東急建設技術研究所報 No. 45

U.D.C 693.542

設計基準強度 200 N/mm 2 級超高強度コンクリートの使用材料が基礎物性に及ぼす影響に関する研究
篠原佳代子 ＊

要

約：雄太 ＊

古川

大岡督尚 ＊

超高強度コンクリートの開発にあたり，セメント，シリカフューム，骨材，化学混和剤および鋼繊維の種類などがコンクリートの基礎物性に及ぼす影響について実験的に検討した。その結果，設計基準強度 200 N/mm 2 に対応可能なセメント，シリカフュームおよび骨材は限定されること，鋼繊維の種類によっては，トラックアジテータへの投入を模擬した実験でファイバーボールが形成され均一に分散しないことが明らかとなった。また，本検討範囲では，40℃の水中で養生した供試体の圧縮強度が材齢 28 日で 200 N/mm 2 を超えることを確認し，設計基準強度 200 N/mm 2 に対応可能な調合方法を確立した。

キーワード：

超高強度コンクリート，セメント，シリカフューム，骨材，化学混和剤，鋼繊維

目

1．はじめに次：

4．フェーズⅡ

2．実験計画
3．フェーズⅠ

実験結果と考察まとめ

5．まとめ
実験結果と考察まとめ

1．はじめに

表1

因子と水準

表2

試験項目

近年，鉄筋コンクリート造建築物の超高層化に伴い，コンクリートの圧縮強度（設計基準強度）は飛躍的に大きくなっている。また，細径の柱が意匠的に好まれたり，空間の有効利用を目的として採用されたりと，コンクリートの高強度化の必要性は高まっている。
設計基準強度が 200 N/mm 2 以上のコンクリートに関する研究については，既にいくつか報告されている 1, 2)。しかし，これらの研究では，セメントをはじめとした使用材料がコンクリートの基礎物性に及ぼす影響について報告されているものの，各研究で使用材料や検討項目が異なるため，基礎データが十分であるとはいえず，更なるデータの蓄積が必要である。
本研究は，セメント，シリカフューム，骨材，化学混和剤および鋼繊維の種類，さらには鋼繊維の添加量および投入方法が，コンクリートのフレッシュ性状，強度，靭性等に及ぼす影響について実験的に検討したものである。
2．実験計画
表 1 に実験の因子と水準を，表 2 に試験項目を示す。実験は 2 つのフェーズに分けて実施した。フェーズⅠではセに及ぼす影響について検討した。なお，鋼繊維はコンクリ

メント，シリカフューム，骨材，化学混和剤および鋼繊維ートの脆性破壊の防止を目的として添加しており，鋼繊維の種類がコンクリートのスランプフロー，空気量および圧によって付与される靭性を確認するために曲げタフネスも縮強度に及ぼす影響について検討し，その結果から，良好併せて測定した。また，ひび割れ抵抗性を確認するためになフレッシュ性状を有し，設計基準強度 200 N/mm 2 に対自己収縮ひずみを測定した。

応可能な材料を選定した。

表 3 に使用材料を示す。セメントはいずれもシリカフュ

フェーズⅡでは，フェーズⅠの結果をもとに，鋼繊維をーム混合セメントであり，別項のシリカフュームはこれに2 種類，添加量を 3 水準として，スランプフロー，空気追加混合するものである。

量，圧縮強度，静弾性係数，割裂引張強度および曲げ強度＊技術研究所

構工法・材料グループ

1東急建設技術研究所報 No. 45

3．フェーズⅠ
3.1

実験結果と考察

表3

使用材料

図3

スランプフロー（フェーズⅠ‑1）

結合材および化学混和剤の選定（フェーズⅠ‑1）

表 4 に調合およびフレッシュ性状を示す。なお，本検討
では，スランプフロー 70 cm 以上，空気量 2.0% 以下，圧縮強度 200 N/mm 2 を目標性能と設定した。なお，骨材はすべて S1，G1 を使用した。
図 1 にスランプフローおよび空気量の試験結果を示す。
セメントの銘柄で比較すると，シリカフュームの銘柄が同じ場合，C1，C2，C3 の順にスランプフローが大きくなり，流動性の観点からは，C3 が最も良好な結果を示した。
また，シリカフュームの銘柄で比較すると，いずれのセメントを使用した場合も，SF1，SF3，SF2 の順にスランプフローが大きくなった。目標性能であるスランプフロー
70 cm 以上を満足するのは，セメント銘柄を C3 とし，シリカフュームを SF2 または SF3 とした場合であった。
また，セメント銘柄が C2 または C3 であれば，いずれのシリカフュームを用いても空気量 2.0% 以下を満足する結果となった。セメントの銘柄を C1 とした場合，スランプフローが小さいこともあり，消泡剤の添加量を増やしても空気量の低減は認められず，空気量 2.0% 以下を満足させることは困難であった。
図 2 に材齢 28 日における圧縮強度試験結果を示す。本研究におけるすべての供試体は，脱型以降 40℃の水中で養生した。セメントの銘柄で比較すると，シリカフュームの銘柄が同じ場合，C1，C2，C3 の順に圧縮強度が大きくなる傾向がみられた。また，シリカフュームの銘柄で比較
表4

