森下隆志ほか:若材齢における高強度コンクリートの微視的構造が自己収縮拘束挙動におよぼす影響,コンクリート工学年次論文集 Vol.23, No.2, 2001, pp.709‑714
3)土木学会‥コンクリート標準示方書設計編, pp50‑53
4)丸山一平,佐藤良一,鈴木雅博‥高強度コンクリートの健全度に関する検証,日本建築学会学術講演梗概集,日本建築学会 pp.625‑626, 2005
5)丸山一平,佐藤良一:超高強度コンクリートを用いたRC部材中の鉄筋近傍における微細ひび割れの発見,日本建築学会構造系論文集 No.607, pp.1‑7, 2007
6)盛岡実,萩原宏俊,坂井悦郎,大門正機:膨張材を混和したセメント硬化体の微細構造,
コンクリート工学年次論文集 Vol.20, No.2, pp.169‑174, 1998
7)伊藤真佑,糸山豊,上原匠,梅原秀哲:温度依存性に着目した若材齢コンクリートのクリープに関する研究,コンクリート工学年次論文集 Vol.25, No.l, pp・443‑448, 2003

105

第6章 低収縮超高強度コンクリートによる柱模擬部材の収縮応力の低減効果
6. 1

はじめに

本章では,拘束応力の大きい超高強度コンクリートと拘束応力を低減した超高強度コン
クリートを用いて柱模擬部材を作製し,コンクリート表面,コンクリート内部および鉄筋
周囲のひび割れ状況を観察し,収縮ひずみを低減することによる効果を実験的に検討する。
また,柱模擬部材内部に埋設したひずみ測定値から内部に発生した応力を予測し,その予測した応力から収縮ひずみの低減した効果を検討する。さらに,本試験は夏期と冬期に実施し,ひび割れリスクに関してこれまで得た知見との整合性を検討する。なお,本章での低収縮超高強度コンクリートは,膨張材と収縮低減剤を混入することにより自己収縮ひず
みと拘束応力を低減したコンクリートとした。

6. 2

実験概要

6. 2. 1

使用材料と配合表6.2.1と表6.2.2に使用材料と鉱物組成をそれぞれ示す。セメントには,低熱ボルト
ランドセメント(記号LI,L2,L3)を使用したO混和材には,シリカフユーム(記号SFl,SF2,
SF3)を使用した。なお,セメント種類低熱セメントと混和材シリカフユームを混合する配合では,あらかじめ置換したプレミックス材(記号SFLCl, SFLC2, SFLC3,密度3.08g/cm3)を使用した。各プレミックス材の構成を表6.2.3に示す。表6.2.4に配合表を,表6.2.5にコンクリート使用材料の組み合わせをそれぞれ示す。配合表にはプレミックス材,細骨表6.2.1使用材料

セメント

細 骨材

低熱 ボルトランドセメント1

密度 ‥3.22 g′cm

比表 面積 :3600 cm 2′g

Ll

低熱 ボルトランドセメント2

密度 :3.22 g′cm

比表 面積 :3600 cm ^′g

L2

低熱 ボルトランドセメント3

密度 3.22 g′cm

比表 面積 3520 cm '′g

L3

大月産 安 山岩砕 砂 1

表 乾密 摩 :2 .63 g′
cm

吸水率 ‥2.50 % ,FM ‥2.53

Sl

大月産安 山岩砕 砂 2

表乾密 度 2 .62 g′
cm

吸水率 ‥2.4 1 % ,FM :2.95

S2

表 乾密度 ‥2.93 g′cm

吸水 率‥0.39% ,FM :6.66

盛 岡産輝 緑岩砕 石 1
粗 骨材
盛 岡産輝 線岩砕 石 2

G 1

実積 率‥
60.0%
表 乾密度 2.92 g′cm

吸水率 0.88% ,FM :6.5 1G2

実積 率:6 1.0%

.L '"ll剤

収縮 低減 剤

低級 アル コ‑ ル 系

SR A

高性 能減 水剤

ポ リカル ボン酸系

SP‑
エ トリンガイ ト石灰複 合 系‑ 密 度‥3.05 g′
cm 3

D

消抱剤
膨 張材
混和材

EX

シ リカ フ ユ.ー ム 1

密度 :2.24 g′cm

比 表面積 ‥17.1 m z′gSF l

シ リカ フ ユー ム 2

密 度 :2 .24 g′cm

比表 面積 17.9 nT′
gSF2

シ リカ フユー ム 3

密 度:2.24 g′cm

比表 面積 18.0 m 2′
g

SF3

106

表6.2.2 鉱物組成
CA

C4AF

低 熱 ボ ル トラ ン ドセ メ ン ト 1

2 9 .15 0 .14 .3

9 .6

低 熱 ボ ル トラ ン ドセ メ ン ト 2

2 8 .45 0 .74 .8

9 .4

低 熱 ボ ル トラ ン ドセ メ ン ト 3

2 9 .74 9 .94 .1

9 .6

表6.2.3

プレミックス材の構成

構成
SFL C 19 0%

L l+ 10 %SF l

SFL C 2

9 0 % L 2+ 10%

SF2

SFL C 3

9 0 .1 % L 3 + 9 .9 %SF3

表6.2.4 配合表

451

93 2

‑

0 .0 2 60 .0 0 6 0

‑

45 1

9 32

‑

0 .0 2 60 .0 0 6 0

10 3 3

‑

447

941

6

0 .0 1 90 .0 0 0 2

10 13

20

446

941

6

0 .0 2 0

0 .0 0 0 2

SFL C 1

0 .1 515 5

10 3 3

SFL C 2

0 .15

15 5

10 3 3R

0 .1 514 9

E X 2 0 ‑R

0 .1 514 9

DSFLCはSFLCl, SFLC2, SFLC3, 2)SはSI, S2, 3)SはGl, G2

表6.2.5 材料構成と部材製作時期
配合名

材料構成

製作時期

SFL C 1SFL C L G L Sl

夏期

SFL C 2

S F L C 2 ,G 1,S 1

冬期

R

S F L C 3 ,G 2 ,S 2 R

冬期

E X 2 0 ‑R

S F L C 3 ,G 2 ,S 2 ,E X ,R

冬期

材および粗骨材の表記をSFLC, S, Gとし,表6.2.5にその詳細を示したo使用したプレミックス札粗骨材および細骨材は,第3章から第5章で使用した同一のメ‑カ‑の市販のプレミックス晶,同一産地の骨材である。粗骨材のかさ容積を0.53m3/m3と固定した。
空気量は2%とした。膨張材は結合材の一部とし,収縮低減剤は単位水量の一部としたo
練混ぜは2.25m'の2軸強制ミキサを使用し, 1バッチの練量はl.Omfとしたo練混ぜはSFLCと細骨材および膨張材の空練りを15秒行い,その後に水と混和剤を添加してモルタ
ル練りを240秒行い,最後に粗骨材を投入してコンクリート練りを90秒とし,排出したo
スランプフローの目標値は650±100mmとなるように混和剤量を調整したo107

6. 2. 2

試験体および試験方法

表6.2.6 柱模擬部材一覧(1)柱模擬部材
本研究では,柱模擬部材を6つ作製した。

供試体名

製作時期

S F L C ‑D 6 S

SF L C 1

夏期

表6.2.6に試験体一覧を示す。柱模擬部材のパラメータは,配合,コンクリートの温度履

S F L C ‑D 4 1S

SF L C 1

夏期

S F L C ‑D 6 W

SFL C 2

冬期

歴と鉄筋比であり,温度履歴に関しては夏期
および冬期を想定して, 8月および11月に製

S F L C ‑D 4 1W

S FL C 2

冬期

R ‑D 4 1W良

冬期

E X 2 0 ‑R ‑D 4 1W

E X 2 0 ‑R

冬期作した。主筋にD41を用いた柱模擬部材の概要を図6.2.1に示す。供試体寸法は, 900 ×
900× 1100mmとした。主筋にSD390‑D41(秩筋比3.3%),せん断補強筋にSD295‑D13(せん
断鉄筋比0.56%)を用いた柱模擬部材と主筋

供試体名:配合一主筋径一製作時期にSD295‑D6(鉄筋比0.08%),せん断補強筋にSD295‑D6(せん断鉄筋比0.14%)を用いた。柱の上下面には厚さ100mmの発泡スチロールを設置することにより上下方向の熱の伝達を遮断し,柱部材の中央部を模擬した。主筋下部には応力集中による発泡スチロールの破損を避ける目的でモルタル製のスペ‑サーを設置した。型枠は鋼製とし,打設直後から材齢3日まではシート養生,同材齢で脱型を行った。これらの温度におよぼす影響に関しては,シート内の温度履歴(シート養生後は柱模擬部材を静置した養生温度,以下ではシート内の養生温度も含めて柱模擬部材の養生温度を環境温度と示す)を測定することで評価を行った。脱枠から材齢28日までの養生は,配合SFLCでは場内(屋根有り)とし,配合EX20‑R
では材齢7日まで場内(屋根有り)とし,材齢7日からはシートで覆い屋外に静置した。
埋込型ひずみ計(剛性約40N/mm2)によりひずみを,熱電対によりコンクリート温度をそ==‥‥
スタイ甲フォ
ーム ‥
‥
D41

