東急建設技術研究所報 No. 46

U.D.C 693.556.4

締固めを必要とする高流動コンクリートの締固め方法に関する基礎的検討
鈴木要

約：

将充 ＊

前原聡＊

早川健司 ＊

本研究では，締固めを必要とする高流動コンクリートの締固め方法を把握することを目的に，その基礎段階として，スランプフロー 45 cm 程度のコンクリートを用いて，振動締固め時の充塡状況，棒状バイブレータからの振動伝搬，振動締固めによる比較的大きな気泡の残留量と材料分離の程度を計測する実験を行った。併せて，これらが圧縮強度と静弾性係数に及ぼす影響について検討した。その結果，スランプフロー 45 cm 程度のコンクリートの振動締固めは，充塡することに加え，密実とすることを目的とした比較的大きな気泡の除去が必要であることが確認された。また，棒状バイブレータからの振動伝搬は普通コンクリートと同程度であり，挿入間隔は同程度とすることがよいと考えられた。

キーワード：

締固めを必要とする高流動コンクリート，振動締固め，比較的大きな気泡，材料分離

目

1．はじめに

4．考察

2．実験概要5．まとめ次：3．実験結果1．はじめにとともに気泡抜きが行われるが，その流動性から短い時間

土木分野では，現場打ちコンクリートの施工の効率化をで締め固められるが材料分離も生じやすいと考えられるた図るため，従来のスランプ 8 cm のコンクリートよりも流め，締固め時間や棒状バイブレータ挿入間隔等の締固め方動性を高め，良好なワーカビリティーを有するコンクリー法を適切に設定する必要がある。

1)

トの活用が推進され始めている 。スランプフロー 55 cm

そこで，本研究では，締固めを必要とする高流動コンク

以下でスランプフロー管理するコンクリートは，締固めをリートの締固め方法を把握することを目的に，その基礎段必要とする高流動コンクリートに分類される 2)が，自己充階として，スランプフロー 45 cm 程度のコンクリートを塡性を有する高流動コンクリートと比較して，安定供給が用いて，振動締固め時の充塡状況，棒状バイブレータ（以可能かつ材料コストが低減できるため，その利用が望まれ降，バイブレータ）からの振動伝搬，振動締固めによる比ている。既に，トンネル覆工やケーソンの充塡コンクリー

較的大きな気泡の残留量と材料分離の程度を測定する実験

ト等，部材や部位を限定した利用が行われている 3)。一を行った。併せて，これらが圧縮強度と静弾性係数に及ぼ方，2019 年の JIS A 5308 の改正により，普通強度領域のす影響について検討した。なお，本報は既発表の文献 6)にスランプフロー区分が追加され，利用しやすい環境となっ一部加筆し，まとめたものである。

たが，コンクリート標準示方書では，その技術情報も整理されていないのが現状である。

2．実験概要4)

参考文献 では，「締固めの目的は，コンクリート中の2.1

使用材料および配合

空隙をできるだけ少なくし，鉄筋や埋設物とよく密着さ

表 1 に使用材料，表 2 にコンクリートの配合およびフレせ，コンクリートを型枠の隅々までいきわたらせ，均質でッシュ性状の試験結果を示す。コンクリートの配合は，高密実なコンクリートにすることにある」と記載されてい性能 AE 減水剤と増粘剤含有高性能 AE 減水剤を用いてコる。本論文内では，振動締固めの役割を，コンクリートをンクリートの粘性を変えた目標スランプフロー 45 cm の 3型枠の隅々までいきわたらせる「充塡」と，空隙を少なく配合（No. 2，No. 3，No. 4）に，比較用の目標スランプ 12して密実にする「気泡抜き」とする。普通コンクリートでcm の普通コンクリート（No. 1）および目標スランプフロは，打込みのみで充塡しないため，振動締固めによってコー 65 cm の自己充塡性を有する高流動コンクリート（No.

