目要次

旨 ···························································································································································

3

1．緒言 ·····························································································································································

4

1.1

背景 ·····················································································································································

4

1.2

スラグのコンクリート用細骨材としての有効利用に関する現状 ·············································

41.3

スラグ細骨材を用いたコンクリートに関する既往の研究の整理 ·············································

5

1.4

既往の研究の課題と本研究の目的および位置づけ ·····································································

5

2．スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの力学特性 ·····································································

62.1

実験概要 ·············································································································································

6

2.2

実験結果および考察 ·························································································································

8

3．スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの耐久性 ········································································· 11
3.1

実験概要 ············································································································································· 12

3.2

実験結果および考察 ························································································································· 12

4．スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの施工性 ········································································· 13
4.1

実験概要 ············································································································································· 13

4.2

実験結果および考察 ························································································································· 14

5．スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの港湾コンクリート構造物への適用性 ····················· 19
5.1

無筋コンクリート構造物への適用性 ····························································································· 19

5.2

鉄筋コンクリート構造物への適用性 ····························································································· 19

6．結言 ····························································································································································· 20
参考文献 ··························································································································································· 20
付録 ··································································································································································· 22-- 11 --

Properties of Concrete with High Volume Slag Fine Aggregate
Yuichiro KAWABATA*
Mitsuyasu IWANAMI**
Ema KATO***

Synopsis
It is important to mix slag fine aggregate in concrete from the viewpoint of benefiticial
utilization of industrial by-products and conservation of natural resources. There have been many
reports about properties of concrete containing slag fine aggregate. Most of them, however, areinvestigating the method on how to improve the properties of concrete containing slag fineaggregate as same as those of normal concrete by reducing mixing ratio of slag fine aggregate
and/or increasing binder content in concrete. These methods result in increasing of cost and time.
Therefore, it is required to apply concrete with high volume slag fine aggregate without quality
improvement (HVSA concrete) to appropriate concrete structures. It is concerned that the increased
bleeding affects the properties of HVSA concrete. In this study, mechanical properties, durability
and workability of HVSA concrete were investigated experimentally.
As a result, the effect of bleeding on the mechanical properties of HVSA concrete was small
when the bleeding content was less than 0.5cm3/cm2 while bleeding of about 1.0cm3/cm2 reduced
them. The exposure test in marine environment for 1 year revealed that the durability of HVSA
concrete was as same as that of normal concrete. The pumpability of HVSA concrete were as sameas those of normal concrete when the mixing ratio of slag fine aggregate was less than 50 %. The
HVSA concrete with more than 70% of mixing ratio could be produced by casting with hydraulichopper. There results implied that unreinforced concrete port structures such as wave-dissipating
block can be produced with HVSA concrete when proper casting method was selected.
Key Words: slag fine aggregate, bleeding, quality change, high volume slag aggregate concrete* Researcher, Structural Mechanics Division, Geotechnical and Structural Engineering Department** Head, Structural Mechanics Division, Geotechnical and Structural Engineering Department*** Senior Researcher, Structural Mechanics Division, Geotechnical and Structural Engineering Department
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5059
Fax：+81-46-844-0255
e-mail: kawabata-y@pari.go.jp-- 22 --

スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの各種特性
川端雄一郎*・岩波光保**・加藤

要

絵万***

旨

産業副産物として排出されるスラグ細骨材の有効利用が不可欠となっている．既往の研究の多く
では，スラグ細骨材を用いたコンクリートの品質が普通コンクリートと同等となるよう混合率を制限したり粉体量を増加するといった方策が取られてきた．これらの方策は有用ではあるものの，結果的にコストや手間の増大につながり，必ずしも効果的な方策とはなっていなかった．適材適所という観点から考えると，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートを，品質改善を行わなくとも可能な部位に適用することも必要と考えられる．スラグ細骨材を大量混合したコンクリートではブリーディングの増加等による各種特性への影響が懸念される．そこで本研究は，品質改善を行わずにスラグ細骨材を大量混合したコンクリートの各種特性について実験的に検討した．
その結果，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートについて，ブリーディング量 0.5cm3/cm2 以
下であれば，ブリーディング量が力学特性に及ぼす影響は小さかったが，1.0cm3/cm2 程度の過剰なブリーディングは力学特性を低下させることが明らかになった．また，海洋環境への約 1 年の暴露の結果，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの耐久性は普通コンクリートと同等であることが示された．さらに，ケーススタディによる施工試験の結果，銅スラグ細骨材を用いたコンクリー
トの場合，ポンプ圧送による施工が可能な場合には圧送による品質変化は普通コンクリートとほぼ同等であることが分かった．本実験の範囲では，銅スラグ細骨材の混合率が 50%以下，ブリーディ
ング量 0.3 cm3/cm2 以下であればポンプ圧送が可能であった．また，銅スラグ細骨材を 70%以上混合したコンクリートはポンプ圧送が困難となるが，ホッパを用いた直接打設により打設可能である
ことを示した．以上の結果から，適切な打設方法の選択により，スラグ細骨材を大量混合したコン
クリートを港湾の無筋コンクリート構造物に適用可能であると考えられた．
キーワード：スラグ細骨材，ブリーディング，品質変化，大量混合* 地盤・構造部構造研究チーム研究官** 地盤・構造部構造研究チームリーダー*** 地盤・構造部構造研究チーム主任研究官〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5059 Fax：046-844-0255
e-mail: kawabata-y@pari.go.jp

-3-

1.緒言
1.1

背景

近年，産業副産物として排出されるスラグの有効利用が不可欠となっている．スラグの有効利用方策の一つとしてコンクリート用骨材としての利用が挙げられる．現在，コンクリート用細骨材として JIS 規格化されているスラグ細骨材は銅スラグ骨材，高炉スラグ骨材，フェロ
ニッケルスラグ骨材，電気炉酸化スラグ骨材，一般廃棄
図-1.1

物，下水汚泥又はそれらの焼却灰を溶融固化したコンク

高炉スラグの販売数量の推移 1)

リート用スラグ骨材（溶融スラグ骨材）の 5 種類となっている．しかしながら，これらのスラグ細骨材の有効利用の用途としてはセメント原料やサンドブラスト材，などが主体となっており，今後有効利用率を増加するためにコンクリート用骨材としての用途拡大が望まれている．
1.2

スラグのコンクリート用細骨材としての有効利用に関する現状
図-1.2

ここでは，それぞれのスラグのコンクリート用細骨材

フェロニッケルスラグの販売実績の推移 5)としての有効利用に関する現状について概説する．
(1) 高炉スラグ
高炉スラグは，高炉で銑鉄と同時に生成する溶融スラグを冷却したものであり，細骨材としては急冷スラグが一般的に使用されている．図-1.1に高炉スラグの販売数
量の推移を示す1)．2007年度の銑鉄生産量は8787万トンであり，そのうち高炉スラグが2548万トン発生している．
高炉スラグの販売量は2007年度におおいて2469万トンとなっており，約97%が有効利用されている．用途としては
主にセメント原料であり，また道路，コンクリート用骨

図-1.3

銅スラグの販売実績の推移 5)

図-1.4

溶融スラグの生産量の推移 8)．

材にも使用されている．また，高炉スラグ細骨材としては年間約301万トンが使用され，粗骨材として用いられる
高炉徐冷スラグは約25万トンが使用されている．
施工指針2)では高炉スラグ混合率（細骨材全量に対するスラグ細骨材の割合）が20～60%の範囲で使用することを推奨している．
(2) 電気炉酸化スラグ
電気炉スラグは，鉄スクラップ等を溶解して製鋼する際に発生するもので，酸化精錬過程において発生するものを酸化スラグという．2009年度における電気炉スラグ
生成量は約233万トンである．電気炉スラグの使用内訳のうち多くは道路用，土木用となっており，コンクリート(3) フェロニッケルスラグ用骨材としての利用は約0.8%と少ない3)．

フェロニッケルスラグはロータリーキルンや電気炉で4)施工指針 では電気炉酸化スラグを混合率50%未満で使フェロニッケルを製造する際に副生する溶融スラグを冷用することを推奨している．

却し，粉砕・粒度調整を行ったものである．図-1.2にフェロニッケルスラグの販売実績の推移を示す5)．フェロニ-- 44 --

ッケルスラグの年間発生量は200～300万トンで推移してスラグ細骨材を大量混合したコンクリートの力学特性いる．近年ではコンクリート用細骨材としての用途が拡大しつつあり，2007年度では全体の約10%に達している．
施工指針 6) ではフェロニッケルスラグ細骨材を混合率

スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの耐久性

50%未満で使用することを推奨している．
(4) 銅スラグ

耐海水性

銅スラグは，炉で銅を精錬する際に鉄分が酸化されて防食性副生される溶融スラグを水砕して製造されるものである．
図-1.3 に銅スラグの販売実績の推移を示す 5)．銅スラグ

スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの施工性の年間発生量は約 300 万トンに達しており，主な用途はセメント用鉄原料とサンドブラスト用である．コンクリ