■
n
一一
" 葛 ー l ノ断面B
〃■
l
‑ J,
i
熱電対+唾▼
■
込ひずみ
＼
I.I
、
L‑J .tサ I
断面A
、
箔ゲージ
" ■ 一
一

/

スペ‑ サーA‥.‥.スタイロフォーム .‥(縦断面図)(横断面図)●l 熟電対+箔ゲージ(鉛直方向)(UN汀:mm)●E]埋込型ひずみ計ゲージ(鉛直方向)
説 熟電対+箔ゲ‑ジ(水平方向)にロ 埋込型ひずみ計ゲージ(水平方向)

図i.2.1柱模擬部材の概要
108

れぞれ測定した。写真6.2.1と6.2.2に鉄筋配筋状況を示す。
柱模擬供試体は,柱内部のひび割れの有無を確認する目的で,材齢28日において図6.2.1に示す断面Aおよび断面B
をダイヤモンドカッターで切断し,アセトンの揮発状態によりひび割れを確認した。切断状況を写真6.2.3に示す。
(2)硬化コンクリートの諸物性確認用
供試体
コンクリートの諸物性を確認する目的
で,養生条件の異なる圧縮強度供試体と割裂引張強度供試体を作製した。圧縮強度供試体の供試体寸法は￠ 100×200mmとし,シート内で柱模擬部材と同一の環境温度で封賊養生した封賊供試体,打込み直後より封繊し,外気との遮熱性の高い発泡スチロール内に設置した簡易断熱供試体(写真6.2.4参照),標準水中供試
体,柱供試体の中心部から100mmの位
置を材齢28日にコアドリルにより作製したコア供試体の4種類の供試体を圧縮試験に供した。割裂引張強度の供試体寸
法は￠150×200mmであり,圧縮強度用封賊供試体と同様の養生条件とした。
供試体rR‑D41W」および「EX20‑R‑D41W」に関しては,柱模擬部材の中心温度を再現できるチャンバーを用いて自己収縮ひずみの測定を実施した。

写真6.2.4

写真6.2.3 柱模擬部材切断状況

109

圧縮強度テストピ‑ス
簡易断熱養生状況

6. 3

実験結果および考察

6. 3. 1

フレッシュ性状およびコンクリート最高温度

表6.3.1にコンクリ‑トのフレッシュ性状とコンクリ‑トの最高温度を示す。
表6.3.1フレッシュ性状およびコンクリートの最高温度
ス ラ ン プト温 度 (℃ )ー環 境 温 度

空 気 量

コ ン ク リIcm(% )練 上 が り温 度

最 高 温 度 1)(‑C )S F L C ‑D 6 S

7 1 .5 ×7 1 .5

1 .4

2 9 .07 8 .02 9 .0S F L C ‑D 4 1 S

7 4 .5 ×7 2 .0

1 ‑5

2 9 .5

7 4 .33 1 .0S F L C ‑D 6 W

7 3 .0 ×7 1 .0

2 .4

14 .5

5 2 .08 .0

S F L C ‑D 4 1 W

7 1 .0 ×7 0 .5

2 .2

1 5 .94 9 .2

1 0 .5R ‑D 4 1W

7 1 .0 ×7 0 .0

1 .6

1 7 .05 5 .014 .0

E X 2 0 ‑R ‑D 4 1 W

7 1 .0 ×7 2 .0

2 .0

1 9 .55 3 .215 .5

供 試 体 名フ ロ ‑注1)コンクリートの最高温度は柱模擬部材コア採取位置(部材中心位置から100mm)
におけるコンクリートの最高温度を示す

6. 3. 2

コンクリート温度履歴

図6.3.1図6.3.6に各柱模擬部材の柱中央部,柱中央部から100mmおよび柱中央部から300mm位置の打ち込み直後からのコンクリート温度履歴を示す。

90

90

80

80

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材齢(t十1日)

材齢(t+1日)

図6.3.1柱模擬部材SFLC‑D6Sの図6.3.2

コンクリート温度履歴

柱模擬部材SFLC‑D41Sのコンクリート温度履歴

110

90

90

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30

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0

O

図6.3.31010

材齢(t+1日)

材齢(t+1日)

図6.3.4

柱模擬部材SFLC‑D6Wのコンクリート温度履歴

80

80
(

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柱模擬部材SFLC‑D41Wのコンクリート温度履歴

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‑10

‑10

図6.3.51010

材齢(t+1日)

材齢(t+1日)

図6.3.6柱模擬部材R‑D41Wのコンクリート温度履歴

柱模擬部材EX20R‑D41Wのコンクリート温度履歴

シート内で養生した圧縮強度供試体,簡易断熱養生箱で養生した供試体および柱模擬部
材のコア採取位置(柱模擬部材中心から100mm)の温度履歴を図6.3.7‑図6.3.10に示すo
図中の封賊は封械養生供試体,断熱は簡易断熱養生供試体,コアはコア供試体をそれぞれ示す。冬期打設においては,初期凍害を防止するため,打込み後に部材をシートで覆い,設定を20℃とした加熱養生を材齢1日まで実施した。なお,環境温度(ここではシート内の温度)は,シートを覆った後3時間かけて20℃としたoただし,環境温度は,本試験で実施した加熱養生のシステムは,環境温度を下げることができないため,柱模擬部材の水和熱により環境温度が設定より上昇した。この結果,表6.3.1に示すように,配合「SFLC」とrEX20‑R」のコア採取位置のコンクリートの最高温度に関してもそれぞれ49.2℃から

53.2℃となり,第4章の配合「SFLC」, 「EX20‑R」の練上がり温度10℃の温度履歴供試体
より高くなった。加熱養生をしない夏期においては,簡易断熱養生した圧縮強度用試験体のコンクリ‑ト温度履歴は概ね柱模擬部材のコンクリ‑ト温度履歴と概ね一致したことから,加熱養生を実施しない場合には,簡易断熱養生することにより柱模擬部材のコンクリ
ート強度を推定することが可能であると考える。
1ll

90

90

80

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110

図6.3.71010

材齢(t+1日)

材齢(t+1日)

夏期SFLCの各供試体の図6.3.8コンクリート温度履歴

冬期SFLCの各供試体のコンクリート温度履歴

90
80

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30

‑10

図6.3.91010

材齢(t+1日)

材齢(t+1日)

冬期Rの各供試体の図6.3.10

コンクリート温度履歴

6. 3. 3100

冬期EX20‑Rの各供試体のコンクリート温度履歴

圧縮強度,ヤング係数および割裂引張強度

各試験体の圧縮強度を,温度履歴を元に有効材齢l)に対して示したものが図6.3.ll‑

図6.3.14である。図中の記号は試験体の養生方法を示す。図中には,式(6.2.1)に基づく近似式をあわせて示す。いずれの配合においても,簡易断熱養生した供試体と標準養生した供試体の圧縮強度は有効材齢91日において150N/mm2を越える結果となった。封賊養生した供試体を除けば,同一の曲線により評価が可能と考えられる。ここで,第4章で示した部
材中の鉄筋応力が発生している材齢(SFLCD6S, SFLCD41S ‥ 有効材齢1.0日, SFLCD6W,
SFLCD41W,EX20RD41 :有効材齢0.4日)を圧縮強度発生の原点と仮定した。

fc ‑ a‑exp￨&(l‑(28/(*‑<or)}(6.2.1)

ここにa・exp(b):最終強度に関わる係数(N/mm2), b:l負度の軍現,に関わる係数であるoeは鉄筋応力が発生する材齢である.

112

○封織(SFLCD6S)□標準(SFLCD6S)◇コア(SFLCD6S)●封械(SFLCD41S)▲簡易断熱(SFLCD41S)■標準(SFLCD41S)◆コア(SFLCD41 S)

200

150

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∈
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ド(28/(t‑1.0))o a)
0.1

1.0

1 0.0

0.1

100.0

1.0

10.0

100.0

有効材齢(日)有効材齢(日)図6.3.12

図6.3.11夏期SFLCの圧縮強度発現

冬期SFLCの圧縮強度発現

cd

N

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1 0.0

100.0

有効材齢(日)有効材齢(日)図6.3.14 冬期EX20‑Rの圧縮強度発現

図6.3.13 冬期Rの圧縮強度発現

コンクリートの温度履歴と圧縮強度発現からコンクリート温度の最高温度が50℃を上回る供試体は有効材齢91日におけて,標準養生した供試体と同程度の圧縮強度発現が見られる一方で,最高温度が50℃を下回る供試体は標準養生した供試体より小さい値となった0
本研究の範囲内では, 70℃程度でのシリカフユームの水和反応の活性化を指摘する報告2)とは異なり,圧縮強度の観点から50℃以上で確認された。
最終強度に関わる係数a蝣exp(b)を比較した場合には,配合EX20‑Rは配合SFLCと比較
して10%低減する結果となった。この理由は,膨張材の水和によりセメント硬化体の空隙の増大3)が圧縮強度を低下させたことが考えられる。
図6.3.15から図6.3.17に圧縮強度に対するヤング係数(E)の値を示す。図中には配合
rEX20‑R」, 「SFLC」および「R」の全データを最小2乗法で回帰した結果を示す。圧縮強度とヤング係数の関係は, 1つの近似式で表わせる結果となり,配合と温度履歴の影響はほとんどない結果となった。
図6.3.18に各配合の圧縮強度と割裂引張強度との関係を示すo圧縮強度と割裂引張強度の関係も,配合によらず1つの曲線で示せる結果となった。