ンクリートを充塡させるとともに，密実にするため気泡を5）を加えた計 5 配合とした。目標空気量は 4.5% とした。

抜いている。一方，自己充塡性を有する高流動コンクリー

コンクリートのフレッシュ性状試験は，それぞれ JIS A

トでは，自重で充塡され，締め固めなくとも密実であるた

1101 スランプ試験，JIS A 1150 スランプフロー試験，JIS5)

め ，気泡を抜く振動締固めが不要である。締固めを必要A 1128 空気量試験（圧力法）に準拠して行った。なお，とする高流動コンクリートでは，振動締固めによって充塡

スランプフロー試験は 3 層 5 回突きによる方法で行った。

＊技術研究所

土木材料グループ95

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表2

表12.2

コンクリートの配合およびフレッシュ性状

使用材料

振動締固め試験

本実験では，スランプフロー 45 cm 程度のコンクリー
トの締固め方法を把握するため，型枠にコンクリートを打ち込み，普通コンクリートを標準的な施工方法 2)で締め固めた場合と比較した。
2.2.1

試験体の作製方法および条件

図 1 に試験体概要，バイブレータの挿入位置，各試験実施位置を示す。試験体の寸法は，幅 1100 mm，奥行き 200mm，高さ 350 mm である。型枠には合板を用いた。緩衝

図1

試験体概要

図2

コアの観察面材は，締固め時の型枠からの反射波を抑えるために設置した。圧縮強度試験等は，加速度測定と同一条件で作製した試験体を用いた。
コンクリートは，容量 100 リットルの二軸強制練りミキサにより，1 バッチ 85 リットルで練り混ぜた。打込みは，人力により試験体上面に中央から 1 層で打ち込んだ。振動締固めには，ϕ40 mm のバイブレータ（周波数 240 Hz）を用い，試験体の上面中央に挿入した。挿入深さは，試験体の上面から 300 mm とした。
振動締固め時間は，普通コンクリートの標準的な施工方軸方向の上面から鉛直方向に採取した ϕ100 コアを切断法の範囲で締固め完了と判断される 15 秒と設定した。No.

し，幅 500 mm，高さ 350 mm の範囲を測定した。圧縮強2〜No. 4 は，普通コンクリートよりも振動締固め時間を短度および静弾性係数は，試験体の上面から高さ 250 mmくできると想定され，また，No. 5 は締固め不要であるが， （212.5‑287.5 mm）の位置で水平方向に採取した ϕ75 コア比較のため No. 1 と同じ 15 秒とした。なお，バイブレーを用いた。

タは所定の挿入深さに 3 秒程度で達し，振動締固め時間2.2.2は，それからの時間として締め固めた。

加速度の測定位置は，バイブレータ表面とバイブレータ

1 mm 以上の気泡および粗骨材の分布は，試験体中心の加速度の計測の中心から 100 mm 間隔で 500 mm の位置までとした。加96

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速度計には，バイブレータ表面で容量 5000 m/s 2 を，100〜300 mm の位置で容量 500 m/s 2 を，400〜500 mm の位置で容量 200 m/s 2 を用い，サンプリング周期は 5000 Hz として測定した。測定された加速度は，振動締固め 15 秒間の加速度振幅の平均値として整理し，締固めエネルギーは式()により求めた 7)。締固めエネルギーに用いた加速度は，対象としたコアの範囲で加速度の減衰傾向が一定でないため，例えば，コア範囲 150‑250 で 150，200，250 の 3点を平均，のように加速度の平均値を用いた。加速度を測定していない点については，測定結果を線形近似して値を

図3

バイブレータからの距離と加速度の関係

図4

バイブレータからの距離と圧縮強度の関係求めた。なお，50 mm ではバイブレータ表面の加速度，550 mm では加速度を 0 と仮定して求めた。
E=ρ⋅α ⋅t
4π ⋅f()

ここに， ：t 秒間にコンクリートが受ける締固めエネ
ルギー（J/l）， ：締固め時間（15 sec）
，ρ：試料の単位容積質量（kg/l），α：加速度振幅の平均値（m/s 2）， ：振動数（s −1）
2.2.3

コアの圧縮強度試験・静弾性係数試験

コアの圧縮強度試験は，JIS A 1107 に準拠して行った。
コア供試体は，両端面を 25 mm ずつ切断，研磨し，高さ150 mm を目標に仕上げた。養生方法は，試験材齢まで封緘養生とし，試験材齢は 28 日とした。
コアの静弾性係数試験は，JIS A 1149 に準拠して行った。コアのひずみは，ひずみゲージにより測定した。
2.2.4

バイブレータが所定の深さに達した時点で全体が水平であ比較的大きな気泡および粗骨材分布の測定った。スランプフロー 45 cm 程度のコンクリートは，普材料分離については，主に振動締固めによる鉛直方向を通コンクリートと比較して短い振動締固め時間で表面が水対象として，森田ら 8)の研究を参考にモルタルと粗骨材の平となり，光沢が現われた。