無筋コンクリート構造物を対象

ート用細骨材としての販売量は 2007 年度で約 15 万トン
であり，全体の販売量の約 5%にとどまっている．

鉄筋コンクリート構造物を対象

施工指針7)では銅スラグ細骨材を混合率30%以下で使用

コンクリート構造物全般を対象することを推奨している．

図-1.5(5) 溶融スラグ

本研究の検討フロー

溶融スラグとは，都市ごみ等の一般廃棄物および下水汚泥を原料とし，溶融固化施設において1200℃以上の高コンクリートと同等の性能を得られることを報告してい温で溶融され冷却固化されたものである．図-1.4に溶融る．また，石灰石微粉末や高性能AE減水剤を用いること

スラグの生産量の推移を示す ．2005年度の生産実績は約で全量混合も可能としている．また，森ら11)はCUS2.5よ63万トンであり，そのうち一般廃棄物に由来するものがりも粗粒率の高いCUS5-0.3を大量混合したコンクリート

約59万トンとなっている．有効利用用途としては2006年の鉄筋コンクリートへの適用性について検討し，石灰石

度において道路用骨材（27.8％），コンクリート用骨材

微粉末を外割で混合するなどの適切な対策を行うことで8)

9)

普通コンクリートと同等の性能が得られることを確認し（24.0%）を主として地盤・土質改良材となっている ．
(6) スラグの有効利用に関する課題ている．五味らのスラグ骨材を混合した高密度コンクリ

上述した通りスラグのコンクリート用細骨材としてのートに関する検討12)では，粗骨材に対しても電気炉酸化ス

有効利用は行われているが未だ十分ではなく，今後の有ラグを混合したコンクリートについて，高性能AE減水剤

効利用拡大が必要と思われる．また施工指針ではスラグおよび石灰石微粉末を用いることで粗骨材および細骨材

細骨材の混合率30～60%が推奨されているが，今後の公共ともに全量混合が可能であることを報告している．

事業減少や環境負荷低減を考慮すると，今後スラグ細骨材をコンクリートに大量混合する必要があると思われる．

1.4

既往の研究の課題と本研究の目的および位置づけ

既往の研究の多くでは，スラグ細骨材を用いたコンク
1.3

スラグ細骨材を用いたコンクリートに関する既往リートの品質が普通コンクリートと同等となるよう品質の研究の整理改善を行うといった方策が取られてきた．例えば，スラ

これまでスラグ細骨材を混合したコンクリートに関す

グ細骨材はガラス質であることや高密度であることから，る研究は多くなされている．土木学会より，溶融スラグ

スラグ細骨材を使用することでコンクリートのブリーデを除いて，各種スラグ細骨材を用いたコンクリートの施

ィングが増加する．ブリーディングとは，フレッシュコ2),4), 6), 7)(以下，施工指針)が示され，混合率がある

ンクリートにおいて，固体材料の沈降または分離によっ

一定量（30～50%）以下の範囲であれば，普通細骨材とて練混ぜ水の一部が遊離して上昇する現象である．ブリ同様に取り扱うことができるとされている．

ーディングが増加すると，コンクリート上部が多孔質と

工指針

一方，近年ではスラグ細骨材のコンクリートに80～なり，強度や耐久性が損なわれるとされている．しかし100%混合する大量混合方策が注目されており，関連の研ながら，ブリーディングがコンクリートの各種性能に及10)究がなされてきている．錦織ら は銅スラグ細骨材のうちぼす影響については十分に明らかにされていない．このCUS2.5を混合したコンクリートのフレッシュ性状およびため，ブリーディングを普通コンクリートと同等量まで硬化性状について検討し，混合率50～60%であれば，普通低減するためにスラグ細骨材の混合率を変化させる，も-- 55 --

表-2.1
使用材料
セメント

使用材料

記号
C

詳細
3

高炉セメント B 種（密度 3.04g/cm ）CUS1

銅スラグ細骨材 CUS5-0.3（表乾密度 3.45g/cm3，粗粒率 3.30）

CUS2

銅スラグ細骨材 CUS5-0.3（表乾密度 3.51g/cm3，粗粒率 3.30）

BFS

高炉スラグ細骨材 BFS5-0.3（表乾密度 2.72g/cm3，粗粒率 3.29）

EFS

電気炉酸化スラグ細骨材 EFS5-0.3（表乾密度 3.80g/cm3，粗粒率 3.68）

FNS

フェロニッケルスラグ細骨材 FNS5-0.3（表乾密度 2.90g/cm3）

細骨材

S

砕砂と山砂の混合砂（表乾密度 2.58g/cm3，粗粒率 2.50）

粗骨材

G

砕石 2005（表乾密度 2.65g/cm3）

スラグ
細骨材

しくは混和材等を用いることで粉体量を増加させるなど

量と各種性能の関係について検討を行った．これらの結の方策が経験的に取られてきたのが現状である．これが果を基に，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの結果的にコンクリートの製造段階におけるコストや手間

港湾のコンクリート構造物への適用性について考察した．

の増大につながり，必ずしも効果的な方策とはなっていなかった．スラグの有効利用拡大のためには，スラグ細2.スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの力

骨材を大量混合したコンクリートを，品質改善を行わな

学特性

くとも適切な構造物に適用することが必要と考えられる．
ここで港湾の無筋コンクリート構造物である消波ブロックに着目すると，スラグ骨材を大量混合したコンクリ

本章では，各種スラグ細骨材を大量混合したコンクリ

ートは高密度となり，ハドソン式から求められる所要容ートの力学特性について実験的に明らかにし，無筋コン積の低減が可能となる．土木学会による試算によるとコクリート構造物および鉄筋コンクリート構造物への適用

ンクリートの単位容積質量が 2.6t/m3 の場合，普通コンク

性について検討を行った．

3

リートの単位容積質量である 2.3t/m と比較して所要容積を約半分まで低減することができるとされている

7)

具体的には，無筋コンクリート構造物では，主に圧縮．

強度や静弾性係数，単位容積質量について検討した．ままた，このような構造物は高い強度を要しないため，品

た，鉄筋コンクリート構造物では圧縮強度とともに，ブ

質改善を行わなくともスラグ細骨材を大量混合したコンリーディングによるコンクリート-鉄筋界面における空クリートを適用できる可能性は十分高いと思われる．し隙生成によって付着力が低下することが懸念されるため，かしながら，スラグ骨材を大量混合したコンクリートの付着強度について検討した．

力学特性等に及ぼすブリーディングの影響については十2.1

分に明らかにされておらず，検討の必要がある．

実験概要(1) 使用材料

一方，鉄筋コンクリート構造物では，ブリーディングの増加による鉄筋界面の空隙形成に伴い，鉄筋の鋼材腐

表-2.1に使用材料を示す．スラグ細骨材にはコンクリ

食発生限界塩化物イオン濃度の低下や腐食速度の増加

ート用細骨材としてJIS化されている5種類のうち，関連学

13)

会より施工指針が示されている銅スラグ細骨材（CUS1，，鉄筋-コンクリート間の付着力の低下

14)が懸念される．

これらは部材および構造物の力学性能の変化や耐久性のCUS2），高炉スラグ細骨材（BFS），電気炉酸化スラグ細低下につながると考えられるが十分な検討が行われてお骨材（EFS），フェロニッケルスラグ細骨材（FNS）の4種

らず，その検討が不可欠である．

類を用いた．セメントには高炉セメントB種を使用した．

本研究は，スラグ細骨材を大量混合したコンクリート

また，天然細骨材として砕砂と山砂の混合砂を使用した．

の港湾コンクリート構造物，特に消波ブロックや根固め

粗骨材には砕石2005を使用した．化学混和剤には，AE減ブロックなどの無筋コンクリート構造物への積極的な適水剤（Ad1），AE剤（Ad2），消泡剤（Ad3），高性能AE減用を目的として，品質改善を行わずにスラグ細骨材を大水剤（Ad4）を使用した．

量混合したコンクリートの力学特性，耐久性，施工性に(2) 配合ついて実験的に検討したものである（図-1.5）．また，ス

表-2.2にコンクリートの示方配合を示す．表中の配合

ラグ骨材を大量混合したコンクリートのブリーディング

ケースは（スラグ細骨材の種類-水セメント比-細骨材に対-- 66 --

表-2.2
W/C
(%)
N65

65

N55

55

スラグ
混合率
(%)
0

示方配合およびフレッシュ性状
単位量 (kg/m3)
S

Slag

G

Ad1

Ad2

Ad3

Ad4

(cm)

(%)

(cm3/cm2)