図1

スランプフローおよび空気量（フェーズⅠ‑1）

調合およびフレッシュ性状（フェーズⅠ‑1）

図2

圧縮強度（フェーズⅠ‑1）

2東急建設技術研究所報 No. 45

表5

図4

調合およびフレッシュ性状（フェーズⅠ‑2）

図5

スランプフロー（フェーズⅠ‑2）

圧縮強度（フェーズⅠ‑2）

すると，SF1，SF2，SF3 の順に圧縮強度が大きくなる傾が想定されたものの，図 6 に示すようにスランプフローに向がみられた。圧縮強度が大きくなるのは，セメントを大きな差は認められない結果であった。これは，前述のセC2 または C3 とし，シリカフュームを SF3 とした場合でメント，シリカフュームおよび化学混和剤の選定結果によあった。

り，スランプフロー 70 cm 以上の性能を十分に有する材

図 3 に化学混和剤の銘柄を変えた場合のスランプフロー料選定ができており，高い流動性の範囲では，鋼繊維の本試験結果を示す。SP2 は，SP1 と比較してスランプフロー数による流動性の低下の影響はごく小さいものであったたが 3〜4 cm 程度大きい値となった。SP2 は初期反応を高めと推察される。

め，セメントの分散性が向上するように改良したものであ図 7 に各鋼繊維を使用したコンクリートの圧縮強度試験るため，スランプフローがより大きくなったものと推察さ結果を示す。全ての鋼繊維で 200 N/mm 2 以上の圧縮強度れる。このことから，SP2 は少ない添加量で所定の流動性となった。各調合間で流動性に開きがないことから，円柱を確保することが可能であると考えられる。なお，圧縮強形型枠への充填性，ひいては圧縮強度の発現においても大度への大きな影響は確認されなかった（表 4 参照）。

きな差は生じなかったものと考えられる。

以上のように，セメント，シリカフュームおよび化学混前述の結果は，高い撹拌能力を有する強制二軸ミキサを和剤の銘柄が各物性に及ぼす影響を検討した結果，セメン用いた場合における比較検討によるものであった。しかし

トの銘柄を C3，シリカフュームの銘柄を SF3，化学混和ながら，実際の製造を想定した場合，バッチャープラント剤の銘柄を SP2 とすれば，良好なフレッシュ性状が得らの強制二軸ミキサへ鋼繊維を投入すると他のコンクリートれ，圧縮強度が大きくなることを確認した。の出荷を制限する必要が生じる。さらに，鋼繊維投入終了

3.2

骨材の選定（フェーズⅠ‑2）

後は鋼繊維の除去にミキサの洗浄が必要であり，多大な労表 5 に調合およびフレッシュ性状を，図 4 に骨材の組み力を要する。このため，鋼繊維の添加はミキサではなく，合わせごとのスランプフロー試験結果を示す。骨材の種類

トラックアジテータのドラムで行うことが望ましい。そこが異なる場合も，スランプフローに大きな差はなく，骨材で，写真 1 に示すトラックアジテータのドラム形状を模擬がスランプフローに及ぼす影響は小さいと考えられる。ました傾胴型ミキサで，鋼繊維の投入方法および撹拌状況をた，空気量に関しても大きな影響は認められなかった。

確認することとした。

図 5 に骨材の組み合わせごとの圧縮強度試験結果を示

検 討 に 使 用 し た 鋼 繊 維 は StF1，StF2，StF3 お よ びす。図より，200 N/mm 2 以上の圧縮強度となるのは，S3StF4 の 4 種類とし，添加量は 0.5 vol% および 1.0 vol% のと G3 または S4 と G4 の組み合わせであり，200 N/mm 22 水準とした。なお，調合条件は表 6 と同一であり，鋼繊以上の強度が必要な場合，骨材の選定が重要であることを維の添加量のみを変化させた。また，鋼繊維の投入方法確認した。