分離に着目し，粗骨材の分布を測定した。比較的大きな気3.2

泡については，参考文献 9)で施工が硬化後の気泡分布に及

図 3 にバイブレータからの距離と加速度の関係を示す。

ぼす影響を把握するために，目視にて視認可能な 1 mm 以加速度は，バイブレータが所定の深さに到達してから 15上の気泡を観察しており，本実験でも 1 mm 以上の気泡を秒間の結果であり，いずれの配合もバイブレータから離れ対象に測定した。

るとともに減衰し，500 mm の位置で 10 m/s 2 未満であっ気泡と粗骨材の分布の測定は，ϕ100 コアを用いて行っ振動の伝搬た。No. 1〜No. 4 は，コンクリートの応答加速度に大きなた。図 2 にコアの観察面を示す。粗骨材は 5 mm 以上の骨差が見られなかった。No. 5 は，200〜300 mm の位置で他材を，気泡は 1 mm 以上の窪みを対象にトレースし，二値の配合より加速度が大きく，既往の研究 10)に近い傾向を示化処理して面積を算出した。算出した面積は，高さ方向にした。

5 等分（Ⅰ〜Ⅴ層）し，各範囲の面積で除して面積率を求3.3めた。

図 4 にバイブレータからの距離とコンクリートコアの圧硬化後の物性縮強度の関係を示す。圧縮強度は，各配合ともにバイブレ
3．実験結果3.1ータから距離 0 mm，すなわち挿入位置で最大であり，バ振動締固め時の充塡状況イブレータから離れるとともに小さくなった。なお，No.

示方書 2)には，締固めが十分である目安として，コンク2‑500 mm の試験体には大きな空隙が残留していることがリートの体積が減少せず，表面がほぼ水平となり表面に光確認でき，圧縮強度が特に小さい原因と考えられる。

沢が現われることと記載されている。

図 5 にバイブレータからの距離とコンクリートコアの静No. 1 は，振動締固め時間 15 秒でバイブレータからの距弾性係数の関係を示す。静弾性係数は，各配合ともにバイ離 300 mm 程度まで体積減少がなく表面が水平になったブレータからの距離と静弾性係数に明確な関係はなかっが，500 mm 付近の表面まで水平にならなかった。No. 2〜た。なお，No. 2‑500 mm の静弾性係数が特に小さいのは，No. 4 は，振動締固め時間 7〜10 秒程度で全体がほぼ水平

圧縮強度と同様にコア内に大きな空隙が残留していたこととなり 400〜500 mm の表面に光沢が現われたため締固めが要因であると考えられる。

が十分と判断した。No. 5 は，打込みでほぼ水平となり，97

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表33.4

1 mm 以上の気泡面積率および粗骨材面積率

比較的大きな気泡および粗骨材分布

表 3 に各箇所の 1 mm 以上の気泡面積率および粗骨材面積率を示す。普通コンクリートの標準的な施工方法では，バイブレータの挿入間隔が 50 cm 以下であるので，所要の締固めが達成されているのは No. 1‑250 mm までの範囲程度と想定される（表内赤色，下線部）。まず，水平方向の 1 mm 以上の気泡面積率は，No. 1 でバイブレータから離れるとともに増加していた。半径 250 mm までは標準的な振動締固めが達成できていると考えると，標準的な締固めで残留する 1 mm 以上の気泡面積率は，No. 1‑150‑250

図5バイブレータからの距離と静弾性係数の関係

mm の結果から 3.0% 程度以下と判断できる。No. 5 は，振動締固めの影響がほとんどないと思われる 550 mm でも3.0% 以下であり，締固め不要であることが伺える。No. 5

直方向の変動が大きく，No. 3 と No. 4 が全体的な変動がもバイブレータ近傍の 1 mm 以上の気泡面積率は減少して小さかった。また，バイブレータ近傍の距離 50‑150 mmいることから，締固めしなくても所要の密実性は確保されの粗骨材面積率は，各配合ともに高さ 0‑70 mm が最小でているが，締固めにより気泡は減少する。No. 2〜No. 4あった。材料分離の程度については，次の方法で定量化しは，1 mm 以上の気泡面積率の全体平均が No. 1 より小さた。鉛直方向はバイブレータ近傍の距離 50‑150 mm，高く，最大 5.0% と 3.0% を超える部分もあった。No. 2〜No.