168

258

1090

0

1042

0.32

0.01

0

0

9.0

4.8

0.11

168

258

1090

0

1042

0.32

0.01

9.0

4.2

0.10

1132

961

0.69

0.01

0.03

0

5.0

4.6

0.49

0.00

0.01

0.02

4.16

9.0

4.2

1.07

1152

942

0.69

0.01

0.03

0

8.0

4.3

0.36

1080

956

1.02

0.01

0.03

0

6.0

4.3

0.45

0.00

0.01

0.04

4.91

10.0

3.8

1.19

1125

920

0.82

0.01

0.03

0

3.5

3.5

0.43

1084

887

1.00

0.01

0.02

0

13.0

4.5

0.59

277

CUS2-65-100

CUS1-55-100L

55

0

100

327

CUS2-55-100
CUS2-45-100

180

45

400

BFS65-100
BFS65-80
EFS65-100
EFS65-80

80
65

100
80

ブリーディ
ング量

C

65

CUS1-55-100

空
気
量

W

CUS1-65-100
CUS1-65L-100

スラ
ンプ

277

0

893

0.03

0

2.0

4.5

0.43

177

707

0.03

0

5.0

4.6

0.66

0.04

0

15.5

3.0

0.20

0.03

0

13.0

3.0

0.45

0

1248

228

912

942

0.69

0.01

FNS65-100

100

0

952

0.03

0

3.0

4.5

0.43

FNS65-80

80

186

743

0.01

0

5.5

4.5

0.66

するスラグの体積割合（スラグ混合率））を示す．比較と養生とした．大型角柱試験体については材齢 28 日まで封して，普通細骨材を用いたコンクリート（N-65，N-55）

緘養生した後，コアを採取した．コア採取箇所についてを作製した．基本の水セメント比（W/C）は65%，55%とは，打設高さに応じて設定した．すなわち，打設面からした．スラグ細骨材を混合したコンクリートはいずれも0～300mm(H)，300～600mm(M)，600～900(L)として，そ3

単位水量を180kg/m で一定とした．これは，「港湾の施設

れぞれの高さからφ100×200mm のコアを採取した．材15)の技術上の基準・同解説」 （以下，港湾技術基準）にお

齢 28 日以降は独立行政法人港湾空港技術研究所が所有いて無筋コンクリート，鉄筋コンクリートの最大W/Cがそする海水シャワー暴露場にて所定の材齢まで暴露した．

れぞれ65％，55%となっていること，またコンクリートの(4) フレッシュ性状

3

単位水量の上限値175kg/m よりも危険側で検討するため試験は JIS A 1123｢コンクリートのブリーディング試験である．また，W/Cと強度の関係について検討するため，方法｣に従って行った．試験は内径 240mm，内高 280mm

CUSを用いたコンクリートについては，W/Cを45%としたの金属製円筒容器に練り終えたコンクリートを 3 層に分配合も検討した．さらに，強制的にブリーディング量をけて試料を詰め，各層につき 25 回ずつ突き固めた後，容変化させるため，高性能AE減水剤を用いてブリーディン

器の外側を木槌で叩いて突き穴をなくし，コンクリート

グ量を増加させた配合（CUS1-65L-100，CUS1-55L-100）の上面が容器のふちから約 30mm 低くなるようにならしについても検討を行った．

た．これを振動のない台の上に置き，水分が蒸発しない(3) 練混ぜ，試験体作製，養生

ようにふたをした．測定間隔としては，最初の 60 分はコンクリートの練混ぜは，100リットルの二軸強制練り

10 分ごとに，コンクリートの表面にしみ出た水を吸い取

ミキサにて，粗骨材，セメント，細骨材を投入し，15秒った．それ以降は，ブリーディングが認められなくなる

空練りし，水を投入後に120秒間練混ぜを行い，排出した．

まで，30 分ごとに水を吸い取った．吸い取った水はメス

練混ぜ終了後，φ100×200mm の円柱供試体，200×500

シリンダーに移し，そのときまでにたまった水の累計を×1000mm の大型角柱試験体を作製した．角柱試験体で1ml まで記録した．なお，ブリーディング量は以下の式

は，1 層あたりの打設高さを 500mm とし，1 層につき 10(1)によって算出した．

秒間棒状バイブレータにより締固めを行った．打設後はBq =材齢 28 日まで封緘養生とし，一部のものについては湿布-- 77 --

VA

(1)

ここに， B q ：ブリーディング量（cm3/cm2）

50

V ：最終時まで累計したブリーディングによ40

圧縮強度(N/mm 2)

る水の容積（cm3）
A ：コンクリートの上面の面積（cm2）30算定式から分かる通り，本試験で求められるブリーディング量はコンクリートの高さ方向における影響を考慮

20

していない．このため，本試験で求めたブリーディング

CUS1-65-100-1y
N-65-1y
CUS1-65L-100-28d10

量と実際の構造物などで発生するブリーディング量は異なる．しかしながら，寸法・形状がブリーディング量に0及ぼす影響については明らかになっていないため，本研

0究では JIS に準拠して行った試験で求めたブリーディン

0.5

CUS1-65L-100-1y
CUS1-65-100-28d
N-65-28d
1

1.5

ブリーディング量(cm 3/cm 2)

グ量を用いて整理した．
(5) 圧縮強度および静弾性係数試験

図-2.1

ブリーディング量と圧縮強度の関係

作製した円柱試験体について，JIS A 1108 にしたがっ（破線：無筋コンクリートに求められる強度）て圧縮強度試験を行った．同時にコンプレッソメータを40

用いてひずみを測定し，静弾性係数を求めた．また，試静弾性係数(kN/mm 2)

験体の直径，高さ，質量を測定し，コンクリートの単位
容積質量を求めた．試験は 1 配合につき 3 体行った．

30(6) 付着強度試験
CUS1-55-100，CUS1-55L-100，N-55 の 3 配合について，

20

JSCE-G 503｢引抜き試験による鉄筋とコンクリートとの付着強度試験方法(案)｣に準拠して試験体を作製し，材齢1028 日において引抜き試験を行った．試験は 1 配合につき3 体行った．
2.2

00

実験結果および考察

CUS1-65-100-1y

CUS1-65L-100-1y

N-65-1y

CUS1-65-100-28d

CUS1-65L-100-28d

N-65-28d

0.5

1

1.5

ブリーディング量(cm 3/cm 2)(1) フレッシュ性状
図-2.2

表-2.2 に各配合のスランプ，空気量，ブリーディング

ブリーディング量と静弾性係数の関係

量をそれぞれ示す．スラグ細骨材を使用することでブリ
2.7

ーディング量が増加していることが分かる．これは，ス
ラグ細骨材の密度が大きいこと，またスラグ細骨材自身起因していると思われる．本実験で得られたブリーディ

単位容積質量(t/m 3)

2.6がガラス質であるために表面性状が滑らかであることに2.5

ング量は約 0.3～0.7cm3/cm2 であり，施工指針等に記載されている値 2),4), 6), 7)とほぼ同等の値を示した．なお，CUS1-

2.4

65L-100，CUS1-55L-100については強制的にブリーディン
グ量を増加させたため，約1.0 cm3/cm2と大きな値を示した．
混合率の違いに着目すると，混合率100%よりも混合率

2.3
2.2

80%のブリーディング量の方が大きい結果となった．これ

CUS1-65-100

は，天然砂との混合により実積率が増加したためと思わ
図-2.3

れる．

N-65

単位容積質量の関係（材齢 28 日）(2) 圧縮強度および静弾性係数a）ブリーディング量の影響

材を大量混合したコンクリートの圧縮強度は無筋コン

図-2.1 に材齢 28 日，1 年のコンクリートのブリーデ

クリートの消波ブロックや根固めブロックに要求されィング量と圧縮強度の関係を示す．図より，スラグ細骨

ただし，る強度 18N/mm2 を満足していることが分かる．

-- 88 --

ブリーディング量 1.0cm3/cm2 付近では圧縮強度が他と究では強制的にブリーディングを大きくしたが，施工指比較して小さくなる傾向が認められた．

針 2),4), 6), 7)に示されているスラグ細骨材を大量混合したコンクリートのブリーディング量が約 0.5cm3/cm2 程度

図-2.2 にブリーディング量と静弾性係数の関係を示す．いずれの配合もブリーディング量の増加に関わらず

50

ほぼ同等の静弾性係数を示した．図-2.3 に CUS1-65-100と N-65 の単位容積質量を示す．高密度なスラグ細骨材

40

圧縮強度(N/mm 2)を使用することで単位容積質量の増加が認められる．すなわち高密度のスラグ細骨材を大量混合することで単30位容積質量が 1 割程度増加し，消波ブロック等の設計上有利になる．

CUS1-65-100-1y
CUS1-65L-100-1y
N-65-1y
CUS1-55-100-1y
CUS1-55L-100-1y
N-55-1y20b）ブリーディングが圧縮強度に及ぼす影響の考察

10

ブリーディングの増加によるコンクリートの強度への影響として，コンクリート内部における水みちの形成

0による強度低下とセメントペーストの W/C 低下による

1

強度増加の 2 点が考えられる．そこで，まずセメントペ2

3

実質のセメント水比ーストの W/C 低下による強度増加の影響について検討
図-2.4

するため，ブリーディング量を基に試験体から逸散した

実質のセメント水比と圧縮強度の関係

水量を差し引き，実質の水セメント比（W/C）を求めた．
2.0

図-2.4 に実質の C/W と圧縮強度の関係を示す．図より，
32

ブリ ー ディ ン グ 量 0.5cm /cm 程 度 の CUS1-65-100，
圧縮強度の伸び率

CUS1-55-100 は普通コンクリートである N-65，N-55 と同様の傾向を示したが，CUS1-65L-100，CUS1-55L-100
については，同一 C/W であっても他のデータよりも圧1.5

