ＩＳＳＮ１３４６－７８３２

国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所

港湾空港技術研究所
報告
REPORT OF
THE PORT AND AIRPORT RESEARCHINSTITUTE

VOL.59No.2 Sep

2020

NAGASE,YOKOSUKA,JAPANNATIONAL INSTITUTE OF MARITIME,PORT AND AVIATION TECHNOLOGY

総
1.

徹，与那嶺

一秀，谷口

修，田中

亮一，竹中

寛，清宮

理…………… 3

英紀……………………………………………………………………………………………………31

カルシア改質土と異種材料との境界における摩擦特性
松村

4.

孝弘，山路

波による地盤を含む護岸の不安定化に関する遠心模型実験
高橋

3.

次

珊瑚骨材を用いたコンクリートの海洋構造物への適用可能性に関する検討
西田

2.

目

聡，水谷

崇亮，森川

嘉之，赤司

有三，本田

秀樹，清水

雅浩………………………51

非負制約最小二乗法による高精度な方向スペクトル推定手法および情報量規準に基づくSpectral partitioning 手法の提案
藤木

峻，川口

浩二…………………………………………………………………………………… 84

港湾空港技術研究所報告第 59 巻第 2 号(2020.9)

珊瑚骨材を用いたコンクリートの
海洋構造物への適用可能性に関する検討
西田 孝弘*1・山路 徹*2・与那嶺 一秀*3・
谷口 修*4・田中 亮一*5・竹中 寛*6・清宮 理*7

要旨

日本本土の南方には，珊瑚が化石化した石灰岩（以下，珊瑚骨材と称す）が多く堆積している。
そのような地域の遠隔離島では，現地で調達できる海水と珊瑚骨材を，コンクリート用材料として用いることが経済性や製造効率の観点で望ましい。ただし，珊瑚骨材は内部に多くの空隙を有する構造であり，普通骨材に比べて品質が劣るとされる。また，自己充填性を有するコンクリートを使用することで，施工の省力化が図れると期待できるが，珊瑚骨材を用いた場合の自己充填型コンク
リートについては，これまでに検討された実績がない。
以上を踏まえ，本研究では，珊瑚骨材を用いたコンクリートの海洋構造物への適用可能性を検討するため，南鳥島で採取した珊瑚骨材の特徴を整理した。また，骨材として珊瑚骨材を，練混ぜ水として海水を使用し，さらに自己充填性を付与したコンクリートを主対象とし，基礎的性質，収縮特性，熱的性質等について実験的検討を行った。一方，沖縄で産出された珊瑚骨材を用いたコンク
リートの海洋暴露試験が 1976 年に開始されており，本研究では，長期曝露後の供試体の調査（44
年間経過後）を行い，海水が作用する環境での長期挙動（耐海水性）の評価を行った。
知見を以下に示す。
1)自己充填型コンクリートへ適用した際，所要の流動性や間隙通過性を確保できることが確認された。
ただし，骨材の加圧吸水に伴うフレッシュ性状の変化が懸念されるため，コンクリートをポンプ圧送により打ち込む場合は留意が必要である。
2)硬化後のコンクリートについては，普通骨材を用いた場合と同等程度の強度発現性を有すること，収縮ひずみや熱膨張係数が小さくなることなどが確認された。
3)海中および干満環境に 40 年以上暴露された後においても，本研究で対象としたコンクリートは圧縮強度の強度増進が確認された。
以上の検討により，珊瑚骨材は内部空隙が多く，低品質な場合もあるが，対象環境の特徴を踏まえ，適切な配合を使用することで，コンクリート用骨材として海洋環境においても十分適用可能なことが示された。
キーワード：海洋コンクリート構造物，珊瑚骨材，圧縮強度，収縮，長期暴露*1 構造研究領域 材料研究グループ 主任研究官*2 構造研究領域 領域長*3 構造研究領域 材料研究グループ 研究官*4 五洋建設*5 東亜建設工業*6 東洋建設*7 早稲田大学名誉教授〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5013 Fax：046-844-0255
e-mail: nishida-ta@p.mpat.go.jp-3-

REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.59, No.2 (Sep.2020)

Investigation of Applicability of Coral Based Aggregate
on Marine Concrete Structures