さ 0‑70 mm の面積率を同配合の平均面積率で除して算出

4 の 3.0% 以下となる距離は，No. 2 が 550 mm，No. 3 とし，水平方向は距離 100 mm 毎の平均値から，距離 50‑No. 4 が 350 mm であり，No. 1 よりも距離が長いが，3.0%550 mm までの変動係数をそれぞれ求めた。鉛直方向の材以下とするのに最大 2.0% 程度の比較的大きな気泡を除去

料分離程度は No. 1 で 0.81，No. 2 で 0.66，No. 3 で 0.86，するための振動締固めが必要である。

No. 4 で 0.72，No. 5 で 0.68 であり，水平方向の材料分離次に，粗骨材面積率について比較する。各配合の特徴（変 動 係 数）は No. 1 で 11.3%，No. 2 で 2.8%，No. 3 では，No. 1 が水平方向の変動が大きく，No. 2 と No. 5 が鉛5.4%，No. 4 で 2.1%，No. 5 で 5.4% であった。この結果よ98

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図6

図7

図8

粗骨材面積率と静弾性係数の関係

締固めエネルギーと 1 mm 以上の気泡面積率の関係

図91 mm 以上の気泡面積率と圧縮強度の関係

締固めエネルギーと粗骨材面積率の関係

り，No. 2〜No. 4 は No. 1 と比較して，水平方向の材料分均を用いた。各配合の 1 mm 以上の気泡面積率は，締固め離を少なくできるが，鉛直方向に分離しやすく，増粘剤含エネルギーの増加に伴い小さくなる傾向を示した。No.

有高性能 AE 減水剤の使用により材料分離抵抗性を高める

2〜No. 4 は，No. 1 と比較して，小さい締固めエネルギーことができる。

で気泡が除去されており，締固めエネルギー 2.0 J/l 以上で安定して 1 mm 以上の気泡面積率を 3.0% 以下にできる

4．考察
4.1

可能性がある。

比較的大きな気泡・粗骨材分布と硬化後の品質の図 9 に締固めエネルギーと粗骨材面積率の関係を示す。

関係

粗骨材面積率は，コアの距離毎の平均を用いた。各配合の

図 6 に粗骨材面積率とコンクリートコアの静弾性係数の粗骨材面積率は，締固めエネルギーとともに大きくなる傾関係を示す。なお，粗骨材面積率は，圧縮強度と同じ位置向を示した。No. 2〜No. 4 は，バイブレータ近傍の粗骨材の高さ 210‑280 mm の結果を用いた。本実験の結果から沈降が大きいことから，1 か所当りの振動締固め時間を短は，粗骨材面積率とコンクリートコアの静弾性係数に明確くする必要があると考えられる。なかでも，コンクリートな関係はなかった。この理由として，既往の研究 11) では，の粘性が小さいと考えられる No. 2 は，バイブレータから3200〜250 L/m 以下の粗骨材量となった場合に静弾性係数離れた位置での粗骨材沈降も大きいことから，No. 3 およが大幅に下がると報告されており，試験位置の粗骨材面積

び No. 4 より振動締固め時間を短くする必要があると考え率 29.9〜47.3%（粗 骨 材 量 に 換 算 し た 場 合，299〜473 L/られる。

3m ）の範囲では，静弾性係数への影響は小さいものと考4.3えられた。

以上の結果より，スランプフロー 45 cm 程度のコンク

図 7 に 1 mm 以上の気泡面積率とコンクリートコアの圧振動締固め方法についてリートの振動締固め方法について考察する。

縮強度の関係を示す。試験位置等は静弾性係数と同様であ締固めの目的は，比較的大きな気泡が残留することで圧る。コンクリートコアの圧縮強度は，各配合ともに 1 mm

縮強度が低下したことから，充塡することに加え，密実にす以上の気泡面積率の増加に伴い小さくなった。これは，圧ることを目的とした振動締固めが必要であると考えられる。

縮強度が空気量の増加にほぼ反比例して低下する 4), 9)こと

次に，締固めの完了を 1 mm 以上の気泡面積率が 3.0%と一致する。
4.2程度以下になることで判断すると，15 秒間の振動締固め

振動締固めと比較的大きな気泡・粗骨材分布ので No. 2 が 550 mm，No. 3 と No. 4 が 350 mm の位置まで関係締固め完了と判断できるため，普通コンクリートよりも締図 8 に締固めエネルギーと 1 mm 以上の気泡面積率の関固め完了範囲を広くできると考えられる。しかし，この時係を示す。1 mm 以上の気泡面積率は，コアの距離毎の平の材料分離程度を観察すると，バイブレータ近傍の上面で99

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粗骨材沈降が大きく，15 秒の振動締固めは長いと考えら5．まとめれる。以上のことから，振動締固め時間は，普通コンクリ