は，実際のトラックアジテータのドラムへの投入を想定

3.3

し，ミキサの回転は止め，波板を使用して滑らすように所

鋼繊維の選定（フェーズⅠ‑3）

表 6 に調合およびフレッシュ性状を，図 6 にスランプフ定量を一ヶ所に投入した。撹拌時間は 90 秒から 120 秒をロー試験結果を示す。StF1 および StF2 は繊維径が小さい標準とした。攪拌後，一部の鋼繊維および添加量においてため，同一添加量（vol%）でも繊維本数が増えることか目視によりファイバーボールが認められた。この場合に限ら StF3 や StF4 よりもスランプフローが小さくなることり，計 5 分程度経過するまで追加で撹拌を行ったが，ファ3

東急建設技術研究所報 No. 45

表6

図6

調合およびフレッシュ性状（フェーズⅠ‑3）

図7

スランプフロー（フェーズⅠ‑3）

圧縮強度（フェーズⅠ‑3）

イバーボールが分散することはなかった。鋼繊維の種類と添加量によるファイバーボールの有無を表 7 に示す。
StF1 では添加量 0.5 vol% および 1.0 vol%，StF2 では1.0 vol% の添加量でそれぞれファイバーボールの形成が認められた。写真 2 に代表的なファイバーボールの形成状況を示す。ファイバーボールの表面にはセメントペーストが付着していたが，内部にはセメントペーストは付着していなかった。
以上より，本検討範囲では，鋼繊維の種類がスランプフ

写真 1

傾胴型ミキサ

ローや圧縮強度に及ぼす影響は小さかったが，トラックア
表7

ジ テ ー タ の ド ラ ム へ の 投 入 を 模 擬 し た 実 験 に お い て，ファイバーボールの有無（フェーズⅠ‑3）

StF1 および StF2 ではファイバーボールが形成され，コンクリート内に均一に分散しないことを確認した。
4．フェーズⅡ
4.1

実験結果と考察

鋼繊維の添加量の検討と収縮低減剤の効果

フェーズⅡでは，フェーズⅠの結果を踏まえ，セメント，シリカフューム，化学混和剤，細骨材および粗骨材をそれぞれ C3，SF3，SP2，S4 および G4 とし，鋼繊維の種類は分散性を考慮して StF3，StF4 の 2 水準，添加量は0%，0.5%，1.0% の 3 水準として，力学的性状等についてさらに詳しく実験を行った。また，基準としたコンクリート（調合記号 N）を除き，収縮低減剤を添加して，自己収縮ひずみの測定を行った。
表 8 に調合およびフレッシュ性状を，図 8 にスランプフロー試験結果を示す。収縮低減剤の有無や鋼繊維の種類，添加量に関わらず，目標性能であるスランプフロー 70 cm
写真 2以上かつ空気量 2.0% 以下を満足した。ただし，StF4 の添

ファイバーボール

加量を 1.0 vol% とした場合は，0.5 vol% とした場合と比較してスランプフローが 4.5 cm 小さくなっており，本検討

N/mm 2 以上の強度を発現した。StF3 0.5 vol% が最も高い

範囲では，鋼繊維の添加量が多いほど流動性が低くなるこ値となったが，標準偏差が比較的小さく，安定した試験結とを確認した。

果を得られたことが理由の一つとして考えられる。

図 9 に圧縮強度試験結果を示す。いずれも平均で 200

図 10 に静弾性係数と圧縮強度の関係を示す。日本建築4東急建設技術研究所報 No. 45

表8

図8調合およびフレッシュ性状（フェーズⅡ）

図9

圧縮強度（フェーズⅡ）

図 12

曲げ強度（フェーズⅡ）

スランプフロー（フェーズⅡ）

図 11

割裂引張強度（フェーズⅡ）

図 10

静弾性係数と圧縮強度の関係（フェーズⅡ）

図 13

曲げタフネス（フェーズⅡ）

学会「建築工事標準仕様書・同解説 JASS 5 鉄筋コンクリー ト 工 事」4) で は，静 弾 性 係 数 つ い て，式 ()（以 下，New RC 式）で計算される値を基準として評価を行うこととしている。実験値はいずれも New RC 式で計算される値に概ね沿う結果となり，本式による評価が可能であることを確認した。なお，γ=2.5，=1.0，=0.95 として計算した。
E=××3.35×10 ×γ

σ 2.4  × 60 



()

E：コンクリートのヤング係数（N/mm 2）
γ：コンクリートの単位体積重量（t/m 3）

図 14荷重とたわみの関係（フェーズⅡ）σ ：コンクリートの圧縮強度（N/mm 2）
：粗骨材の種類により定まる修正係数因として，ベースとなるコンクリートの力学的物性が支配

：混和材の種類により定まる修正係数的であったものと考えられる。

図 11 に割裂引張強度試験結果を，図 12 に曲げ強度試験

図 13 に曲げタフネス試験結果を示す。また，図 14 に代結果を示す。割裂引張強度，曲げ強度のどちらにおいて表的な供試体の曲げタフネス試験時の荷重とたわみの関係