Takahiro NISHIDA*
Toru YAMAJI**
Kazuhide YONAMINE***
Osamu TANIGUCHI****
Ryoichi TANAKA*****
Hiroshi TAKENAKA******
Osamu KIYOMIYA*******
Synopsis
In the southern part of the Japanese mainland, many coral limestone rocks have been deposited. In remote islands insuch areas, it is desirable to use aggregates manufactured from locally available seawater and coral-derived limestone(hereinafter referred to as "coral aggregates") as concrete materials from the standpoint of economic efficiency andproduction efficiency. However, the quality of coral aggregate is inferior to that of ordinary aggregate because of the many
pores in its structure. In addition, the use of self-filling concrete is expected to save labor in construction, but there has been
no study on self-filling concrete using coral aggregate so far.
In this study, the characteristics of coral aggregates collected at Minamitori Island were summarized in order toinvestigate the applicability of concrete using coral aggregates to marine structures. Coral aggregate was used as theaggregate and seawater was used as the mixing water, and self-filling concrete was investigated experimentally. On the other
hand, the marine exposure test of concrete using coral aggregate was started in 1976, and in the present study, the long-term
behavior (seawater resistance) of concrete specimens after long-term exposure (after 44 years) was evaluated.
The findings are presented below.
1) It was confirmed that the required flowability and pore passability could be ensured when applied to self-filling concrete.
However, since there is a concern about the change in freshness of the aggregate due to pressurized water absorption, it isnecessary to keep in mind when pouring concrete by pumping.
2) It was confirmed that concrete after curing had the same level of strength expression as that of ordinary aggregate, and thatthe shrinkage strain and thermal expansion coefficient were smaller.
3) Even after more than 40 years of exposure to marine and tidal environments, the concrete subjected in this study showed anincrease in compressive strength.
The above study shows that coral aggregate has many internal pores and is of low quality in some cases, but it can be
sufficiently applied as an aggregate for concrete in the marine environment by using an appropriate formulation based on thecharacteristics of the target environment.

Key Words: Marine concrete structure, coral aggregate, compressive strength, shrinkage, long term
exposure* Senior Researcher, Materials Group, Structural Division** Head, Materials Group, Structural Division*** Researcher, Materials Group, Structural Division**** Penta Ocean Construction Co., LTD.
***** Toa Corporation****** Toyo Construction Co., LTD.
******* Professor Emirates, Waseda University
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5013
Fax：+81-46-844-0255-4-

e-mail: nishida-ta@p.mpat.go.jp

REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.59, No.2 (Sep.2012)目
要

次旨 ························································································································

3

1. はじめに ···················································································································

6

2. 珊瑚骨材の特徴 ············································································································

62.1

物理的特性 ··········································································································

2.2

化学成分 ················································································································· 72.3

空隙構造 ··············································································································· 7

2.4

骨材の圧力吸水特性 ································································································ 8

2.5

まとめ ·················································································································· 86

3. 自己充填性を付与したコンクリートの諸特性 ····································································· 93.1

はじめに ·············································································································

3.2

フレッシュ性状 ······································································································· 93.3

圧縮強度 ··············································································································· 113.4

耐摩耗性 ··············································································································· 113.5収縮特性 ··············································································································· 12

3.6

熱的性質 ············································································································· 15

3.7

塩分浸透性 ·········································································································· 17

3.8

コンクリート梁の力学特性 ···················································································· 17

3.9

まとめ ················································································································ 19

4. 海洋環境に長期暴露後のコンクリート特性 ·····································································

9

20

4.1

はじめに ············································································································

20

4.2

試験体概要 ···········································································································

20

4.3

外観観察 ··············································································································

20

4.4

圧縮強度 ··············································································································

21

4.5

中性化深さ ···········································································································

26

4.6

まとめ ···············································································································

26

5. おわりに ····················································································································· 28
謝辞 ·································································································································· 29
参考文献 ························································································································ 29

-5-

1.

はじめに

2.