113

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100

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50

圧縮強度(N/mrr> )図6.3.15

100

150

200

圧縮強度(N/mm2)

SFLCの圧縮強度と

図6.3.16

ヤング係数との関係

Rの圧縮強度とヤング係数との関係

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50

100

150

50

圧縮強度(N/mrri )図6.3.17

6. 3. 4150

圧縮強度(N/mm')

EX20‑Rの圧縮強度発現

自己収縮ひずみ100

図6.3.18

圧縮強度とヤング係数との関係

膨張400

配合「R」および「EX20‑R」のコ

200

ア位置におけるコンクリート温度を0qコ

チャンバーで再現した環境化での供

'o

‑200

〉く

試体の自己収縮ひずみを図6.3.19盲 ‑400に示す。図中には第4章で示した供害‑600

試体「SFLCI0‑40℃」の自己収縮ひ
ずみもあわせて示す。

‑800
‑1000
‑1200

10

収縮

有効材齢(t+1日)

図6.3.19 日己収縮ひずみ

114

6. 3. 5

ひび割れ発生状況

表i.3.2に各柱模擬部材の表面のひび割れ状況を示す。拘束応力を低減しない供試体
rSFLC‑D41S」と「SFLC‑D41W」との比較から冬期の方がよりひび割れが顕著に発生した。
供試体「SFLC‑D41W」に発生したひび割れ幅は0.1mm程度であった。供試体「SFLC‑D6W」
においては柱模擬部材表面にわずかにひび割れが生じたが,その損傷の程度は小さいことが認められた。このことから,供試体「SFLC‑D41W」の表面に発生したひび割れの要因として,温度応力の他に自己収縮ひずみが鉄筋に拘束されることにより発生拘束応力がさらに加わり,ひび割れが顕在化したことが考えられる。また,この結果は,第4章に示した
自己収縮ひずみの温度依存性から冬期において特に大きくなることから,柱模擬部材におけるひび割れ発生状況とも傾向的に整合している。
冬期においてひび割れリスクが高くなることが判明したため,冬期において拘束応力を低減した供試体「R‑D41W」と「EX20‑R‑D41W」については行った。その結果は,表面にはひび割れが生じず,拘束応力の低減効果が認められた。
表‑6.3.2

柱模擬部材の表面ひび割れ状況

S F L C ‑D 6 S ,S F L C ‑D 6 W

S F L C ‑D 4 1S

(冬 期 )(夏 期 )
ひ び割れ発 生
ひ び 割 れ 幅 は 0 .0 8

O .lm m南
ひ び 割 れ が発ll

生 しな か っ た

‑
l
外
観
調
査

7

R ‑D 4 1W ,S F L C ‑D 4 1W

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(冬 期 )(冬 期 )
ひび割 れ発 生
ひ び 割 れ 幅 は 0 .10

0 .15m m

表 面 に わず かx
当にひ び割れ

∫

I
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十二 !

与「 .

〜

If

115

展開図

s
∫.
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表6.3.3に供試体「SFLC‑D6S」, 「SFLC‑D41S」, 「SFLC‑D6W」および「SFLC‑D41W」の柱模擬部材の内部のひび割れ状況を示す。供試体「SFLC‑D41W」では柱模擬部材を切断
表‑6.3.3 内部ひび割れ状況一配合SFLC
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S F L C ‑D 6 S ( 夏 期 )S F L C ーD 4 1 S ( 夏 期 )主 筋 ‑鉄 筋 周 囲 を
とア セ

A .A

断 面

:辞 せ
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トン で 確 認 で き る 程 度 の ひ び 割 れ が 発 生

:

B .B

断 面

.

鉄 筋 周 囲 の ひ び 割 れ

故 浅

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漆

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…

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ひ び 割 れ は 発 生

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鳥 。

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S F ちC ‑D 6 W (冬 期 )S F L C ‑D 4 1 S ( 冬 期 )び

主 筋 .内 部 と鉄 筋 周 囲 に ひ び 割 れ

割

内 部 の ひ び 割 れ 幅 は 0 .0 8

れO .l m m ‑ひ び 割 れ 深 さ 5 m m

鉄 筋 周 囲 の ひ び 割 れ ア セ トン で 確 認 で き る 程 度

状
況

A .A
表 面 に は わ ず か断面

B ‑B 断 面に ひ び 割 れ が 認*

鉄 筋周 囲のひ び割れ‑ 2 ' "C

め られ た が , 内 部
へ の 進 展 は な い
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i

消
̲ ̲. I尚東南した時に材軸直交方向に横断する幅0.1‑0.15mm程度のひび割れが確認された。このひび
割れは部材の外部にひび割れの兆候が認められないため,施工前に内部ひび割れの有無を模擬部材などにより事前に確認しておく必要があるとともに施工時における検査方法を検討する必要があると考える。供試体「SFLC‑D41S」においては内部にひび割れが発生しなかったが,鉄筋周囲に微細なひび割れが認められたOこのひび割れは供試体「SFLC‑D41W」
において鉄筋間で連結し,より顕在化した。このことは,主筋付着力の低下を示唆している。このことは,自己応力が曲げひび割れ幅に影響をおよぼすこと4)やせん断耐力を低下させること5)の報告があり,鉄筋周囲の付着の低下が関連している可能性も考えられる。
構造面‑の影響を検討する必要があると考える。
表6.3.4に供試体「R‑D41W」および「EX20‑R‑D41W」の柱模擬部材の内部のひび割れ状況を示す。供試体「EX20‑R‑D41W」では柱内部と鉄筋周囲にはひび割れの発生はなかったが,供試体「R‑D41W」では鉄筋周囲と柱内部にひび割れが発生したoなお,柱内部に関しては,本実験の切断範囲においてはひび割れが確認できなかったが,後掲する柱模擬
部材に埋設した埋込みひずみ計の測定結果からひび割れの発生が認められたo図6.3.19に示すように,有効材齢10日における自己収縮ひずみは,配合「R」において500×10‑6,
117SFLC‑D41 S

も ー200

‑200

I

I

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s^EiSIc

奄 ‑400V
3
M ‑600私‑600

図6.3.201010

材齢(t+1日)

材齢(t+1日)

SFLCD6‑Sの全ひずみ

図6.3.21 SFLCD4トSの全ひずみ
SFLC‑D41 W

、
I

‑?oo

)
lく
>l 中央位置(鉛直
中央から100mm (鉛直)
l+
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中央から
300mm (鉛直)l+
中央位置(水平
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‑600

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図6.3.221010

材齢(t+1日)

材齢(t+1日)

SFLCD6‑Wの全ひずみ

図6.3.23100

SFLCD4トWの全ひずみ配合「EX20‑R」において300×10‑6であり,膨張材を添加することによりさらに200×10‑6
抑制しており,この差が内部のひび割れに現れたと考えられる。
本研究における配合条件,環境条件においては,収縮低減剤のみの拘束応力低減では不十分であり,膨張材と収縮低減剤を併用した拘束応力の低減によりひび割れを抑制することができた。

6. 3. 6全ひずみ

図6.3.20から25に各柱模擬部材の拘束応力発生から全ひずみ(測定ひずみ)の経時変化を示す。ひずみの経時変化から供試体「SFLC‑D41W」においては材齢3 日において,「R‑D41W」においては材齢10日において,ひずみの急激な変化が生じ,ひび割れが発生したことが推定される。

118

EX20‑R‑D41W

tD
l

C⊃
つく

盲
恥
5
4日

10

10

100

材齢(t+1日)

図6.3.24100

材齢(t+1日)

図6.3.25

R‑D41Sの全ひずみ

EX20‑R‑D41Sの全ひずみ

6. 4 柱模擬部材の応力検討
柱内部の応力解析は鉛直方向と水平方向で拘束条件が異なるため,本来であれば3次元的な解析が必要となるが,ここでは,ひび割れが生じた供試体「SFLC‑D41W」とひび割れを抑制した「EX20‑R‑D41W」の鉛直ひずみから算出した応力算出値を比較することにより,膨張材および収縮低減剤を混入することによる応力低減効果を検討した。
6. 4. 1

応力の算定方法

全ひずみ(測定値)は,鉛直方向の全ひずみとほぼ同等であり・収縮ひずみの等方性を仮定すると,水平方向には鉛直応力と同等の応力が生じていると考えられる。このことは,
水平方向の応力に対応するポアソン効果によるひずみが鉛直方向に含まれていること,また,鉛直方向ひずみのみから算出される応力は,ポアソン比程度の過小評価であることを示唆する。ポアソンクリープの問題,超高強度コンクリートのポアソン比の問題があるが,その程度については,約15‑20%程度と推察される6)。
柱模擬部材内部の応力を予測するために,増分型Stepbystep法6,7,8)を参考にして各部位の応力算出を行った。文献6)は,コンクリートの測定ひずみから断面内の自己収縮ひずみの分布を考慮したコンクリートの応力を予測しており,本検討でもこの方法を用いることとした。文献7)では線膨張係数を固定し,収縮ひずみの温度依存性を考慮していないが,ここでは,第4章に示した線膨張係数の経時変化と収縮ひずみの温度依存性を考慮して算定した。
クリープ関数は CEB‑FIPMC90i)の式(6.4.1)を用いた。