縮強度の低い箇所にプロットされた．これはブリーディ
ングの増加によってコンクリート内部に水みちの形成

CUS1-65-100
CUS1-65L-100

や内部の粗大な空隙の増加が顕著に生じたことによるものと推察された．よって，スラグ骨材を大量混合した
3

N-65

1.0

2

コンクリートの強度はブリーディング量 0.5cm /cm 程

0

度までは普通コンクリートと同様の傾向を示すが，過剰

0.5

図-2.5

と異なる力学特性を示すことが分かった．ただし，本研

圧縮強度(N/mm 2)

40

0.20

0.36
0.43

0.66

FNS-65-100

FNS-65-80

1.5

ブリーディング量(cm 3/cm 2)なブリーディングを生じた場合には普通コンクリート

50

1

ブリーディング量と圧縮強度の伸び率の関係

0.43

0.45

0.66

30
20
10
0
CUS2-65-100

図-2.6

EFS-65-100

EFS-65-80

BFS-65-100

BFS-65-80

各種スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの材齢 28 日における圧縮強度（湿布養生，図中の数字はブリーディング量を示す．
）-- 99 --

80

量混合したコンクリートにおけるブリーディングが圧70

CUS2（湿布養生）

縮強度に与える影響は顕著ではないものと考えられた．

60

N（封緘養生）また，図-2.5 にブリーディング量と圧縮強度の伸び率（材齢 28 日に対する材齢 1 年の圧縮強度の伸び率）の関係を示す．図より，ブリーディング量の増加に伴って圧縮強度の伸び率が低下していることが分かる．ブリー

圧縮強度(N/mm 2)であったことを考慮すると，一般的なスラグ細骨材を大ディングによって生じたコンクリート内部の空隙等は

50
40
30
20
10

セメント水和物で十分には充填されないため，長期強度0

発現性が小さくなると思われる．ただし，いずれの配合

1

も材齢 1 年の圧縮強度は 30N/mm2 以上と無筋コンクリ

1.5

2

2.5

セメント水比ートに要求される強度を満足していることがわかる．
図-2.7c）スラグ細骨材の種類の影響

セメント水比と圧縮強度の関係

コンクリートの力学特性に及ぼすスラグ細骨材の種類の影響について検討した．図-2.6に種類の異なるスラグ度を示す．なお，図中の数字はブリーディング量を示す．
いずれの配合も無筋コンクリートの消波ブロックや根固
めブロックに要求される強度を満足していることが分かる．ただし，ブリーディング量と圧縮強度に相関は認められなかった．
図-2.7 に CUS2 を用いたコンクリートについて，セメ

打設底面からの高さ(mm)

細骨材を用いたコンクリートの材齢28日における圧縮強

1000
800
600
400
CUS1-65-100
CUS1-65L-100
N-65

200

ント水比と圧縮強度の関係を示す．CUS2 を用いたコン

0

クリートについては湿布養生を行っている．なお，比較10として封緘養生を行った普通コンクリートのデータも

15

20

25

30

圧縮強度(N/mm 2)

合わせて示す．セメント水比と圧縮強度には正の相関が
図-2.8認められ，その傾きは普通コンクリートとほぼ同等であ

打設高さ方向における圧縮強度分布（同一配合でブリーディング量を変化）った．本実験では養生条件が異なるために圧縮強度の絶対値に差があるものの，セメント水比と強度の関係における傾きはほぼ同じであった．
スラグ細骨材を用いたコンクリートでは，ブリーディ
ングや骨材の沈下に伴って，打設高さ方向においてコン
クリートの特性が変化することが知られている．しかしながら，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートにおける打設高さ方向における傾向や骨材種類の影響などについては検討されていないため，これらを明らかにす

打設底面からの高さ(mm)d）打設高さ方向の強度分布

CUS2-65-100
EFS-65-100

1000

BFS-65-100
FNS-65-100

800
600
400
200

る必要がある．

0

図-2.8 に CUS1 を用いてブリーディング量を変化さ20せたコンクリートの大型角柱試験体における打設底面

25

30

35

40

圧縮強度(N/mm 2)からの高さと圧縮強度の関係を示す．普通コンクリート
図-2.9

では，打設底面からの距離が大きくなるにしたがって圧

打設高さ方向における圧縮強度分布（各種スラグ細骨材を混合）

縮強度が低下する傾向が認められた．一方，CUS1-65-100
では打設高さに関わらずほぼ同等の圧縮強度を示した．
これは，骨材粒子同士の噛み合いによりスラグ細骨材の10 --- 10

沈下が生じにくくなったためと考えられる．ブリーディ

0.01

材料分離指数(N/mm 2/m)

ングを強制的に増加させた CUS1-65L-100 では，打設底面からの距離が大きくなるにしたがって圧縮強度が低下する傾向が認められた．これは，強制的にブリーディ
ングを生じさせたためペースト分も分離し，硬化後に粗大な空隙が多くコンクリート内に残存したためと考えられる．実際に，脱型後のコンクリート表面には多くの水みちが認められた．
図-2.9 に各種スラグ細骨材を用いたコンクリートに

CUS1-65-100
CUS2-65-100
EFS-65-100
FNS-65-100
BFS-65-100
N-65

0

-0.01

おける打設底面からの高さと圧縮強度，静弾性係数およ2び単位容積質量の関係を示す．それぞれのスラグ細骨材

2.5

3

3.5

4

スラグ細骨材の表乾密度(g/cm 3)

において各種特性の傾向が異なった．しかしながら，密図-2.10度の小さなスラグ骨材である BFS，FNS が普通コンクリ

スラグ細骨材の表乾密度と材料分離指数の関係

ートと同様の傾向を示すのに対して，密度の大きなスラ70

最大荷重時 付着応力(N/mm 2)

グ骨材である CUS2，EFS は打設高さによらず圧縮強度がほぼ一定もしくは増加傾向となった．そこで，打設底65

面からの高さと圧縮強度の関係を直線近似し，その傾き

60を材料分離指数と定義し，その傾向について考察した．
図-2.10にスラグ細骨材の密度と材料分離指数の関係55を示す．材料分離指数が負の値の場合，圧縮強度は打設

50

底面からの高さの増加とともに低下することを示し，その絶対値が大きいほど材料分離傾向が大きいことを示し

CUS1-55-100-1y
CUS1-55L-100-1y
N-55-1y45ている．また，N-65，CUS1-65-100のデータについてもあ40

わせて示す．図より，スラグ細骨材の密度と材料分離指0数には良好な相関が認められる．すなわち，スラグ細骨

0.5

1

1.5

ブリーディング量(cm 3/cm 2)

材の表乾密度3.2g/cm3程度を境界として，材料分離傾向が異なることが分かった．Nの材料分離指数が-0.0069である

図-2.11のに対して，本実験で使用したスラグ細骨材の材料分離

ブリーディング量と付着応力の関係（最大荷重時）指数は-0.008～0.0063であり，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの材料分離指数の絶対値は普通コンクリ

隙の形成機構は明らかになっていないため，今後の検討

ートと同等以下であった．このことから，スラグ細骨材が必要である．

を大量混合したコンクリートであってもコンクリートの打設高さ方向における強度分布は普通コンクリートと大3.スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの耐きな差が無いものと考えられた．

久性(3) 付着強度
図-2.11 に最大荷重時の付着応力とブリーディング量の関係を示す．図より，いずれの要因もほぼ同程度の値

本章では，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートを示しており，今回の検討の範囲内ではブリーディングの耐久性について検討した．まず，海水にはMg2+やSO42-

量が付着挙動に及ぼす影響は小さいと推察された．ただが含まれ，これらがコンクリート表層の劣化に影響する

し，松家らはブリーディング量 0.8 cm /cm 程度までのコことが指摘されている16)．久里浜湾において測定された海ンクリートで作製した RC はりの載荷試験結果から平均水中のMg2+濃度，SO42-濃度はそれぞれ1200ppm，2400ppm

付着応力を求め，ブリーディングの増加により平均付着程度であり16)，また表層の劣化速度は非常に緩慢である．

応力が低下することを示している 9)．本実験では，鉄筋よって，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートを下面に大きな空隙は認められなかったため付着応力の低1.8%のMgSO4水溶液へ浸漬し，海水による表層劣化を促下は認められなかったものと考えられる．鉄筋下面の空進させることで耐海水性について検討を行った．次に，

3

2

11 --- 11

スラグ細骨材を大量混合したコンクリートを鉄筋コンク

打設面
D16

IrO2電極100mm

食発生が懸念される．そこで，暴露試験よりコンクリー

50mm 50mm

リート構造物へ適用することを想定した場合，鉄筋の腐トの塩化物イオンの見かけの拡散係数を求め，また，作
製した鉄筋コンクリート試験体を海洋環境に暴露し，自400mm