珊瑚骨材の特徴

2.1 物理的特性

国内外の離島においては，上水道水や骨材などの材料
調達，建設作業員の確保が困難な場合も多い。コンクリー

本検討で使用した珊瑚骨材は，南鳥島で採取した石灰

トは地産地消の材料であり，離島においてコンクリート

岩を，破砕・分級したものであり，5 mm 以下の骨材を細を製造・施工する場合，1）施工場所の近傍で調達可能な骨材，5～25 mm の骨材を粗骨材とした。珊瑚骨材は，一材料を使用すること，2）施工効率を向上すること，など

部茶褐色に変色しているものも見受けられたが，ほとんが求められる。以下，1），2）について，本報告での検討

どが白色を呈している。

内容に関連するものを補足説明する。

細骨材と粗骨材の物性値および粒度分布を，それぞれ
表-1，図-1 に示す。これらの結果より，珊瑚骨材は，比1）施工場所の近傍で調達可能な材料を使用
日本本土の南方には，珊瑚が化石化した石灰岩が多く

較用の普通骨材に比べて微粒分量が多い，吸水率が高い，堆積している。そのような離島では，現地で調達できる海

すりへり減量が多い（すなわち粗骨材が脆い）などの特徴

水と珊瑚由来の石灰岩から製造する骨材（以下，珊瑚骨材を有していた。また，写真-1 に示すとおり，粗骨材の形と称す）を，コンクリート用材料として用いることが経済状や外観は多様で，内部に空隙を有するものが多く存在

性や製造効率の観点で望ましい。しかし，珊瑚骨材は内部していた。

に多くの空隙を有する構造であり，普通骨材に比べて品

粗骨材の粒子毎の表乾密度と吸水率の関係を図-2 に，質が劣るとされる 。また，珊瑚骨材を用いたコンクリー

それぞれの度数分布を図-3 に示す。なお，これらの試験

トを海洋環境下で長期暴露した際のコンクリートの性能に供した試料は，表-1 の密度・吸水率試験の試料とは異については検討事例が少ない。

なり，15mm 以上の珊瑚骨材と普通骨材をそれぞれ任意に

1)2）コンクリートの施工効率の向上

表-1 骨材の物性値

離島においては，建設作業員やその宿泊施設の確保が

細骨材
珊瑚
普通

困難な場合があり，施工の効率化・短期化が望まれる。こ

粗骨材
珊瑚
普通

（砕砂） （陸砂） （砕石） （砕石）の方策の 1 つとして，著者らは，自己充填性を有するコン

3

2.60

2.60

2.40

2.66

3

2.52

2.55

2.28

2.64

と未洗浄の海砂を使用した自己充填型コンクリートを開絶乾密度（g/cm ）吸水率（%）

3.30

1.86

5.13

0.58

発・検討してきた 。ここで，コンクリートの練混ぜ水に

粗粒率

2.53

2.66

6.14

6.71

微粒分量（%）

14.8

1.2

3.6

0.1

実積率（%）

68.1

67.8

62.5

62.8

表乾密度（g/cm ）クリートを使用した締固め作業の効率化に着目し，海水2)

海水を使用する場合，海水中に含まれる無機イオン（主に塩化物イオン）が混和剤の分散性を阻害するため，従来，安定性損失量（%）

1.6

0.9

3.3

0.9

コンクリートに優れた流動性を付与することが困難であ

粘土塊量（%）

0.52

0.05

0.15

0.05

った。本検討では，新たに開発した無機イオンの影響を受塩化物量（%）NaCl換算

0.043

0

0.007

－

軟石質量分率（%）

－

－

40.5

すりへり減量（%）

－

－

29.4

－
16.4

破砕値（%）

－

－

36.9

－

けにくい特殊混和剤を用いることで，この課題を改善した 2)。しかし，珊瑚骨材を使用した自己充填型コンクリー
トについては，これまでに検討された実績がない。
以上を踏まえ，本研究では，珊瑚骨材を用いたコンクリ
ートの海洋構造物への適用性を検討するため，南鳥島で採取した珊瑚骨材の特徴を整理した。また，骨材として上記の珊瑚骨材を，練混ぜ水として海水を使用し，さらに自己充填性を付与したコンクリートを主対象とし，このコンクリートの基礎的性質，収縮特性，熱的性質について実験的検討を行った。一方，沖縄で産出された珊瑚骨材を用いたコンクリート（骨材の組合せは 4 種類））の海洋暴露試験が 1976 年に開始されている 1)。本研究では，長期曝
露後の供試体の調査（約 44 年間暴露）を行い，海水が作用する環境での長期挙動（耐海水性）の評価を行った。