本研究で得られた知見を次に記す。

ートの標準的な振動締固め時間よりも短くする必要があ( )る。一方，振動締固め時のコンクリート表面を観察する

スランプフロー 45 cm 程度のコンクリートの振動締固めは，充塡することに加え，密実とすることをと，普通コンクリートと比較して，短い時間で全体がほぼ目的とした比較的大きな気泡の除去が必要である。

水平となり，400〜500 mm の位置の表面に光沢が現われ( )スランプフロー 45 cm 程度のコンクリートの振動たことから締固めが十分であると判断された。しかし，締固め時間は，材料分離および圧縮強度の観点か400〜500 mm の位置での 1 mm 以上の気泡の面積率は，ら，普通コンクリートの標準的な施工方法よりも，3.0% より大きかった。以上の事から，表面観察から締固振動締固め時間を短くする必要がある。

めが十分であると判断する目安は，普通コンクリートと異( )なる可能性がある。

スランプフロー 45 cm 程度のコンクリートのバイブレータ挿入間隔は，振動伝搬，比較的大きな気泡次に，バイブレータの挿入間隔は，振動伝搬，比較的大の残留，材料分離の観点から，標準的な挿入間隔ときな気泡の残留，材料分離の観点から，普通コンクリート同程度とするのがよいと考えられる。と同程度とするのがよいと考えられる。

本研究では，硬化後の品質を力学的特性で表したが，物具体的な振動締固め方法については，例えば，従来のバ質の透過に対する抵抗性など耐久性との関係については今

イブレータを用いて，標準的な挿入間隔で，締固め時間を後の検討課題としたい。

短くすることが考えられる。
謝

辞

本研究は東京理科大学と共同で実施したものであり，多大なご指導，ご協力をいただいた関係各位に深く感謝いたします。
参考文献
1) 流動性を高めたコンクリートの活用検討委員会：流動性を高めた現場打ちコンクリートの活用に関するガイドライン，pp. 1‑4,2017.3
2) 土木学会：2017 年制定コンクリート標準示方書［施工編］，2018.3
3) 土木学会：コンクリートライブラリー 136 高流動コンクリートの配合設計・施工指針 2012 年版，2012.64) 日本コンクリート工学協会：コンクリート便覧（第二版），pp. 212‑213, pp. 373‑376, 1996.25) 小澤一雅，前川宏一，岡村甫：ハイパフォーマンスコンクリートの開発，コンクリート工学年次論文報告集，11‑1, pp. 694‑704,19896) 鈴木将充，古川翔太，早川健司，加藤佳孝：締固めを必要とする高流動コンクリートの締固め方法に関する基礎的検討，コン
クリート工学年次論文報告集，Vol. 42, No. 1, pp. 1049‑1054, 2020.77) 國府勝郎，上野敦：締固め仕事量の評価に基づく超硬練りコンクリートの配合設計，土木学会論文集，No. 532/V‑30, pp. 109‑118, 1996.28) 森田篤史，飯坂武男，梅原秀哲，稲熊唯史：フレッシュコンクリートの振動締固めによる粗骨材沈下に関する研究，コンクリート工学年次論文報告集，Vol. 23, pp. 313‑318, 2001.79) 日本コンクリート工学会：コンクリート中の気泡の役割・制御に関する研究委員会報告書，pp. 80‑82, pp. 113‑121, 2016.610) 安田正雪，桝田佳寛，三好征夫，荒金直樹：準高流動コンクリートの振動締固め方法に関する研究，コンクリート工学年次論文報告集，Vol. 21, No. 2, pp. 415‑420, 1999.711) 土木学会：コンクリート技術シリーズ No. 123 締固めを必要とする高流動コンクリートの配合設計・施工技術研究小委員会（358 委員会）委員会報告書，2020.5

BASIC STUDY ON COMPACTION METHOD OF HIGH‑FLUIDITY CONCRETE
M. Suzuki, S. Maehara, and K. Hayakawa
In this study, we conducted experiments to measure the distribution of coarse air bubbles and coarse aggregates due tovibration compaction. In addition, we examined the influence of the distribution of coarse air bubbles and coarse aggregateson compressive strength and static elastic modulus. This is a fundamental step in ascertaining a method of evenly anddensely compacting concrete with a slump flow of approximately 45 cm.
The experiment results confirmed that concrete with a slump flow of approximately 45 cm requires vibrationcompaction to remove coarse air bubbles. The vibration from the vibrator was similar to that of ordinary concrete, and it
was considered that the spacing should be similar.

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