#(t,t。) ‑ O。

ここで(t‑to)/t,

0.3(6.4.1)

j3H + (t‑to)/t,</>(t,t。)‥クリープ係数. #):クリープ係数の終局値‖IK

Phクリープ進行速度

を表す係数, i ‥有効材齢(冒). t, :¥日. *。=載荷時有効材齢(冒)をそれぞれ示す。第2章の既往の研究で詳述した増分型Step by step法を用いて弾性ひずみとクリープひずみの和は式(6.4.2)で示される。

fcfc+l/ 2) ‑土[(*<re(tj)j{tuu2,tj))](6‑4.2)ノ=1

ここで

M+m,tj)‑UEe(ti)+4(tui′2>tj)lEe# , sc(ti+x′2)は時間ステップ1・の弾性ひ

ずみとクリープひずみの和, △サ.feは時間ステップjの‑ンクトト増分応力

K(t,)は

時間ステップjのコンクリ‑トのヤング係数E.c,28は材齢28日のヤング係数.fltM′ >'y>は載荷時有効材齢tj,着目有効材齢t,・のクリープ係数であるO
たw‑‑1/2)から△^Mは式(6.4.2)を用い

Mm′2)の変化量(△」e<tul/2))を求める式から式(6.4.3)となる。

・rM)‑ A Mi+l/2)‑菓Aortal′・^a{ti)lEeJ¥lj(t‑I21t,) (6.4.3)

ここで> A^.Uy^/2,*,‑)は載荷時有効材齢tj,有効材酎(]・̲1)+1/2から%+!)+!/2のクリープ係
数の変化量である。式(6.4.3)により各時間ステップにおける増分応力が算出されるので,任意の時間ステップiの応力は式(6.4.4)より算出することができる。
*A‑> ‑ △C7cay)+ acai.̲1)

6. 4. 2(6.4.4)

若材齢時のコンクリートのクリープ特性解析に用いたコンクリ‑トの圧縮強度およびヤング係数は試験結果を用いた(図6.3.12
図6.3.14,図6.3.15および図6.3.17)。なお,圧縮強度発現を示す近似式は封繊養生した
供試体の圧縮強度を評価できていないが,ここでは柱模擬部材の応力を算定するため,図に示す近似式を用いることとした。クリープ関数は第5章で実施したクリープ試験結果を用いた。鈍とPHの近似式を(6.4.5)と(6.4.6)に再掲する。

‑ 0.15 + 5.2exp(‑2.0(Jg'c(^。)/ ^Ic 28))120

(6.4.5)

膨張200
0

す、
‑200
⊂)

エ ー400
*
IT

‑600

菩‑yuu
=r

10

10

20

30

40

50

温度上昇量(‑C)

有効材齢(t+1日)

図6.4.1 SFLC‑D41Wの15.9℃一定

図6.4.2

温度上昇量とコンクリート

温度上昇によるひずみのの自己収縮ひずみ予測結果

変化の割合との関係

o < Fc(to)/Fc2& < 0.270
β〟 ‑ 0.000001(6.4.6)0.270 < EAL)/ E,c,28

pH ‑49A(EMIEcJ‑¥32
6. 4. 3弾性ひずみ+クリープひずみの算出方法

全ひずみは,弾性ひずみとクリ‑プひずみとコンクリートの温度ひずみおよび収縮ひず
みの和であると仮定した。弾性ひずみとクリープひずみの和は,全ひずみからコンクリ
トの温度ひずみと収縮ひずみを引くことにより算出した。
コンクリートの温度ひずみは,コンクリートの温度履歴と第4章で示した線膨張係数の式(4.2.1)を用いて算出した。
収縮ひずみは目標練温と温度上昇量により異なることから,第4章の自己収縮ひずみ測定結果と目標練温およびコンクリート温度上昇量との関係から得た実験式を用いて予測した。自己収縮ひずみの予測は,表6.3. 1に示す練上がり温度(供試体「SFLC‑D41W」:15.9℃,
供試体「EX20R‑D41W」 ‥19.5℃)を用いて算出した。コンクリート温度上昇量は測定結果を用いた。以下に供試体「SFLC‑D41W」に発生した自己収縮ひずみの予測結果を示す。

( 1 )柱部材練上がり温度(15.9‑C)の一定養生温度における収縮ひずみの予測
ここでは,第4章に示した「SFLC10℃一定」と「SFLC20℃一定」のひずみの経時変化を線形補間し,練上がり温度15.9℃の場合を予測したO・図6.4.1に予測結果を示すO

121

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‑800

10

10

有効材齢(t+1日)

有効材齢(日)図6.4.3 SFLC‑D41Wの各測定位置の図6.4.4

EX20R‑D41Wの各測定位置のの自己収縮ひずみ予測結果の自己収縮ひずみ予測結果(2)柱部材練上がり温度(15.9℃)の若材齢温度履歴による収縮ひずみ予測
第4章の予測方法から,コンクリート温度上昇したときのひずみはコンクリート温度一定養生したひずみと補正係数との積で示すと式(6.4.7)となる。
・auT(71) ‑ 'auTc。nst(l + ccTx)(6.4.7)

ここで'auT^l
練温Tとしコンクリート温度一定養生した供試体のひずみ,aは実験により定める係数である(目標練温10℃:‑0.003,20℃:0.02)。
図6.4.2に温度上昇量とflf
cauT'bauTc。nstの関係を示す。目標練温10℃と20℃の結果から線形補間することに柱部材練上がり温度15.9℃の式(6.4.7)の各係数を算出する(15.9℃:
α‑0.0107)。
「EX20‑R」の収縮ひずみは練上がり温度19.5℃であるために第4章の供試体「EX20‑R20℃温度一定」と「EX20‑R20‑60℃」の結果から同様に各位置のコンクリート
温度上昇量に対する補正を行った。配合「SFLC」の柱と配合「EX20‑R」柱の中央部,柱中央部から100mmおよび300mm位置の収縮ひずみの予測結果を図6.4.3と園i.4.4にそれぞれ示す。

122

6. 4

内部応力予測結果と評価

温度ひずみと収縮ひずみ予測結果から, 「弾性ひずみ+クリープひずみ」が算出され,供試体「SFLC‑D41W」と「EX20‑R‑D41W」の柱中央部,柱中央部から100mmおよび300mm
位置の応力を式(6.4.3),式(6.4.5)より算出した。各配合のコンクリート温度,全ひずみ,引張応力および応力強度比の経時変化を図6.4.5と図6.4.6に示す。図中の「柱中央位置」,「柱中央から100mm」および「柱中央から300mm」は柱模擬部材の中央位置,中央位置から100mm, 300mm位置の各結果を示す(図6.2.1参照)。時間軸原点は応力の発現が始まる材齢0.4日とした。供試体「EX20‑R‑D41W」の柱中央位置,中央位置から100mm, 300mm
位置の全ひずみは,供試体「SFLC‑D41W」より小さく,膨張材および収縮低減剤を混入することによる全ひずみの低減効果が認められた。供試体「SFLC‑D41W」では,部材中央部のひずみ計(中央,中央から100mm)は材齢4日において急激な変化が見られ,部材中
央にひび割れが生じたものと考えられるが,供試体「EX20‑R‑D41W」では急減なひずみ変化が認められなかった。
供試体「SFLC‑D41W」の応力強度比は,材齢0.5日で1.0を超え,材齢1日まで低下し,材齢3日に急激な上昇を示した。材齢0.5日の「柱中央から300mm位置」の応力強度比は「柱中央位置」より大きいことから,表面にひび割れが発生し,柱中央部に進展したことが推察される。膨張材および収縮低減剤による拘束応力の低減効果を検討するため,材齢0.5日において両配合の引張応力を比較した。材齢0.5日の引張応力は供試体

rEX20‑R‑D41W」において約2N/mm2となる一方,供試体「SFLC‑D41W」において約4.5N/mm2となった。このことは,膨張材と収縮低減剤の混入が自己応力の抑制に効果的であったことを意味する。コンクリート温度が最高温度となる材齢1日において両配合において発生する引張応力を比較すると,供試体「SFLC‑D41W」では柱中央位置と柱中央から300mm位置において差が生じたが,供試体「EX20‑R‑D41W」ではほとんど差が生じな
い結果となっており,配合間で異なる応力分布結果となった。供試体「SFLC‑D41W」の柱内部の引張応力は材齢0.5日から材齢1日まで引張応力が減少する結果を示し,その後は増加する傾向を示した。これは,供試体「SFLC‑D41W」において柱模擬部材表面に微細なひび割れが生じたことから,ひずみの見掛け上の変形に対しても応力増加として評価したためと考えられる。
供試体「EX20‑R‑D41W」の柱模擬部材の引張応力は材齢0.25日まで引張応力が増加し,コンクリートの最高温度となる材齢1日まで横ばいとなり,その後に漸増傾向を示した。
供試体「EX20‑R‑D41W」の応力/割裂引張強度は常に1.0以下であり,柱内部にひび割れが生じない実験結果とも整合する結果となった。

123

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図6.4.5・R
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SFLC‑D41Wのコンクリート