50mm 50mm

然電位の経時変化から，スラグ細骨材を大量混合したコ

100mm

図-3.1

ンクリートの防食性能について検討した．
3.1

腐食用試験体の諸元

2

実験概要

CUS1-65-100
CUS1-65L-100
N-65(1) 耐海水性
表-2.2に示す配合のうちCUS1-65-100，CUS1-65L-100，

質量変化率(%)

1.5

N-65について材齢28日より1.8%のMgSO4水溶液に浸漬した．所定の材齢において質量を測定し，コンクリートの質量変化を求めた．
(2) 防食性

10.5

CUS1-55-100，CUS1-55L-100，N-55について材齢28日より暴露試験を行った．腐食用試験体には，非破壊で鉄筋0の腐食の有無を判定する自然電位のモニタリングのため，0

鉄筋付近に酸化イリジウム電極を設置した．図-3.1に腐

200

400

600

浸漬期間(日)食用試験体の試験体寸法を示す．打設側面100×400mm断図-3.2

面1面以外についてエポキシ樹脂によりコーティングを

質量変化率の経時変化（1.8%

MgSO4 水溶液）

行った．また，塩化物イオンの見かけの拡散係数を算出20するための円柱供試体についても打設側面をエポキシ樹

3.2

塩化物イオン濃度(kg/m 3)

脂によりコーティングした．
実験結果および考察(1) 耐海水性
図-3.2に1.8%のMgSO4水溶液に浸漬したコンクリートの質量変化率の経時変化を示す．いずれの配合においても，コンクリートの明確な質量変化は認められなかった．
また，コンクリート表面の観察結果からも劣化傾向は認

CUS1-55-100
CUS1-55L-100

15

N-55
10
5
0

められなかった．本研究では高炉セメントB種を用いてい0るため，劣化の進行が遅いものと考えられた．暴露約500

10

20

30

40

50

コンクリート表面からの距離(mm)日の結果，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの図-3.3

耐海水性には問題ないものと考えられた．

塩化物イオン濃度分布（材齢 1 年）

(2) 防食性a）塩化物イオンの見かけの拡散係数

Dapはほぼ同等の値を示した．また，これらの値は現行の

図-3.3に材齢1年におけるコンクリート中の塩化物イ

港湾技術基準よりも小さく，約0.6倍程度の値を示した．

オン濃度の分布を示す．図より，コンクリート表面で最このことから，ブリーディングが塩化物イオンの浸透にも塩化物イオン濃度が高く，表面からの距離が大きくな

及ぼす影響は小さいものと考えられる．

るにしたがって塩化物イオン濃度は小さくなった．かぶb）自然電位の経時変化

り 42mm の 鉄 筋 付 近 の 塩 化 物 イ オ ン 濃 度 は 最 大 で も図-3.5に自然電位の経時変化を示す．自然電位はいず

30.3kg/m であった．図-3.4に塩化物イオン濃度分布から求れの配合も約+100～-100mVとなっている．表-3.1に示す

めた塩化物イオンの見かけの拡散係数（Dap）とブリーデ

ASTM C 876の腐食判定によると，現時点ではいずれの配ィング量の関係を示す．ブリーディング量に関わらず，

合も「90%以上腐食なし」と判定された．上述したように，

12 --- 12

塩化物イオンは鉄筋付近までは到達していないことから，

4.1

不動態が十分に機能し，腐食発生を抑制しているものと(1) 使用材料考えられる．

使用材料には表-2.1 に示すものを用いた．また，化学既往の研究によると，ブリーディングの増加によって混和剤として AE 減水剤（Ad），AE 剤（AE），消泡剤（DAE）

鉄筋界面に空隙が発生し，これが腐食を促進するという
指摘がある

9)

実験概要

を用いた．

．しかしながら，本研究の実験結果におい(2) 配合て現時点では腐食による自然電位の変化は認められて

表-4.1 にコンクリートの示方配合を示す．目標スラン

いない．この理由として，セメントに高炉セメント B 種

プ 10.0±2.5cm，目標空気量 4.5±1.5％とした．銅スラグを使用したために腐食要因の侵入を抑制していること，また付着強度の実験と同様に鉄筋下面の空隙が形成さ

0.8

港湾技術基準れていなかったことが考えられる．今後も継続的にデータを取得する予定である．

Dap(cm 2/year)

0.6
0.4

4.スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの施
工性

CUS1-55-100
CUS1-55L-100
N-55

0.2

前章までにおいて，スラグ細骨材を大量混合したコン
クリートの力学特性および耐久性はブリーディング量が0

約 0.5cm3/cm2 程度であれば普通コンクリートと同等であ

0.0

0.5

ることが示された．しかしながら，スラグ細骨材を大量

1.0

1.5

ブリーディング量(cm 3/cm 2)

混合したコンクリートはブリーディング量の増加や高密図-3.4

度骨材の沈降といった材料分離によって施工性が低下す

ブリーディング量と見かけの拡散係数の関係（材齢 1 年）ることが懸念される．そこで本章では，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの施工性のうち特に打設方法
0.3

自然電位 (V vs. 海水Ag/AgCl)に着目した．一般に，消波ブロック等の打設はホッパ等を用いた直接打設が主流である．しかしながら，一部では製作ヤードからのポンプ圧送が必要な場合もあると思われる．そこで，まずケーススタディとして，銅スラグ
細骨材を対象に，その混合率を変化させたコンクリート
についてポンプ圧送試験を行い，ポンプ圧送が可能なス

CUS1-55-100
CUS1-55L-100
N-55

0.2
0.1
0

-0.1

ラグ混合率やブリーディング量を明らかにした．その上-0.2で，ポンプ圧送が困難なスラグ混合率の場合には，ホッパなどを用いた直接打設により施工可能であることを検-0.3証するため，直接打設による消波ブロックの実施工試験

0を行い，その施工性や消波ブロックの出来形について調

50

150

200

250

暴露期間(日)

べた．
図-3.5
表-3.1

100

自然電位の経時変化

鉄筋の自然電位による腐食判定（ASTM C 876）

90%以上腐食なし

電位 E(mV vs. CSE)
-200 < E

電位 E(mV vs. Ag/AgCl)-81 < E電位 E
(mV vs. 海水 Ag/AgCl)-135 < E

不確定-350 < E ≦ -200

-231 < E ≦ -81-285 < E ≦ -135

90%以上腐食あり

E ≦ -350E ≦ -231E ≦ -285

鉄筋腐食の可能性

13 --- 13300

表-4.1W/C

単位量 (kg/m3)

CUS1
混入率
(%)

s/a

W

C

S

CUS1

G

Ad

AE
(C×%)

DAE
(C×%)

圧縮強度
(N/mm2)

65-0

45.0

0

168 258 828

01042 0.65

0.003

0

28.9

65-30

46.0

30

180 277 578

326

996

0.69

0.002

0.016

30.9

46.5

50

180 277 417

549

988

0.90

0.002

0.025

27.4

65-70

47.0

70

180 277 252

775

980

1.11

0.002

0.034

27.3

65-10048.0

100

180 277

1132

961

1.39

0.002

0.05

26.5

P3

P4

65

65-50

0

20m

3m
90°ベントP23m

同一線上

90°ベント

2.8m

P6

5m

P5

10m

ポ
ン
プ

10m

90°ベント

平面図

サニーホース
P1
立面図

図-4.1

5m

90°ベント

P5
3m

2m

P1

P6
90°ベント4m

記号コンクリートの示方配合と材齢 28 日における圧縮強度

P4

P3

P2
20m

3m

ポンプ圧送試験の配管条件

細骨材を混合したコンクリートはいずれも単位水量を

表-4.2

3

180kg/m ，水セメント比を 65%で一定とした．銅スラグ

フレッシュ性状

配合

スランプ
(cm)

空気量
(%)

ブリーディング量(cm3/cm2)

また比較として，普通コンクリート（65-0）についても

65-0

11.0

4.2

0.16

検討を行った．

65-30

11.0

4.3

0.21

(3) 練混ぜおよび試験体作製

65-50

9.5

5.0

0.30

コンクリートの練混ぜには実機練りミキサを使用した．

65-70

10.0

5.6

0.40

65-100

5.0

4.6

0.49

細骨材（CUS1）の混合率は 30，50，70，100%とした．

なお，練混ぜ量は後述するポンプ圧送試験に合わせて 2～4m3 練り混ぜた．練混ぜ終了後，φ100×200mm の円柱供試体を作製し，脱型後は水中養生を行った．

する）に変化させ，ポンプ圧送前後におけるスランプ，(4) ポンプ圧送試験

空気量，ブリーディング量を測定するとともに，φ100

ポンプ圧送にともなうコンクリートの品質変化を評価

×200mm の円柱供試体を作製した．

するため，図-4.1 に示す配管条件でポンプ圧送試験を行(5) 直接打設による施工試験

3った．ポンプ車は最大吐出量 110m /h，最大油圧 27.44MPa，ポンプ圧送が困難であった配合のコンクリートに対しコンクリートシリンダ容積 65.61ℓ とした．なお，本研究て，ホッパを用いた直接打設により2t型消波ブロックを作では製作ヤードにおけるポンプ圧送を想定し，水平換算