図-1 骨材の粒度分布-6-写真-1 珊瑚粗骨材の外観

a）表乾密度図-2 粗骨材の表乾密度と吸水率の関係ｂ）吸水率
図-3 粗骨材の表乾密度と吸水率の累積確率

約 200 個ずつ選定し，個々の粒子の表乾状態の気中質量・水中質量，乾燥（105℃，24 時間）後の気中質量から算定した。これらの図より，珊瑚骨材のほうが普通骨材に比べてばらつきの大きいことが分かり，普通骨材の表乾密度と吸水率の標準偏差がそれぞれ 0.05g/cm3（平均値：2.65
g/cm3）と 0.19%（平均値：0.45 %）であったのに対し，珊
瑚骨材では 0.24 g/cm3（平均値：2.29 g/cm3）と 4.24%（平均値：4.70 %）であった。
2.2 化学成分
蛍光 X 線分析による珊瑚骨材の構成成分を図-4 に示す。
図より，Ca（カルシウム），O（酸素），C（炭素）の元素

図-4 珊瑚骨材の構成成分が多く含まれていることから，主成分は炭酸カルシウムであると推定される。これより，一般的な砕石等の骨材よていたが，0.2～1 mm 程度の比較的大きく不規則な孔でありも石灰石骨材に近い化学特性を有すると考えられる。

った。さらに，表乾密度および比較的低い骨材 C では，
上記の粗大空隙は僅かであった。したがって，珊瑚骨材の2.3 空隙構造

場合，同一石灰岩から製造された骨材であっても空隙の

マイクロスコープにより観察した珊瑚粗骨材の拡大像

形態には相違がみられ，これらの相違が表乾密度や吸水を写真-2 に示す。左端の記号は図-2 に示した珊瑚骨材 A

率のばらつき影響していると考えられる。コンクリート（吸水率 27.5%），B（吸水率 4.0%）および C（吸水率 0.9%）を製造する際には，これらの品質の違いがコンクリートを意味する。表乾密度や吸水率が高かった骨材 A は，0.1のフレッシュ性状および効果性状に及ぼす影響を把握し，～0.2 mm 程度の粗大空隙が網状に多く存在していた。一

品質管理方法を確立することが今後の課題と考えられる。

方，表乾密度および吸水率が平均的な値を示した骨材 B

以上のように，珊瑚骨材には微細なものから粗大なもについては，骨材 A と同様に内部に粗大空隙を多く有し
-7-

50 倍

200 倍
12

in water (24hour)vaccum absorption
heat absorption
pressure absorption (0.75MPa)

Absorption (%)

10

A

8
6
4
2
0

Fine

25-05

図-5 圧力吸水特性

B

40-25
4)

（0.1MPa）下で 24 時間水浸）の値も併記している。粒径にかかわらず，大気中で浸漬させて求めた値（JIS 法）と比べて非常に大きな値を示していた。
以上の結果より，珊瑚骨材は，粒径にかかわらず，加圧時に吸水され，加圧後に減圧した際には吸水した水が排C出されるが，全量は排出されないことが認められた。加圧
前と減圧後の吸水率の差（骨材中に蓄積される水量）は，
粗骨材 40-25 で 3%程度，粗骨材 25-05 で 2％程度，細骨材で 1％強程度であり，粒径が大きくなるほど増加してい写真-2 珊瑚粗骨材の拡大像

た 2)。
のまで，幅広い径の空隙が多く存在し，これに起因して表乾密度や吸水率に幅を持った骨材であることが認められ

2.5 まとめた。

今回検討した南鳥島産の珊瑚骨材においては空隙を多数有することが確認された。この傾向は，4 章「海洋環境2.4 骨材の圧力吸水特性に長期暴露後のコンクリート特性」で使用する沖縄産骨空隙を多数有する骨材として，人工軽量骨材がある。人材についても同様であった 1)。また，個々の珊瑚骨材にお工軽量骨材は，製造方法や材料により特性が異なるが，例

いて，内部空隙の形態には相違がみられ，これらの相違にえば絶乾密度が 1.29～1.70g/cm 程度，吸水率(24 時間)がより表乾密度や吸水率のばらつきが確認された。このよ