図6.4.6

温度,全ひずみ,発生応力,
応力強度比の経時変化

EX20R‑D41Wのコンクリート

温度,全ひずみ,発生応力,
応力強度比の経時変化

124

6. 5

第6章のまとめ

本章では,拘束応力の大きい超高強度コンクリートと拘束応力を低減した超高強度コン
クリ‑トを用いて柱模擬部材を作製し,コンクリート表面,コンクリート内部および鉄筋
周囲のひび割れ状況を観察し,収縮ひずみを低減することによる効果を実験的に検討した。
また,柱模擬部材内部に埋設したひずみ測定値から内部に発生した応力を予測し,その予測した応力から収縮ひずみの低減した効果を検討した。
本研究で得られた知見を以下に示す。
(1)自己収縮ひずみは練上がり温度と初期の水和による温度上昇量の影響を受けるた
め,各季節におけるひび割れリスクの予測・評価が必要である。本検討では,特に冬期施工においてひび割れリスクが高いことを実験と応力の数値解析により確認した。
(2)拘束応力を低減しないD6およびD41を主筋とした柱模擬部材のひび割れ観察から
柱模擬部材に発生するひび割れは,温度応力によるものだけでなく,自己収縮ひず
みが鉄筋により拘束されて発生する拘束応力が加算されることにより生じることが明らかになった。超高強度コンクリートのひび割れリスクの評価は温度応力と拘束応力の両者を勘案する必要がある。
(3)冬期施工においては,収縮低減剤のみの拘束応力低減では柱模擬部材内部にひび割れが発生した。膨張材と収縮低減剤を混入した拘束応力の低減方法においては,柱模擬部材内部のひび割れ抑制だけでなく,鉄筋周囲のひび割れも抑制することができた。
(4)拘束応力を低減しないD41を主筋とした柱模擬部材では,夏期・冬期において鉄筋
周囲に微細なひび割れが発生し,その損傷の程度は主鉄筋間を連結した冬期に施工した部材に顕著であった。このことはコンクリートと鉄筋との付着性状の劣化につながることが予測され,曲げひび割れやせん断耐力にも影響される可能性があり,構造性能の評価が必要である。
(5)柱模擬部材の表面および内部のひび割れ発生状況の観察から,表面にひび割れが発
生しない場合においても,柱模擬部材内部にひび割れが発生し,外側までひび割れが貫通しない場合があることが確認できた。このことから,超高強度コンクリートを用いた場合には施工前に柱模擬部材などで確認する必要があることを示唆した。

本検討においては柱部材に発生するコンクリートの測定ひずみから応力を予測した。今後は,コンクリートの温度依存性を考慮した収縮ひずみ,クリープ特性およびヤング係数などの基礎物性から構造物の応力を予測する解析手法を構築するとともに,実構造物‑の整合性を検討する必要がある。また,本研究においては,水結合材比15%の超高強度コン
クリートの検討を対象としてきたが,より一般化するためには様々の条件化における拘束応力の低減効果を確認する必要がある。

125

第6章 参考文献
1) CEB‑FIP : Model Code 1990, Thomas Telford, 19932)菅俣匠,杉山知巳,梅沢健一,岡沢智:セメント‑シリカフユーム系結合材の水和反応と強度発現性に関する一考察,コンクリート工学年次論文集Vol.26,No.l,pp.1287‑1292,
20043)盛岡実,萩原宏俊,坂井悦郎,大門正機:膨張材を混和したセメント硬化体の微細構造,
コンクリート工学年次論文集 Vol.20, No.2, pp.169‑174, 19984)谷村充,佐藤良一,平松洋一,兵頭彦次:若材齢時長さ変化を考慮したRC曲げ部材のひび割れ・変形の一般化評価方法,土木学会論文集, No.760/V‑63, pp.181‑195,2004
5) R. Sato, H. Kawakane : "A New Concept for the Early Age Shrinkage Effect on Diagonal
Cracking Strength of Reinforced HSC Beams", Journal of Advanced Concrete Technology Vol‑6,
No.l, pp.45‑67, 20086) H. Ito, I. Maruyama, M. Tanimura, and R. Sato : Early Age Deformation and Resultant Induced
Stress in Expansive High Strength Concrete, Journal of Advanced Concrete Technology Vol.2,
No.2, pp.155‑174,2004

7)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たひび割れに関する‑検討,日本建築学会構造系論文集,第495号 pp.1‑8, 19978)河野政典,桝田佳寛,上西隆,萩原伸治:自己収縮の温度依存性を考慮した高強度コン
クリート柱部材の初期材齢時発生応力の解析,コンクリート工学年次論文集,Vol.22,No.
2, pp. 979‑984, 2000

126

第7章 結 論
超高強度コンクリートは,圧縮強度の特長ばかりでなく,耐久面にも優れていることから,長寿命,低桁高および超高層建築などのインフラ整備をして上で有効な建設材料の1つとして期待される。一方,超高強度コンクリート課題の1つに大きな自己収縮ひずみが発生し,鉄筋などに拘束された場合に引張応力が発生し,構造面や耐久面の性能低下につながる可能性があるo

この課題に対して,本研究では,超高強度コンクリートの優位性を十分に発揮するために自己収縮ひずみに起因して発生するこの拘束応力を低減する技術を確立し,より高性能となる超高強度コンクリートを確立することを目的とした。この拘束応力を低減するために,高強度,高含水率な多孔性材料である廃瓦粗骨材を用いた内部養生方法を新たに提案し,その拘束応力の低減効果を実験に検討した。また,実構造物に発生する内部応力を適正に予測するために若材齢時のクリープ特性を把握することを目的とした。さらに,水和熱に起因したコンクリートの温度履歴や練上がり温度が収締ひずみに与える影響を把握することにより,実構造物に発生する応力を正当に評価する基礎データを提示することを目的とした。
以下,各章で得られた主要な知見を以下に示し,本論文の結論とする。
第1章は序論であり,超高強度コンクリートの構造面や耐久面の優位性を確保するためには自己収縮ひずみに起因した拘束応力を低減することが必要であることを指摘し,本研究の目的および論文の構成について述べた。

第2章では,本研究に関連した既往の研究に関する現況についてまとめた。現況の問題点をまとめ,本研究の位置づけを明確にした。
(1)高強度コンクリートの自己収縮ひずみに関する発生機構に関しては多くの知見を得ている。また,セメント種別やシリカフェームが自己収縮ひずみの発生量に与える影響に関しても基礎的知見が得られている。しかしながら,これらの多くが水結合材比20%以上の知見であり,水結合材比20%を下回る超高強度コンクリー
トに知見はほとんどないのが現状である。
(2)自己収縮ひずみに関する基礎データの多くが練上がり温度と養生温度を20℃とした知見であり,練上がり温度や水和熱に起因したコンクリート温度上昇量が自己収縮ひずみ発現や自己収縮ひずみ発生量に与える影響に関する検討はほとんどないのが現状である。
(3)自己収縮ひずみや収縮応力を低減する方法として,物理的な膨張ひずみの付与,
表面張力の低減および内部養生方法などの知見が得られている。しかしながら,
水結合材20%を下回る超高強度コンクリートに関する自己収縮ひずみの低減効果に関する知見がほとんどないのが現状である。また,膨張材を使用したモルタルに関しては未反応膨張材の後膨張ひずみの発生に関する知見を得ているが,コンクリートとしての性状に関する知見がほとんどないのが現状である。
(4)内部養生方法として,高含水率の軽量骨材を使用する方法があるが,天然粗骨材との置換率を高めた場合に圧縮強度の低下が認められた。軽量骨材より破砕値が127大きく,高含水率な廃瓦粗骨材を超高強度コンクリートの収縮ひずみや収縮応力の低減方法に有効な手段と考えられるが,基礎的性状が明らかになっていない。
(5)練上がり温度や水和熱に起因したコンクリート温度上昇量が各種自己収縮ひずみ
や自己応力の低減方法による低減効果に与える影響に関する検討はほとんど行われていないのが現況である。
(6)ひび割れリスクを予測するためには,部材に発生する内部応力を予測する必要があるが,この予測に必要となる超高強度コンクリートの若材齢時のクリープ特性に関する検討はほとんどないのが現況である。