製する実施工試験を行った．

距離を 101.8m に設定した．
配管には 5B(125A)を用いた．

(6) 圧縮強度および静弾性係数試験

管内圧力の測定は 6 箇所で行い，コンクリートのポン
17)

作製した円柱試験体について，JIS A 1108 にしたがっに 基 づ く 水 平 換 算 距 離 で 10.8m(P1) ，て圧縮強度試験を行った．また，同時にコンプレッソメ

22.8(P2)，42.8m(P3)，48.8m(P4)，60.8m(P5)，95.8m(P6)ータを用いてひずみを測定し，静弾性係数を求めた．試の各位置とした．圧送時の管内圧力を圧力計と動ひずみ

験は 1 配合につき 3 体行った．

プ施工指針

計を用いて 20msec 間隔で連続測定した．
ポンプ圧送は，吐出量を 3 段階（以下，大，中，小と14 --- 14

表-4.3
配合

65-0

65-30

65-50

65-70

4.2

ポンプ
圧送

理論吐出量
(m3/h)

ポンプ圧送試験結果
P2(22.8m)0.31

管内圧力 （MPa）
P3
P4(42.8m)(48.8m)
0.22
0.17

10.9

小

可

P1
(10.8m)
0.39

17.7

中

可

0.49

0.36

0.28

0.21

0.12

0.00

26.2

大

可

0.63

0.44

0.34

0.27

0.16

0.00

11.9

小

可

0.48

0.33

0.29

0.22

0.12

0.01

15.3

中

可

0.54

0.36

0.31

0.23

0.13

0.01

26.2

大

可

0.63

0.43

0.34

0.27

0.15

0.01

14.9

小

可

0.43

0.28

0.25

0.17

0.07

0.00

23.4

中

可

0.52

0.33

0.29

0.21

0.10

0.00

32.8

大

可

0.59

0.37

0.33

0.23

0.12

0.01

12.4

小

可

0.48

0.33

0.27

0.20

0.10

0.00

計測不可

中

不安定

-

-

-

-

-

-

計測不可

大

不可

-

-

-

-

-

-

実験結果および考察P5(60.8m)0.08

P6(95.8m)0.00

管内圧力の関係を示す．管内圧力損失はP1-P2間，P3-P5(1) フレッシュ性状間において大きな値を示している．P1-P2間およびP4-P5

表-4.2 にポンプ圧送前のコンクリートのフレッシュ

間は90°ベント管，P3-P4間は鉛直管があるため，圧力損失性状を示す．スランプに着目すると，65-100 のスランプが大きかったものと考えられる．また，理論吐出量が大が極端に小さくなった．65-100 では銅スラグ細骨材同士きくなるにしたがって圧力損失も大きくなる傾向が認めの噛み合った状態でペーストのみが流動するような材料られた．

分離性状を示したため，ポンプ圧送試験は不可能と判断

図-4.3 に理論吐出量と管内圧力損失の関係を示す．図した．また，ブリーディング量に着目すると，銅スラグ

中凡例の CUS2.5-100，CUS2.5-50，CUS2.5-0，FNS-100

細骨材の混合率の増加とともにブリーディング量が大きは各種スラグ骨材の施工指針 3)，4)（いずれも目標スランくなった．

プ 12cm）のポンプ圧送試験における水平管の管内圧力損(2) ポンプ圧送試験

失の結果(ハイフンの後の数字は銅スラグ骨材の混合率a）ポンプ圧送性を示す)を比較として示した．図より，65-30 の圧力損失

表-4.3 にポンプ圧送試験結果および管内圧力の測定

は 65-0 よりも若干大きな値を示した．また，65-50 につ値を示す．理論吐出量 10.9～32.8m3/h の範囲であれば，

いては 65-0 よりも圧力損失が小さくなる結果となった．

銅スラグ細骨材の混合率が 50%まではポンプ圧送を行う

しかしながら，これらの差は非常に小さいものであり，3

ことができた．混合率 70%では，理論吐出量 12.4 m /h(小)吐出量 30m3/h 程度までであれば，銅スラグ細骨材を混合において良好なポンプ圧送性を示したものの，20 m3/h

したコンクリートでも普通コンクリートと同様にポンプ程度(中)に吐出量を増加させたところ，不安定圧送とな施工が可能であると思われる．

り，管内圧力等の測定を行うことができなかった．また，スラグ細骨材の施工指針 3)，4)の結果と比較すると，同吐出量をそれ以上に大きくしたところ，管内閉塞を生じ

じ銅スラグ細骨材であれば理論吐出量 20～30m3/h の範た．施工指針 4)によると，W/C=55%のコンクリート(目標囲ではほぼ同じ管内圧力損失を示している．フェロニッ

スランプ 12cm)に CUS2.5 を混合した場合には，混合率がケルスラグを 100%混合したデータ(FNS：粗粒率 2.39)と100%であってもポンプ圧送を行うことができるとされ比較すると，FNS の管内圧力損失の方が銅スラグ細骨材ている．これは，粗粒率が 2.56 と本研究で混合したよりも小さい．これは，スラグ細骨材の密度の違いによCUS5-0.3 の粗粒率 3.28 と比較して小さいこと，また水るものと考えられる．
CUS2.5 の混合率 100%の場合，理論吐出量 60m3/h 程度

セメント比が小さかったためと考えられる．
b）管内圧力損失としてもポンプ圧送を行うことができているが，

図-4.2に65-50の各理論吐出量における水平換算距離とCUS5-0.3 の 場 合 に は 混 合 率 を 70% と し た 場 合 に は15 --- 15

15

0.7

P1

0.6

管内圧力 (MPa)

0.5

P2

0.4
0.3

水平管の管内圧力損失 (kPa/m)

65-50 小65-50 中65-50 大

P3
P4

0.2

P5

0.1

P6

0
0

20

40
60
水平換算距離 (m)

80

図-4.2

水平換算距離と管内圧力の関係

12

9

6

3

100

0

10
図-4.3

20
30
40
50
理論吐出量 (m 3/h)6070

理論吐出量と管内圧力損失

8

15
14

7

13
圧送後空気量 (%)

圧送後スランプ (cm)

65-0
65-30
65-50
65-70
CUS2.5-100
CUS2.5-50
CUS2.5-0
FNS-100

1265-0 小65-0 中65-0 大65-30 大65-50 小65-50 中65-50 大65-70 中

11
10
9
8
7
6
6

図-4.4

6
65-0 小65-0 中65-0 大65-30 大65-50 小65-50 中65-50 大65-70 中

5
4
3
2

15

2

ポンプ圧送前後におけるスランプの変化

図-4.5

7

8

9 10 11 12 13
圧送前スランプ (cm)

14

3

4
5
6
圧送前空気量 (%)

78

ポンプ圧送前後における空気量の変化

12m3/h 程度が圧送限界であることが明らかとなった．よ

なるにしたがってブリーディング量が減少する傾向が認って，スラグ細骨材混合率が 70%を超える場合には，ホ

められ，スラグ骨材を使用したポンプ圧送に関する既往ッパもしくは直接打設を行うことでスラグ細骨材を大量の研究 1),2),3),4)と同様の傾向が得られた．

混合したコンクリートの打設を行う必要がある．

ブリーディングの増加は硬化コンクリートの強度・耐(3) ポンプ圧送前後のコンクリートの品質変化

久性に影響を及ぼすとされるが，これまでの研究ではそa）フレッシュ性状の関係は十分には明らかにされていなかった．本研究で図-4.4 および図-4.5 にポンプ圧送前後におけるスラは，ブリーディング量が 0.5cm3/cm2 以下のコンクリート

ンプおよび空気量の変化を示す．図より，ポンプ圧送試

であればブリーディングがコンクリートの力学特性に及

験後におけるコンクリートのスランプおよび空気量は圧

ぼす影響は小さいことが前章までに明らかになっている

送前と比較してほぼ同等の値を示し，目標スランプおよことから，本実験内においてコンクリートのブリーディ

び目標空気量の範囲内となっており，ポンプ圧送にともングの変化がコンクリートの力学特性に及ぼす影響は小なう大きな品質変化は生じなかった．

さいものと考えられた．
b）力学特性

図-4.6 にポンプ圧送前後のブリーディング量の変化を示す．普通コンクリートでは，ポンプ圧送前後におけ

図-4.7 にポンプ圧送前後における単位容積質量の変るブリーディング量への変化は認められないが，銅スラ化を示す．65-50 まではポンプ圧送前後における単位容

グ細骨材を混合したコンクリートでは銅スラグ細骨材の積質量の変化はほとんど無い．一方，65-70 においては混合率が大きくなるにしたがって，また吐出量が大きく

ポンプ圧送後における単位容積質量が圧送前よりも小さ

16 --- 16

2.6

65-0 小65-0 中65-0 大65-30 大65-50 小65-50 中65-50 大65-70 中

0.4
0.3
0.2

2.5

2.4

0.1

2.3

0
0

図-4.6

65-0 小65-0 中65-0 大65-30 大65-50 小65-50 中65-50 大65-70 中

圧送後単位容積質量 (ｔ/m3 )圧送後ブリーディング量 (cm 3/cm 2)