10%程度のものがある。これらの人工軽量骨材は，骨材表うな空隙を有する骨材をコンクリートに用いた場合，フ面が密実な相により覆われたものもあり，JIS A 5005 の規

レッシュコンクリートの性状の変化，硬化コンクリート

定外であっても実用可能なコンクリートが製造可能なこの強度の低下，収縮等による体積変化の増加，温度応力のとが知られている。この骨材において，例えばポンプ圧送増加および耐摩耗性の低下などが危惧される。また，骨材時のように圧力が付加されると，周囲の水が吸水（加圧吸の圧力吸水特性を調べた結果，加圧環境下でより多くの水）されることが報告されている 。この加圧吸水特性に水を骨材中に留めることが示され，ポンプ圧送時のコンついて，文献 4)では，南鳥島産の骨材（上記とは採取時期

クリートの性状変化が懸念される。そのため，3 章では，が異なる）に対して調べており，以下にその概要を示す。

南鳥島産の珊瑚骨材を使用した自己充填コンクリートを

3

3)

珊瑚骨材の加圧吸水特性は，0.75MPa の空気圧を加え，対象として上記の検討を行う。

加圧による単位骨材質量あたりの吸水量（＝加圧前後の容器内の水位差）を計算することにより評価している 3)，4)。加圧時の吸水率(最大値)を図-5 に示す。なお，真空吸

水時（アスピレータを用い 6 時間真空状態にした後，36時間大気圧下で水浸 3)）の値および JIS の方法（大気圧-8-3. 自己充填性を付与したコンクリートの諸特性算値）は，表中に併記したとおりである。
コンクリートの使用材料を表-3 に示す。練混ぜ水に用いた海3.1 はじめに水は相模湾で採水し，海水中に質量比で 1.8%程度の塩化物イオ

著者らは，従来の高流動コンクリートに比べて粘性の低い，ンを含有していた。海水の成分は表-4 に示すとおりである。セ

海水と未洗浄の海砂を使用した自己充填型コンクリートを開

メントは高炉セメント B 種とし，骨材には，前章で述べた珊瑚

発・検討してきた。コンクリートの練混ぜ水に海水を使用する

骨材と普通骨材（表-1 参照）を用いた。なお，いずれの骨材も場合，海水中に含まれる無機イオン（主に塩化物イオン）が混

事前に十分な吸水を行い，表面水率（珊瑚骨材：+1～2%）から和剤の分散性を阻害するため，従来，コンクリートに優れた流水量を補正して練混ぜを行った。混和剤には，特殊混和剤を使

動性を付与することが困難であったが，当該コンクリートでは，用した。また，SW-CA に使用した流動性保持剤は，ポリカルボ

新たに開発した無機イオンの影響を受けにくい特殊混和剤を用

ン酸系のものであり，強い減水効果は示さないものの，流動性いることで，この課題を改善している 。しかし，珊瑚骨材をの経時保持性に優れるところにその特徴がある。

2)

コンクリートの試験項目の一覧を表-5 に示す。スランプフロ使用した自己充填型コンクリートについては，これまでに検討

ーは，練混ぜ完了後に試験を行った後，試料を静置した状態で，された実績がない。
そこで，南鳥島産の珊瑚骨材，練混ぜ水として海水を使用し最長 90 分まで経時変化を確認した。また，珊瑚骨材は，人工軽た場合の，自己充填性を付与したコンクリートを主対象とし，量骨材などと同様に，加圧吸水する傾向が認められた 4)ため，

このコンクリートの基礎的性質，収縮特性，熱的性質について

珊瑚骨材を用いた配合（SW-CA）については圧力法ではなく質実験的検討を行った。また，鉄筋コンクリートへの適用を想定

量法にて空気量を測定した。

し，
コンクリート梁の力学特性についても検討を行った。
なお，

表-3 コンクリートの使用材料

本検討では，離島でのコンクリート製造を考慮し，基本的に練り混ぜ水として海水を利用することを主に検討を行った。
3.2 フレッシュ性状
3.2.1 実験概要
コンクリートの配合を表-2 に示す。配合は，練混ぜ水に海水，
骨材に珊瑚骨材を用いた配合（SW-CA），練混ぜ水と骨材に海水