も，鋼繊維の種類および添加量による明確な差は認められを示す。鋼繊維を添加した供試体は，添加していない供試なかった。割裂引張強度および曲げ強度に影響を及ぼす要体と比較して，曲げタフネスが大幅に向上した。StF4 1.05東急建設技術研究所報 No. 45

測した凝結の始発時間を材齢の基準とした。鋼繊維を添加した供試体は，収縮低減剤の効果により，自己収縮ひずみが N との比で 0.72〜0.81 程度に低減されることを確認した。鋼繊維の種類および添加量による明確な差は認められなかった。
5．まとめ
超高強度コンクリートの開発にあたり，使用材料がコンクリートの基礎物性に及ぼす影響について実験的に検討し，以下の結果を得た。
図 15

自己収縮ひずみ（フェーズⅡ）( ) セ メ ン ト，シ リ カ フ ュ ー ム の 組 み 合 わ せ を C3，SF3 とすることで，スランプ 70 cm 以上かつ空気vol% が最も大きく，本検討範囲では，鋼繊維の添加量が量 2.0% 以下を満足し，他の組み合わせよりも高い多いほどエネルギー吸収能が高くなることを確認した。既圧縮強度を発現した。

往の研究において，鋼繊維の本数が多い方が単位体積あた( )りの付着面積が大きいことから，引き抜きに対する抵抗性化学混和剤を SP2 とすることで，SP1 とする場合よりも高い流動性が得られた。

が増して曲げタフネスが増加すると考察されている 5)。こ( )細骨材と粗骨材を S3 と G3 または S4 と G4 とすることで，200 N/mm 2 以上の圧縮強度を発現した。のことから，本実験においても同一添加量の StF3 0.5% と(StF4 0.5% では鋼繊維の本数が多い StF3 0.5% の方が曲げ)

鋼繊維を StF1 または StF2 とした場合，トラックタフネスが大きくなると想定されたが，結果として StF4アジテータへの投入を模擬した実験において，ファ0.5% の方が大きい値となった。破壊断面における鋼繊維イバーボールが形成され，コンクリート内に均一に分散しなかった。の量や配向は供試体によって偏りがあると考えられ，今後(さらにデータを蓄積していくことが重要である。

鋼繊維の添加量が多いほど，流動性は低くなり，曲げタフネスは大きくなった。

図 15 に材齢 28 日までの自己収縮ひずみを示す。別途計謝)辞本研究を行うにあたり，工学院大学阿部道彦教授に傾胴型ミキサを貸与いただき，実験遂行に関するご助言をいただきました。

ここに記して謝意を表します。
参考文献
1) 小島正明，辻大二郎・他 2 名：Fc 200 N/mm 2 超高性能コンクリートの開発（その 1)〜(その 3），日本建築学会大会学術講演梗
概集（中国），pp. 1087‑1092, 2008.9
2) 渡邉悟士・陣内浩・他 4 名：設計基準強度 200 N/mm 2 の超高強度コンクリートの開発に関する検討，日本建築学会大会学術講演梗概集（中国），pp. 1077‑1078, 2008.93) 日本コンクリート工学協会：超流動コンクリート研究委員会報告書(Ⅱ)，pp. 209‑210, 1994.5
4) 日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説 JASS 5 鉄筋コンクリート工事 2018，p. 192, 2018.75) 井戸康浩・菊田繁美・他 2 名：鋼繊維補強した超高強度コンクリートの基礎的研究，日本建築学会大会学術講演梗概集（中国），pp. 527‑528, 2008.9

STUDY ON THE EFFECT OF SEVERAL MATERIALS ON BASIC PROPERTIESOF ULTRA‑HIGH STRENGTH CONCRETE WITH DESIGN STRENGTH OF 200 N/mm 2‑CLASS
K. Shinohara, Y. Furukawa, and T. Oh‑oka
This is a technical paper that reports some tests conducted to reveal the effect of several materials such as cement, silica
fume, aggregate, chemical admixtures and steel fiber on basic properties of ultra‑high strength concrete. As a result, it wasconfirmed that capable materials which can achieve 200 N/mm 2 in design strength were limited. Moreover, it wasobserved some steel fibers formed fiber balls that prevented spreading evenly in an experiment that simulated throwing
into a truck agitator. In this study, it was confirmed that the compressive strength exceeded 200 N/mm 2 by curing in warm
water at 40℃ at 28 days of material age. Therefore the authors established a mix design method of ultra‑high strength
concrete with design strength of 200 N/mm 2‑class.

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