0.5

0.1
0.2
0.3
0.4
圧送前ブリーディング量 (cm 3/cm 2)

2.3

0.5
図-4.7

ポンプ圧送前後におけるブリーディング量の

2.4

2.5

圧送前単位容積質量 (t/m3 )

2.6

ポンプ圧送前後における単位容積質量の変化

変化
65-0 前65-0 大65-50 前65-50 大35

静弾性係数 (kN/mm 2)

圧送後圧縮強度 (N/mm 2)3565-0 小65-0 中65-0 大65-30 大65-50 小65-50 中65-50 大65-70 中

30

25
25

図-4.8

30
圧送前圧縮強度 (N/mm 2)65-0 小65-30 前65-50 小65-70 前65-0 中65-30 大65-50 中65-70 中
γ=2.5
γ=2.4

30

γ=2.3

25
35

25

ポンプ圧送前後における圧縮強度の変化

30
圧縮強度 (N/mm 2)

図-4.9くなった．このことから，65-70 ではポンプ圧送が不安

表-4.4

定で，圧送中に材料分離を生じペースト量が増加したこ

35

圧縮強度と静弾性係数の関係

直接打設時のコンクリートのフレッシュ性状
スランプ
(cm)

空気量
(%)

ブリーディング量(cm3/cm2)

65-0

9.0

3.7

0.06

示す．いずれの配合も 25N/mm 以上の値を示しており，

65-70

-

3.5

0.87

設計基準強度に十分達する値を示した．65-0 では，ポン65-100

12.0

5

0.37

とが推測される．
図-4.8 にポンプ圧送前後における圧縮強度の変化を
2

プ圧送の吐出量が大きくなるにしたがって圧縮強度が若ものと推察される．

干低下する傾向が認められ，吐出量大において約 5%の低下が生じた．また，吐出量大において，65-30 の圧縮

図-4.9 に圧縮強度と静弾性係数の関係を示す．なお，

強度の低下率は 65-0 とほぼ同じ値となった．一方，65-50

図中には単位容積質量を考慮した建築学会式 18) を合わ

でも吐出量の増加にともなって圧縮強度が低下する傾向

せて示している．65-0 に着目すると，ポンプ圧送前よりが認められたが，ポンプ圧送後の圧縮強度の方がいずれもポンプ圧送後の静弾性係数が大きくなり，また吐出量も圧送前の圧縮強度よりも大きい結果となった．65-70の増加にともなって静弾性係数は低下したが，静弾性係では，ポンプ圧送後の圧縮強度がポンプ圧送前よりも数の変化は 4kN/mm2 程度と小さかった．また，65-50 に4N/mm2 程度大きくなった．これは，不安定圧送にともおいてもポンプ圧送前後における静弾性係数の変化はなってペースト分が増加したために圧縮強度が増加した

2kN/mm2 程度と変化が小さかった．65-70 では，ポンプ

17 --- 17

写真-4.1

アジテータ車による練混ぜ状況

写真-4.3

ホッパによる型枠への打込み状況

写真-4.2

写真-4.4

ホッパへの投入状況

打設終了後の試験体上面（65-70）

圧送後に圧縮強度が増加したにも関わらず静弾性係数はホッパを消波ブロックの型枠上部まで移動し，コンクリ

ほぼ同じ値を示した．これは，上述した通り，コンクリ

ートを打ち込んだ（写真-4.3）．

ート中のペースト分が増加したためと考えられる．

写真-4.4 に打設終了後の 65-70 の試験体上面を示す．

いずれの配合においても，ポンプ圧送前後における銅試験体上面にはブリーディングが認められ，打設直後か

スラグ細骨材を 50%以下で使用したコンクリートの力学

ら約 50mm の沈下が認められた．

特性に大きな差は認められなかった．よって，銅スラグ

施 工 性 に 関 し て ， 65-70 （ ブ リ ー デ ィ ン グ 量 0.87

細骨材を 50%以下，ブリーディング量 0.3 cm3/cm2 以下の

cm3/cm2）についてはプラントにおける実機練りではな

銅スラグを混合したコンクリートでは，30m3/h 以下の吐かったため化学混和剤の効果が変化し，実機練りと比較

出量にてポンプ圧送が可能であることがわかった．

して大幅にブリーディング量が大きくなった．この場合，(4) 直接打設による施工

打設が困難な状況であり，打込み速度等の配慮が必要でポンプ圧送が困難であった CUS 混合率の大きいコンあった．65-100（ブリーディング量 0.37cm3/cm2）についクリート（70%以上）に対して，直接打設により 2t 型消ては通常通り打設が可能であった．これらから，ポンプ波ブロックを作製する実施工試験を行った．対象とする

圧送が困難な場合にはホッパなどを用いた直接打設に配合は 65-70，65-100 とし，比較として 65-0 についてもよって施工が可能であり，適切な施工方法を選択するこ

実施工試験を行った．表-4.4 に直接打設時におけるコンとで消波ブロックを作製できることが分かった．

クリートのフレッシュ性状を示す．65-70 では後述する

写真-4.5～写真-4.7 に実施工試験にて製作した消波

理由によりスランプが崩壊したため，測定不可となった．

ブロックの外観を示す．65-0 の普通コンクリートでは外打設はアジテータ車に直接材料を投入し，アジテータ車

観に問題が無かった．一方，65-70，65-100 についてはによって練混ぜを行った（写真-4.1）．その後，アジテー

表面に水みち，あばたが認められた．これらは波力によ

タ車からホッパにコンクリートを流し込み（写真-4.2），

るすり減りに対して十分な抵抗性を有しているか今後

18 --- 18

検討する必要がある．また，美観等の観点から出来形を重視する場合にはさらに銅スラグ細骨材の混合率もしくは許容するブリーディング量を小さくする必要があると思われる．
なお，付録において本研究で作製した消波ブロックの耐荷性能について検討を行っており，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートで作製した消波ブロックの耐力は普通コンクリートのそれよりも大きかった．これらの結果から，適切な方法を選択して打設することでスラ
グ細骨材を大量混合したコンクリートを消波ブロック
へ適用できるものと考えられた．
写真-4.5配合 65-0（ブリーディング量 0.06cm3/cm2）

5.スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの港
湾コンクリート構造物への適用性
本章では，上述した実験結果を基に，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの港湾コンクリート構造物への適用性について考察する．
5.1

無筋コンクリート構造物への適用性

本研究による力学特性に関する実験結果では，
0.5cm3/cm2 程度のブリーディング量であれば，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの力学特性は普通コン
クリートと同等であった．ただし，1.0cm3/cm2 程度の過剰なブリーディングは力学特性を低下させる要因になる．
また，ブリーディング量が 0.5cm3/cm2 以下のコンクリー
トであれば品質に問題が無いという施工実績 5)も考慮す
3

写真-4.62

配合 65-70（ブリーディング量 0.87cm3/cm2）

ると，ブリーディング量 0.5cm /cm 以下のコンクリート
であれば，無筋コンクリート構造物に適用して問題無いものと考えられる．
耐海水性に関する促進試験結果から，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートの耐海水性は普通コンクリー
トとほぼ同等であり，無筋コンクリート構造物に適用して問題無いものと考えられる．
施工性の観点からは，スラグ細骨材混合率が 50%，ブリーディング量が 0.3cm3/cm2 よりも小さければポンプ圧送が可能であった．また，これよりも多くなった場合には，直接打設により施工が可能であることを示した．ただし，出来形を重視する場合にはさらにブリーディングの許容値をさらに小さくする必要があると思われる．
以上の結果から，スラグ細骨材を大量混合したコンク

写真-4.7

リートは適切な施工方法を選択することで港湾の無筋コ

配合 65-100（ブリーディング量 0.37cm3/cm2）

ンクリート構造物に適用することが十分可能と思われる．

19 --- 19

5.2

鉄筋コンクリート構造物への適用性が困難となるようなスラグ細骨材を大量混合したコ

鉄筋コンクリート構造物では，コンクリートの力学特

ンクリートは，ホッパ等を用いた直接打設により施性だけでなく，鉄筋との付着，防食性能を適切に評価す工が可能である．本実験の範囲では，スラグ細骨材る必要がある．本実験結果から，0.5cm3/cm2 程度のブリの混合率が50%，ブリーディング量0.3cm3/cm2以下でーディング量までであれば，スラグ細骨材を大量混合しあれば，ポンプ圧送による施工が可能であった．

たコンクリートの力学特性，塩化物イオンの見かけの拡(5) スラグ細骨材を大量混合したコンクリートは適切な散係数，鉄筋とコンクリートの付着強度は普通コンクリ

施工方法を選択することで港湾の無筋コンクリートートとほぼ同等であった．また，海洋環境下における自構造物に適用することが十分可能と思われる．

然電位のモニタリング結果では，スラグ細骨材を大量混（2011年1月27日受付）

合したことによる変化は現時点では認められていない．

参考文献

しかしながら，ブリーディングの増加によって鉄筋界面に空隙が発生し，腐食促進

8)や付着力低下

1)

9)

が生じる

土木学会：銅スラグを用いたコンクリートの施工指針，コンクリートライブラリー，No.92，1998年という指摘がある．本実験では，寸法が比較的小さな試

2)土木学会：フェロニッケルスラグ細骨材コンクリー

験体を使用したため，ブリーディングが容易に打設面まト施工指針(案)，コンクリートライブラリー，No.78，で上昇した可能性が考えられる．このため，実構造物な1995年.