第3章では,シリカフユームと低熱セメントを用いた水結合材比15%の超高強度コンク
リートの自己収縮ひずみの低減方法を実験的に検討した。自己収縮ひずみの低減方法として,膨張材,収縮低減剤および内部養生をするための廃瓦粗骨材をそれぞれ用い,超高強度コンクリ‑トの自己収縮ひずみの低減効果を実験的に検討した。また,、これら材料を使用した強度特性に及ぼす影響を検討した。本研究で得られた知見を以下に示す。
一膨張材と収縮低減剤による自己収縮ひずみ低減‑(1)膨張材と収縮低減剤を混入することにより,超高強度コンクリートの領域においても自己収縮ひずみの低減効果が認められた。
(2)水結合材15%の条件における膨張材と収縮ひずみを用いた超高強度コンクリート
は,単位膨張材量を練上がり温度や水和熱に起因した温度上昇,さらに水中養生条
件下における検討から単位膨張材量20kg/m3とすれば,有効材齢660日においても後膨張ひずみを生じないことが明らかになった。ただし,本試験条件においては,
単位膨張材量25kg/m3とした場合に後膨張ひずみが発生した。
(3)後膨張ひずみの有無には膨張材の温度依存性があり,練上がりとコンクリートの温度上昇量が高い場合には後膨張ひずみは発生しない場合があることが明らかになった。しかし,さまざまのコンクリート温度条件においても後膨張ひずみの発生を抑制することが望ましく,超高強度コンクリ‑トに膨張材を使用する場合には膨張
材の温度依存性の検討を十分に実施し,単位膨張材量を決定することが必要である。
一廃瓦粗骨材による自己収縮ひずみ低減‑(4)廃瓦粗骨材を使用したコンクリートは,内部養生効果により,有効材齢1日おいて膨張ひずみが生じ,自己収縮ひずみを低減することが認められた。その効果は,膨張材と収縮低減剤との併用した場合よりも大きくなることが明らかになった。
(5)廃瓦粗骨材の使用量を多くした場合には有効材齢1日までに発生する膨張材ひずみが大きくなるが,一方において,有効材齢9日移行の自己収縮ひずみが大きくなる
ことが明らかになった。このことから,廃瓦粗骨材の使用量を決定するためには,
短期・長期の自己収縮ひずみを総合的に判断する必要がある'。本研究の範囲では,
粗骨材全容積の20%とすることにより長期の自己収縮ひずみの増分量を小さくできた。なお,容積置換率に関する検討はさらにデータに蓄積が必要である。
(6)粗骨材全容積の20%を瓦粗骨材とした供試体と基準となる自己収縮ひずみを低減しない供試体の自己収縮ひずみとの差は有効材齢9日移行においてほとんど変動しない結果が認められた。このことから,廃瓦粗骨材の内部養生効果は材齢初期に特128

に効果を発揮することが認められた。
(7)乾燥収縮ひずみに関しては,有効材齢28日まで封械養生を行い,それ以後に乾燥を開始した場合には廃瓦粗骨材の量が多いほど乾燥収縮ひずみの低減効果が認められた。しかし,有効材齢1日から7日まで湿布養生を行い,乾燥させた場合には瓦粗骨材が多いほど乾燥収縮ひずみが大きくなる傾向が認められた。
(8)廃瓦粗骨材を用いた内部養生効果は水結合材比が小さいほど効果があることが認められた。
一廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤併用による自己収縮ひずみ低減‑(9)廃瓦粗骨材と膨張材および収縮低減剤を併用した供試体は自己収縮ひずみの低減効
果が認められた。廃瓦粗骨材単身において有効材齢1日から自己収縮ひずみが増加する傾向があったが,膨張材と収縮低減剤を混入することにより,それを抑制する効果が認められた。
‑強度特性‑(1 0)廃瓦粗骨材単身で使用した供試体の圧縮強度は,収縮ひずみを低減しない供試体と比較して大きくなった。また,瓦粗骨材の混入による圧縮強度の低下は認められなかったO

このことから,廃瓦粗骨材の超高強度コンクリート‑の使用は可能

であることが明らかになった。
(1 1)膨張材と収縮低減剤を混入した場合には,圧縮強度低下が認められたが,その程度は,廃瓦粗骨材の超高強度コンクリートにさらに膨張材と収縮低減剤を混入した供試体では長期材齢において緩和されることが認められた。
(12)ヤング係数は,廃瓦粗骨材の量が多くなるほど小さくなることが明らかになったが,その程度は約7%であった。膨張材と収縮低減剤のみを自己収縮ひずみの低減に用いた供試体の圧縮強度は基準コンクリートと同等であった。
(13)廃瓦粗骨材を用いたコンクリートの割裂引張強度は基準コンクリートとほとんど同じであり,割裂引張強度低下は認められなかった。
第4章では,水結合材比15%において,練上がり温度や温度上昇量が発生する自己収縮ひずみ量に及ぼす影響を実験的に検討するともに,前章で述べた自己収縮ひずみの低減の効果に関して,温度依存性の観点から実験的に検討した。また,実験で得られた結果をもちいて実験式を求めた。本研究で得られた知見を以下に示す。
(1)超高強度コンクリートの温度履歴が与えられた場合においても膨張材,収縮低減剤
および廃瓦粗骨材を混入することにより,超高強度コンクリートの領域においても自己収縮ひずみの低減効果が認められた。
(2)自己収縮ひずみの発生量は,練上がり温度やコンクリートの温度上昇量による異なり,コンクリートの温度依存性があることが認められた。
(3)コンクリートを一定の温度で養生した配合「SFLC」と「EX‑20‑R」供試体の自己収縮ひずみは,練上がり温度が高くなるほど小さくなる傾向を示すことが認められた0
本研究においては,練上がり温度10℃における配合「SFLC」の自己収縮ひずみは,
練上がり温度20℃の自己収縮ひずみの2倍以上であった。
(4)配合「SFLC」と「EX‑20‑R」供試体に関しては,初期の水和に起因する温度上昇に129

よる自己収縮ひずみの増加は,練上がり温度が高くなるほど大きくなり,その傾向
は配合「EX20‑R」に顕著に認められた。
(5)配合「G20‑R」の自己収縮ひずみの温度依存性は,配合「SFLC」と比較して小さくなる傾向が認められた。この理由として,コンクリートの温度上昇によるコンクリ
ートの湿度低下から廃瓦粗骨材の内部養生効果が高まったことが考えられるが,さらにデータの蓄積が必要と考える。
(6)コンクリートの養生を20℃および30℃一定とした供試体の自己収縮ひずみの発現は若材齢時の10℃一定の自己収縮ひずみの発現と同じであるが,コンクリ‑トの養生温度が高いほど,早い段階で自己収縮ひずみにおいて経時変化に伴う変動量が小さくなる領域に移行する傾向が認められた。
(7)配合「SFLC」と「EX‑20‑R」供試体のコンクリート温度依存性を考慮した実験式は,最初にコンクリートを一定の温度で養生した場合を求め,次にコンクリートの温度上昇量による影響を考慮することにより求めた。前述の理由から,コンクリートを一定の温度で養生した供試体の自己収縮ひずみの発現は有効材齢1日以前の自己収縮ひずみ発現の変曲点となる有効材齢の以前と以後で実験式を変えることにより精度を向上させることができた。
(8)圧縮強度の温度依存性に関しては,コンクリートの高温領域において圧縮強度が大きくなる傾向が認められた。
自己収縮ひずみ量は,練上がり温度とコンクリ‑トの最高温度に影響することから,これらを考慮したひび割れリスクの評価が必要である。特に冬期施工に関して自己収縮ひず
み量が大きいことや強度発現が遅いことから留意する必要があると考える。

第5章では,超高強度コンクリートの自己収縮ひずみの発現が若材齢時に生じるため,
若材齢時のクリープ特性を実験的に把握し,クリープ実験式を求め,次に基準コンクリ
トと膨張材と収縮低減剤および瓦粗骨材を用いて自己収縮ひずみを低減したコンクリ ト(以下,低収縮超高強度コンクリート)の拘束応力試験結果による拘束応力の低減効果の検討をした。本研究で得られた知見を以下に示す。
(1)横置きのクリープ試験機を用いて,拘束応力を低減しない水結合材比0.15の超高強度コンクリートの若材齢時のクリープ特性を把握し,超高強度コンクリートのクリープ関数を新たに提案した。
(2)このクリープ関数を用いた解析値と拘束応力を低減しない供試体の拘束応力はよく合致した。だだし,鉄筋比が大きくなるにつれて解析値は,実験値より大きくなる傾向を示した。これは鉄筋周囲の微細なひび割れなどによるクリープ以外の応力緩和などが推測される。
(3)膨張材と収縮低減剤を混入した場合の解析値は実験値より大きくなる結果を得た。
膨張材と収縮低減剤を混入した超高強度コンクリートとは異なり,クリープ係数が大きくなる可能性がある。
(4)廃瓦粗骨材を混入した場合の解析値は,廃瓦粗骨材の混入量が多いほど実験値と帝
離した。
130

(5)廃瓦粗骨材を全骨材容積の20%および40%とした内部養生法のみの拘束応力の低減効果は有効材齢9日までは大きいが, 9日以降の低減効果は小さくなる傾向を示した。これは,内部養生方法のみの場合には9日以降の自己収縮ひずみの発現量が多くなること,ヤング係数が大きくなること,およびクリープ係数が小さくなることによるものと考えられる。このことは,自己収縮ひずみと鉄筋ひずみとの関係か
ら,有効材齢9日までの自己収縮ひずみに対する鉄筋ひずみの変動割合が有効材齢9日から有効材齢360日の自己収縮ひずみに対する鉄筋ひずみの変動割合より小さくなる結果からも推定される。
(6)廃瓦粗骨材を全粗骨材容積の20%置換したコンクリートに膨張材と収縮低減剤を混入した供試体の拘束応力は,有効材齢約150日において0.1N/mm2の引張応力となった。また,この配合は初期・長期材齢において拘束応力の低減効果を認められ,本研究の範囲においては,最もひび割れリスクが低くなると考えられる。
(7)有効材齢28日まで封賊養生を行い,乾燥を開始した拘束応力と引き続き封械養生を実施した拘束応力の差を乾燥収縮ひずみによる拘束応力と仮定した場合に内部養生方法と膨張材と収縮低減剤を併用した方法において,明確な差異が認められなかった。
(8)有効材齢7日まで湿布養生を行い,乾燥を開始した拘束応力と封械養生を実施した
拘束応力の差は,内部養生方法のみとした場合に大きくなる傾向を示した。
(9)拘束応力の低減を行わないコンクリートと膨張材と収縮低減剤を混入したコンク
リートの20℃一定と30℃一定として養生を行った供試体の拘束応力は30℃一定の方が小さくなった。また, 30℃一定として養生した供試体の拘束応力の解析値と実験値が異なり,クリープ特性の温度依存性があることの可能性を示した。
(1 0)季節ごとの実構造物を想定したコンクリート温度履歴を拘束応力の低減を行わな
い供試体に与えた拘束応力試験結果から,拘束応力に関しても自己収縮ひずみ同様に温度依存性が認められ,本研究の範囲では冬期によりひび割れリスクが高くなる
結果となった。