材料名 記号
種類
TW 上水道水
練混ぜ水
SW 海水（相模湾）
セメント C 高炉セメントB種
NS 陸砂（大井川水系）
細骨材
CS 珊瑚砕砂（遠隔離島産）
NG 硬質砂岩砕石（青梅産）
粗骨材
CG 珊瑚砕石（遠隔離島産）
塩分含有用増粘剤一液型
Ad1
高性能AE減水剤（標準型）
混和剤
Ad2 同上（遅延型）
Ad3 流動性保持剤と普通骨材を用いた配合（SW-NA），上水道水と普通骨材を用

物理的・化学的性質
表-5参照
密度3.04g/cm3
表-1参照
同上
同上
同上
ポリカルボン酸エーテル系化合物と増粘性高分子化合物の複合体
同上
ポリカルボン酸エーテル系化合物

表-4 海水の成分

いた配合（TW-NA）の 3 種類とし，それぞれ標準温度（20℃）

密度 [20℃]と高温度（35℃）の環境条件下で試験を行った。コンクリート

pH
[20℃]
8.0

（g/cm3）
1.022～1.025の水セメント比は 45%で一定とし，スランプフローが 600±

固形分濃度 [105℃，3hr]（%）
3.48～3.70

各種イオンの含有量（%）
Ca2+
K+
Na+
ClSO421.75～1.80 0.23～0.26 1.08～1.19 0.03～0.04 0.04～0.05

50mm，空気量が 4.5±1.5%の範囲となるよう，単位水量，混和剤の添加率（C×2.0 %を上限）および細骨材率を調整した。本
研究で用いた珊瑚骨材は，普通骨材に比べて微粒分量が多いこ

Mg2+
0.12

表-5 試験項目および方法となどが起因して，同じスランプフローとなるための単位水量
は，SW-CA（185 kg/m3）が他の 2 配合（175 kg/m3）に比べて多くなった。また，35 ℃の高温環境の場合，時間の経過に伴い流動性が急激に低下したため，流動性の経時保持性を向上すべく，
SW-CA では混和剤を遅延型のものに切り替え，
さらに流動性保持剤を併用した。なお，各配合の塩化物イオン量（配合上の計

表-2 コンクリートの配合

No.

記号

W/C
(%)

1

SW-CA

2

SW-NA

45

s/a

単位粗
骨材絶
対容積

混和剤 (C×%)

単位量 (kg/m3)(%)(m3/m3)

上水
TW

50.8

0.315

―

185

411

―

845

―

756

1.25
―

―
1.35

―
1.00

―

175

389

848

―

878

―

1.65

―

―

175

―

389

848

―

878

―

1.45

―

―

49.7

海水
SW

セメント
C

陸砂 珊瑚砕砂 砕石 珊瑚砕石
Ad1
NS
CS
NG
CG

Ad2

Ad3
(℃)

0.330
3

TW-NA

49.7

-9-

環境 塩化物温度 イオン量

20
35
20
35
20
35

(kg/m3)
3.71
3.20
0.05

図-8 に U 形充填試験における，コンクリートの充填高さお3.2.2 実験結果および考察
a) コンクリートの流動性・自己充填性

よび充填時間を示す。全ての配合において充填高さは 300 mm

図-6 に海水および珊瑚骨材を用いた配合（SW-CA）
における，以上を示し，自己充填性レベルは，ランク 2 を満足した。海水

コンクリートの練混ぜ完了後からの経過時間とスランプフロー

および珊瑚骨材を用いた配合（SW-CA）は，他の配合に比べての関係を示す。20 ℃と 35 ℃のいずれの環境においても，90 分

モルタルの量が多いにもかかわらず充填高さがやや小さく，充後までスランプフローの目標範囲（600±50 mm）を満足した。

填時間がやや長くなる傾向を示した。これは，前述したように35℃の高温環境においても，遅延型の混和剤と流動性保持剤をフローが小さかったこと（20℃）や粘性が低下ことなども一因

併用すれば，海水や珊瑚骨材を用いた場合でも所要の性能を保と考えられるが，珊瑚粗骨材の形状にばらつきが大きく，障害持できることがわかった。

の近傍で閉塞しやすくなっていたことが主要因であると推察さ

図-7 に練混ぜ完了後の 500 mm フロー到達時間（T500）と停れる。なお，ほとんどの配合で，20 ℃より 35 ℃のほうが，充止時間（Tstop）を示す。本研究で検討した配合は，20℃と 35℃