どで見られる鉄筋下面の空隙が生成しなかった可能性が3)考えられる．よって，現時点ではスラグ細骨材を大量混土木学会：高炉スラグ骨材コンクリート施工指針，
コンクリートライブラリー，No.76，1994年.

合したコンクリートを鉄筋コンクリート構造物に適用す4)

土木学会：電気炉酸化スラグ骨材を用いたコンクリ

るためには大型の試験体などを用いた検証を今後行う必ートの設計・施工指針(案)，コンクリートライブラリ

要がある．引き続き，スラグ細骨材を大量混合したコンー，No.110，2004年.

クリートの鉄筋コンクリート構造物に適用性について検5)討する予定である．

錦織和紀郎，谷口昇，川西政雄，松田節男：銅スラグ(CUS2.5)を用いたコンクリートの特性と施工例，コ
ンクリート工学年次論文集，Vol.27，No.1，2005年，
pp.127-132.

6.結言

6)

森晴夫，鳥畑孝志，松本伸郎，本田友之：銅スラグ
細骨材を大量混合したコンクリートの鉄筋コンクリ

本研究は主に室内試験によりスラグ細骨材を大量混合ートへの適用性に関する検討，コンクリート工学年

したコンクリートの各種特性について検討し，以下の成次論文集，Vol.31，No.1，2009年，pp.1843-1848.

果を得た．

7)

(1) スラグ細骨材を大量混合したコンクリートは品質改

コンクリートの基礎的実験，コンクリート工学年次

善を行わなくとも無筋コンクリート構造物への適用

論文集，Vol.27，No.1，2005年，pp.1417-1422.

に十分な力学性能を有している．
3

五味信治，枡田佳寛：スラグ骨材を使用した高密度

8)2

審良善和，濱田秀則，山路徹，中野松二：鉄筋とコ(2) 1.0cm /cm 程度の過剰なブリーディングを生じるコ

ンクリート界面の空隙が鉄筋腐食に及ぼす影響，コンクリートでは，実質の水セメント比と強度の関係

ンクリート構造物の補修，補強，アップグレード論

が普通コンクリートと異なり，ブリーディングが圧文報告集，Vol.5，2005年，pp.1-6.

縮強度に影響を及ぼすことが分かった．本実験の範9)松家武樹，堺孝司，中村俊之，梅沢健一，草薙悟志，

囲では，少なくともブリーディング量0.5cm3/cm2以下

佐藤淳一：鉄筋コンクリート梁に対する産業廃棄物

であれば，実質の水セメント比と強度の関係は普通

溶融スラグの適用性に関する基礎的研究，土木学会

コンクリートと同様の傾向を示した．

論文集E，Vol.63，No.2，2007年，pp.235-249.

(3) 海洋環境への約1年の暴露の結果，スラグ細骨材を大10) 鉄鋼スラグ協会骨材WG：天然材の代替拡大による環量混合したコンクリートの耐海水性および防食性能

境保全を図る，コンクリートテクノ，Vol.28，No.5，は普通コンクリートと同等であることが示された．

2009年，pp.73-80.

(4) スラグ細骨材を混合したコンクリートにおいてポン11) http://www.slg.jp/pdf/fs-117_01.pdf

プ圧送が可能な場合，圧送による品質変化も普通コ

12) 栗栖一之：フェロニッケルと銅の安定供給にも有効

ンクリートとほぼ同等であった．また，ポンプ圧送利用重要，コンクリートテクノ，Vol.28，No.5，200920 --- 20

年，pp.81-89.
13) 川上勝弥：溶融スラグ骨材，コンクリート工学，Vol.46，
No.5，2008年，pp.105-108.
14) http://www.jsim.or.jp/ecoslag/pdf/toukei_youtobetu.pdf
15) 日本港湾協会：港湾の施設の技術上の基準・同解説（上），2007年，pp.445-450.
16) 山路徹，審良善和，濱田秀則，山田一夫：海洋環境におけるコンクリートの劣化性状および劣化指標に関する検討，土木学会論文集E，Vol.66，No.2，2010年，pp.21-37.
17) 土木学会：コンクリートのポンプ施工指針，コンク
リートライブラリー，No.100，2000年.
18) 日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説，1997
年.

21 --- 21

付 録

付表-1
圧縮強度
(N/mm2)ヤング係数(kN/mm2)

割裂引張強度(N/mm2)

65-0

21.8

21.2

2.43

65-70

21.9

18.8

2.56

65-100

26.4

22.0

2.99

スラグ細骨材を大量混合したコンクリートで作製した消波ブロックの載荷試験
1.

検討の目的

コンクリートの物性

本編において，スラグ細骨材を大量混合したコンクリートについて，港湾の無筋コンクリート構造物への適用が可能であることを示した．
現在の消波ブロック，根固めブロックの要求性能は重：変位計測箇所

量と強度のみであり，所定の強度を満たすことで消波ブ

打設面

ロックの要求性能は満足される．しかしながら，普通コ
ンクリートであっても現場では消波ブロックの脚部の折損等が認められる場合もある．スラグ細骨材を大量混合したコンクリートではあばたや水みちが認められたこと

鋼板

から，それらが弱点部となって折損等を誘発する可能性が懸念される．そこで，本研究では本編にて作製した消テフロンシート

波ブロックの載荷試験を行うことでスラグ細骨材を大量

付図-1

混合したコンクリートで作製した消波ブロックの耐荷力

載荷方法を明らかにするとともに，普通コンクリートで作製した
消波ブロックの耐荷力の結果と比較した．
2.

実験概要

2.1

試験体

試 験 体 は 本 編 に お い て 作 製 し た 65-0 （ 1 体 ）， 65-70（65-70_1，65-70_2の2体），65-100（65-100_1，65-100_2の2体）の2t型消波ブロックとした．試験体は材齢3日において脱型後，気中養生とした．付表-1に載荷試験時におけるコンクリートの圧縮強度および静弾性係数，割裂引張強度を示す．
付図-2
2.2

載荷試験
付表-2

作製した消波ブロックに対して付図-1 に示すような載荷方法で試験を行った．支点は 3 点ローラー支持とした．また，弱点部が多いと思われる打設面側の脚部が折65-0
65-70_1
65-70_2
65-100_1
65-100_2

損するよう，載荷点を消波ブロックの中心よりも 78mm
打設面側の脚部に偏心させた．載荷試験の状況を付図-2
に示す．
2.3

載荷試験の状況
最大荷重

最大荷重
(kN)
395
485
667
541
545

脚部の折損数
(本)
1
3
1
1
1

計測項目
付図-3～付図-5に消波ブロックの載荷試験による荷重－

載荷試験中は荷重，載荷点変位，各脚部における水平

鉛直変位関係を示す．なお，65-70_2については変位計の変位を測定した．

不具合により鉛直変位が計測できなかったため，図中に3.

示していない．

実験結果および考察

図より，鉛直変位の増加とともに荷重がほぼ比例して付表-2にそれぞれの試験体の最大荷重を示す．また，

22 --- 22

600

400

400

荷重(kN)

荷重(kN)

600

200

200

0

0
0

0.2

0.4

0.6

0.8

0

鉛直変位(mm)
付図-3

0.2

0.4

0.6

鉛直変位(mm)

荷重－鉛直変位関係（65-0）

付図-4

荷重－鉛直変位関係（65-70）600

荷重(kN)

400

200

65-100_1
65-100_2

0
0

0.2

0.4

0.6

0.8

鉛直変位(mm)
付図-5

荷重－鉛直変位関係（65-100）

付図-6

脚部 1 本の折損状況（65-100_1）

付図-7

脚部 3 本の折損状況（65-70_1）

大きくなり，最終的には脚部の折損により耐荷力が急激に低下した．最大荷重に着目すると，普通コンクリート
で作製した65-0の最大荷重が395kNであるのに対して，
65-70，65-100ともに485～667kNと大きな値を示した．
一方，脚部の損傷本数に着目すると，65-70_1のみ3本の脚部の全てが折損した状況が確認され，その他の試験体については1本の脚部が折損した．また，65-100（ブリー
ディング量0.37cm3/cm2）については2体の試験体間の最大荷重の差が小さいのに対して，65-70（ブリーディング量0.87cm3/cm2）は2体の最大荷重の差で182kNとばらつきが非常に大きかった．この原因について十分に言及できな
いが，原因の一つとしてブリーディングの増加によって2体の消波ブロック打設時のコンクリートの品質が異なっていた可能性がある．これらの点については今後検討が必要である．

23 --- 23

0.8