なお,本研究において,参考として拘束応力の低減を実施していない配合のクリープ関数を用いて廃瓦粗骨材を用いた供試体や膨張材および収縮低減剤を混入した供試体のクリ‑プ解析を実施した。今後はこれら配合に関してもクリープ特性を把握し,より精度の高めることが望まれる。また,廃瓦粗骨材を用いた内部養生方法に関しては,実構造物を想定したコンクリートの温度履歴が拘束応力やクリープ特性に与える影響を把握し,より合理的な解析手法を確立していく必要があると考える。

第6章では,拘束応力の大きい超高強度コンクリートと拘束応力を低減した超高強痩コンクリートを用いて柱模擬部材を作製し,コンクリート表面,コンクリート内部および鉄筋周囲のひび割れ状況を観察し,収縮ひずみを低減することによる効果を実験的に検討する。また,柱模擬部材内部に埋設したひずみ測定値から内部に発生した応力を予測し,その予測した応力から収縮ひずみの低減した効果を検討した。
本研究で得られた知見を以下に示す。
131

(1)自己収縮ひずみは練上がり温度と初期の水和による温度上昇量の影響を受けるた
め,各季節におけるひび割れリスクの予測・評価が必要である。本検討では,特に冬期施工においてひび割れリスクが高いことを実験と応力の数値解析により確認した。
(2)拘束応力を低減しないD6およびD41を主筋とした柱模擬部材のひび割れ観察から
柱模擬部材に発生するひび割れは,温度応力によるものだけでなく,.自己収縮ひず
みが鉄筋により拘束されて発生する拘束応力が加算されることにより生じることが明らかになった。超高強度コンクリートのひび割れリスクの評価は温度応力と拘束応力の両者を勘案する必要がある。
(3)冬期施工においては,収縮低減剤のみの拘束応力低減では柱模擬部材内部にひび割れが発生した。膨張材と収縮低減剤を混入した拘束応力の低減方法においては,柱模擬部材内部のひび割れ抑制だけでなく,鉄筋周囲のひび割れも抑制することができた。
(4)拘束応力を低減しないD41を主筋とした柱模擬部材では,夏期・冬期において鉄筋
周囲に微細なひび割れが発生し,その損傷の程度は主鉄筋間を連結した冬期に施工した部材に顕著であった。このことはコンクリートと鉄筋との付着性状の劣化につながることが予測され,曲げひび割れやせん断耐力にも影響される可能性があり,構造性能の評価が必要である。
(5)柱模擬部材の表面および内部のひび割れ発生状況の観察から,表面にひび割れが発
生しない場合においても,柱模擬部材内部にひび割れが発生し,外側までひび割れが貫通しない場合があることが確認できた。このことから,超高強度コンクリートを用いた場合には施工前に柱模擬部材などで確認する必要があることを示唆した。

本検討においては柱部材に発生するコンクリートの測定ひずみから応力を予測した。今後は,コンクリートの温度依存性を考慮した収縮ひずみ,クリープ特性およびヤング係数などの基礎物性から構造物の応力を予測する解析手法を構築するとともに,実構造物‑の整合性を検討する必要がある。また,本研究においては,水結合材比0.15の超高強度コン
クリ‑トの検討を対象としてきたが,より一般化するためには様々の条件化における拘束応力の低減効果を確認する必要がある。
以上のことより,本研究では,超高強度コンクリートの収縮応力の低減方法を確立し,それによる超高強度コンクリートの優位点である構造面や耐久面を確保し,より高性能なコンクリートとしての低収縮超高強度コンクリートを提案することができた。また,水和熱に起因したコンクリートの温度履歴や練上がり温度が収縮ひずみに与える影響を受けるため,実構造物に発生する応力を正当に評価するためには各季節での検討が必要であることを示した。また,若材齢時のクリープ特性や自己収縮ひずみの実験式を提示し,材料特性から内部応力を予測することを可能とした。これにより,超高強度コンクリートの分野
における技術的発展を図れたものと考える。

132

本論文に関連のある研究報告
1.査読付き論文
鈴木雅博,中瀬博一,丸山一平,

佐藤良一:超高強度膨張コンクリートの自己応力に及ぼす温度履歴の影響,セメント・コンクリート論文集 Vol.59, pp.375‑382, 2005
【関連する章:第3章,第4章,第5章】
2) M. Suzuki, I. Maruyama and R. Sato : Properties of Expansive‑Ultra High‑Strength Concrete,
71 Symposium on the Utilization of High‑Strength / High‑Performance concrete, ACI Special
Pubhcation‑228, pp.1159‑1174, 2005

【関連する章:第3章,第4章】

鈴木雅博,

丸山一平,尼丁将太,佐藤良一:超高強度膨張コンクリートの自由変形と拘束応力に関する検討,コンクリート工学年次論文集 Vol.28, No.l, pp.563‑568, 20064)

【関連する章:第5章】
丸山一平,亀田昭一,鈴木雅博, 佐藤良一:RCプリズムにおける自己収縮ひずみによる微細ひび割れ発生と収縮応力挙動,コンクリート工学年次論文集 Vol. 28, No.l,
pp.587‑592, 2006

【関連する章:第5章】
5)鈴木雅博,丸山一平,川畑智亮,佐藤良一:廃瓦粗骨材を用いた超高強度膨張コンク
リ‑トの変形と拘束応力に関する検討,コンクリート工学年次論文集

Vol.29, No.l,

pp.651‑656, 2007

【関連する章:第3章,第5章】
6)桐山宏和,丸山一平,鈴木雅博,佐藤良一:超高強度RC部材中の初期応力発生メカニ
ズムに関する検討,コンクリート工学年次論文集, Vol.29, No.l, pp.669‑674, 2007
【関連する章:第6章】
7)寺本篤史,宮地友也,丸山一平,鈴木雅博:超高強度コンクリートの若材齢線膨張係数に関する研究,コンクリート工学年次論文集 Vol.29, No.l, pp.633‑638, 2007
【関連する章:第4章】
鈴木雅博, 丸山一平,川畑智亮,佐藤良一:超高強度RCプリズムの自己応力低減に関する検討,コンクリート工学年次論文集 Vol.30, No.l, pp.459‑464, 2008
【関連する章:第3章,第5章】
寺本篤史,山崎康太,丸山‑平,鈴木雅博:超高強度コンクリ
トの自己収縮の温度依存性,コンクリート工学年次論文集 Vol.30, No.l, pp.489‑494, 2008
【関連する章:第4章】
10)丸山一平, 鈴木雅博, 中瀬博一,佐藤良一:温度履歴がRC柱の初期応力・初期欠陥に及ぼす影響に関する実験的検討一超高強度コンクリートを用いたRC柱の初期応
力・初期欠陥に関する研究

その1‑,日本建築学会構造系論文集,第629号,

pp.1035‑1042, 2008

【関連する章:第6章】

133ll)鈴木雅博,丸山一平,中瀬博一,佐藤良一‥超高強度コンクリートを用いたRC柱の膨張材と収縮低減剤による初期応力・初期欠陥低減に関する研究,日本建築学会構造系論文集,第635号

pp.ト10, 2009

【関連する章:第4章,第6章】
12)丸山一平,

鈴木雅博,勅使河原正臣,佐藤良一:鉄筋コンクリ‑ト柱の断面内応力に関する解析的検討一超高強度コンクリートを用いたRC柱の初期応力・初期欠陥に関する研究

その2‑,日本建築学会構造系論文集,第637号

pp.425‑431, 2009
【関連する章:第6章】

2.ロ瑛発表論文
1) M. Suzuki, I. Maruyama, K. Kawai and R. Sato : Temperature Effect on Shrinkage Stress inExpansive Stress in Expansive‑Ultra High Strength Concrete, Creep, Shrinkage, andDurability of Concrete and Concrete Structures, Concreep‑7, Edited by Gilles Pijaudier‑Cabot,
pp.627‑632, 2005

【関連する章:第3章,第4章,第5章】
2) M. Suzuki, H. Nakase, I. Maruyama and R. Sato : The effect ofhydration heat on the reductionof shrinkage in expansive‑ultra high strength concrete, Proceedings of International
Conference on Civil and Environmental Engineering, ICCEE‑2005, Higashi‑Hiroshima, Japan,
pp.119‑126, 2005

【関連する章:第3章,第4章,第5章】
3)丸山一平,佐藤良一,鈴木雅博:高強度コンクリートの健全性に関する検証,日本
建築学会大会学術講演概要集 pp.625‑626, 2005
【関連する章:第5章】
4) I. Maruyama, S. Kameta, M. Suzuki, R. Sato, Cracking of high strength concrete arounddeformed reinforcing bar due to shrinkage, Int. RILEM‑JCI Seminar on Concrete Durability
and Service Life Planning, edited by K. Kovler, RILEM Publications S. A. R. L., Em‑Bokek,
Israel, pp.104‑111, 2006

【関連する章:第5章】
鈴木雅博,丸山‑平,尼丁将太,佐藤良一:超高強度膨張コンクリートの自己応力に関する検討,第60回セメント技術大会講演要旨 pp.186‑187, 2006
【関連する章:第5章】
6) M. Suzuki, I. Maruyama, S. Amachou and R. Sato : A STUDY ON DEFORMATION AND
RESULTANT STRESSES IN EXPANSIVE ULTRA‑HIGH‑STREGTH CONCRETE,
Proceedings of International Conference on Civil and Environmental Engineering,
ICCEE‑2006, Higashi‑Hiroshima, Japan, pp.227‑232, 2006

【関連する章:第5章】
7)丸山‑平, 鈴木雅博,佐藤良一:超高強度コンクリートを用いたRC柱部材の初期応力に関する検討,コンクリート構造物の耐久性力学,耐久性力学に関するシンポジウ
ム論文集JCI‑C73, pp.303‑312, 2007
【関連する章:第6章】
K」

丸山一平,鈴木雅博,

佐藤良一:超高強度コンクリートを用いたRC柱部材に性能における自己収縮の影響に関する基礎的研究,混和材料を使用したコンクリートの物性
変化と性能評価研究小委員会(333委員会)報告書ならびシンポジウム講演概要集,コンクリート技術シリーズ74,土木学会

pp.n‑7ト78, 2007

【関連する章:第6章】
9)

川畑智亮,鈴木雅博, M.S.MEDDAH:内部養生型コンクリートにおける水結合材比が収縮応力低減に及ぼす影響,土木学会第63回年次学術講演会 pp.865‑866, 2008
【関連する章:第3章】

10)

M.

Suzuki,I.

Maruyama,

H.

Nakase

and

R.

Sato

‥

Reductionofrestrained

stress

in

ultra

high

strength concrete using porous ceramic for internal curing, Creep, Shrinkage, and Durabilityof Concrete and Concrete Structures, Concreep‑8, Edited by Tada‑aki Tanabe, pp.839‑846,2008【関連する章:第3章,第5章】
ll)

1.

Maruyama,

M.

Suzuki

and

R.

Sato

‥

Self‑induced

stressinreinforcedultrahigh‑strength

concrete, Creep, Shrinkage, and Durability of Concrete and Concrete Structures, Concreep‑8,
Edited by Tada‑aki Tanabe, pp.365‑372, 2008

【関連する章:第6章】
12) A. Teramoto, I. Maruyama and M. Suzuki : Temperature dependency of autogenous shrinkage
of ultra high‑strength concrete, Creep, Shrinkage, and Durability of Concrete and Concrete
Structures, Concreep‑8, Edited by Tada‑aki Tanabe, pp.70ト708, 2008

【関連する章:第4章】

3.報告
鈴木雅博,

中瀬博一,藤井和俊:超高強度コンクリ‑トの収縮応力低減化に関する研究,株式会社ピーエス三菱

技報第4号, pp62‑63(概要), (詳細はCD‑ROM), 2006
【関連する章:第4章,第5章】

川畑智亮,鈴木雅博 廃瓦粗骨材を用いた超高強度コンクリートの自己収縮応力低減,
株式会社ピ‑エス三菱 技報第6号, ppl6‑17(概要), (詳細はCD‑ROM), 2008
【関連する章:第3章,第5章】

135

謝

辞

大変お忙しい中,論文の審査をして頂きました広島大学教授
教授

土田孝博士,広島大学教授

佐藤良一博士,広島大学

大久保孝昭博士,広島大学准教授

河合研至博士,名古屋大学准教授 丸山一平博士に深甚の謝意を表します。
本論文をとりまとめるに際し,主査をお引き受け頂いた佐藤良一博士には,研究の方向
性,実験のポイントおよび研究論文作成に至るまで,お忙しい中,懇切なご指導,ご教示を頂きました。佐藤良一博士には,筆者が宇都宮大学の学部生および修士課程の在籍中か
ら今日に至るまで,一般化するために必要となる発生している現象のメカニズムの徹底した追求の必要性を御教示頂きました。さらに,公私にわたり多くのお心遣いを頂きました。
衷心より厚くお礼申し上げます。今後の研究においての礎に致します。
副査をお引き受け頂いた丸山一平博士(入学時

広島大学助手)には,今日に至るまで,

佐藤良一博士と同様に原理の追求する姿勢を御教示頂きました。実験に際しては,お忙しい中,弊社におこし頂き,実験のポイントを御教示頂きました。論文作成においては多くのご指導,ご教示を賜るともに,実験と解析との両者において比較検討することもまた重要であることを御教示頂きました。また,本研究において必要不可欠となるデータ‑収集に関しても多大なるご協力を頂きました。心より感謝の意を申し上げます。
筆者が学位論文完成に辿り着けましたのも,佐藤良一博士,丸山一平博士の優れた指導者に恵まれたおかげございます。
副査をお引き受け頂いた土田孝博士,大久保孝昭博士,河合研至博士には,論文審査にあたり多くの貴重なご助言・ご意見を頂きました。心より感謝の意を申し上げます。
本論文は,著者が2004年から2009年にかけて広島大学大学院工学研究科社会人博士後期の在学期間中に行った超高強度コンクリート部材の初期応力・初期ひび割れ抑制に関する研究を中心にとりまとめたものであります。研究着手から論文完成まで約5年を要しましたが,この間に頂いた多くの方のご指導,ご鞭撞,ご支援において本研究を実施することができたものであります。ここに記して,深甚の謝意を表します。
中国高圧コンクリート工業(樵)取締役中川信矢氏,中国電力(秩)エネルギア総合研究所マネージャー岩田和典氏,同研究員清木祥平氏,尼丁将太氏をはじめとする広島大学・構造材料工学研究室の卒業生および在学生の皆様,寺本篤史氏,宮地友也氏はじめとする名古屋大学・建築構造システム講座の卒業生および在学生の皆様には,供試体の作製,データ・収集などの多大なるご協力を頂きました。広島大学・構造材料工学研究室の甲斐真理子さん,前任の瀬分智子さんには事務的な面でご配慮頂きました。
広島大学名誉教授田津柴‑博士,広島工業大学教授

米倉亜洲夫博士,宇都宮大学教授

中島章典博士,秋田大学教授加賀谷誠博士,オリエンタル白石(秩)手塚正道博士,三井住友建設(秩)藤田学博士には機会があるごとに激励を頂きました。
筆者を快く社会人学生として,広島大学大学院工学研究科社会人博士後期に入学を許可して頂きました田中義一氏(当時(秩)ピーエス三菱代表取締役社長),理崎好生氏(当時(秩)ピーエス三菱専務取締役技術本部長)に深く感謝します。また,在学中においては,勝木恒男(秩)ピーエス三菱代表取締役社長をはじめとする前(秩)ピーエス三菱代表取締役社長延増喬史氏,元(秩)ピーエス三菱代表取締役神田徹氏,(秩)ピーエス三菱職員に感謝致します。

理崎好生氏には,研究の機会を与えて頂くとともに,入学するにあたり多大なご尽力を頂き,さらには研究に関して多くのご支援とご配慮を頂きました。研究の遂行にあたり技術研究所長大浦隆氏,前任の佐藤雅則氏(現(秩)復建エンジニアリング)には激励やご配慮を頂きました。春山漠同氏(現(樵)ピーエス三菱技術研究所

実験補助員,元(秩)ピーエス小田原工場品質管理室)には,実験に際し,骨材管理,供試体作製,強度試験などの多くのご協力を頂きました。服部政昭氏(堤(秩)日本構造橋梁研究所,元(秩)ピーエス三菱技術研究所管理グループリーダー)には在籍中に研究に関する激励とサポート要員などのご配
慮を頂きました。技術研究所のOBである長井健雄博士,久野公徳博士, (秩)ピ‑エス三菱建築技術部長浜田公也博士,開発メンテナンス部グループリーダーには終始激励を頂きましたO

石井浩司博士

吉松慎哉グループリーダー,大柳修一氏,桐川潔氏をはじめとする研究所移籍前の開発技術部の皆様,元技術研究所副所長の藤井和俊博士,元技術研
究所材料グループの穴沢雅明主任研究員(堤(秩)ニューテック興和),現材料グループの桜田道博主任研究員,中瀬博一主任研究員,川畑智亮研究員には供試体作製,データ‑の整理のご協力を頂くとともに論文作成にあたり多くのご協力,ご配慮を頂きました。また,研究所研究員各位には論文作成にあたり多くの激励を頂きました。
宇部三菱セメント(秩)にはSFC(低熱セメントとシリカフユームのプレミックス材),
BASFポゾリス(秩)には8HU(超高強度用高性能減水剤)を提供して頂くとともにコンクリート製造にご協力を頂きました。
このように,本研究は多くの方々のご協力,ご支援により完成したものであります。あらためて,感謝の意を表します。ありがとうございました。
最後に私事ですが, 5年間暖かく見守って頂きました父に心より感謝致します。

啓充,母

登美子,弟

智久