填時間が短く，充填高さが大きくなっているが，これは，元々のいずれの環境においても，図に併記した従来の増粘剤系の高のフローが大きかったこと，環境温度の上昇に伴いコンクリー

流動コンクリート に比べて T500，Tstop が短くなる，すなわちトの粘性が小さくなったことなどが要因と推察される。

20 ℃における SW-CA の Tstop
粘性が小さくなる傾向を示した。

b) 加圧時の吸水特性

5)が他の配合に比べて小さくなっているが，これは，スランプフ

加圧ブリーディング試験における，加圧後の経過時間と脱水

ローが小さかったこと，増粘剤を含有する混和剤の添加量が他量の関係を図-9 に示す。普通骨材を用いた配合（TW-NA，SW-に比べて少なく，粘性が低下したことなどが要因と考えられる。

NA）の脱水量は，コンクリートのポンパビリティ（コンクリー
トを圧送する際の管内閉塞の安全度を表す指標）が良好であると判断される，標準曲線 B と C の範囲 3)内に入ったのに対し，珊瑚骨材を用いた配合（SW-CA）は，上記の範囲をやや下方に逸する結果となった。これは，2.4 でも示したように，内部に空隙（常圧下で水が満たされにくい空隙など）を有する珊瑚骨材の加圧吸水が影響したためと推察される。既往の研究においても，常圧下で水中浸漬しただけでは珊瑚骨材を飽水状態にすることは困難であり，骨材の加圧吸水によりポンプ圧送性の低下することが示唆されている 4)。本検討で用いたコンクリート
は流動性に優れるため，ポンプ圧送を使用せずに打設する場合
はリスクが小さいと考えられるが，ポンプ圧送を伴う場合はコンクリートが配管を閉塞しないよう配管長や吐出量を調整する

図-6 スランプフローの経時変化などの留意が必要である。

図-8

図-7 スランプフロー時間- 10 -

U 形充填高さ・時間

図-9 加圧時の脱水量の経時変化
図-10 圧縮強度

3.3 圧縮強度
3.3.1 実験概要
コンクリートの使用材料および配合は 3.2 と同一である。圧縮強度試験の供試体は，材齢 1 日まで練混ぜ時と同じ温度環境
下で封緘養生を行った後に脱型し，その後も同じ温度の水中において所定の材齢まで養生を行った。
3.3.2 実験結果および考察
コンクリートの材齢と圧縮強度の関係を図-10 に示す。環境温度によって強度発現性は異なるが，海水を用いた配合（SWNA，SW-CA）の方が，骨材の種類を問わず，上水道水を用いた配合（TW-NA）に比べて初期材齢の圧縮強度が高くなる傾向を示した。海水を用いてコンクリート製造した場合，塩化ナトリ
ウムなどにより硬化が促進されることが既往の研究 6-7)で示唆

図-11 コンクリートの圧縮強度と粗骨材強度の関係 8)されており，本研究の結果もそれに合致すると考えられる。また，海水を用いた配合のうち，35℃環境の珊瑚骨材を用いた配合（SW-CA）の材齢 1 日における圧縮強度が，同環境で普通骨縮強度としては差異のないことが示されている。本検討で使用材を用いた配合（SW-NA）に比べて若干小さくなっている。こした骨材の強度は不明であるが，このことから，使用した珊瑚の要因としては，その後材齢の経過とともに強度が増加し，材

骨材は，普通骨材と比較して，表乾密度が低く，吸水率が高い

齢 3 日以降では SW-NA と同等の強度となることから，遅延型が，強度としては水セメント比 45%の硬化体部より高く，これの混和剤を用いたことによるコンクリートの硬化遅延と推察さにより，骨材の強度の影響によるコンクリートの強度への影響れる。

が小さくなったと推察される。また，他の文献 1)では，形状が以上のように，本研究の範囲では，珊瑚骨材を用いたコンク

悪く実積率の低い石灰質の骨材を用いたコンクリートは，単位リートの圧縮強度は，普通骨材を用いた場合に比べて低下する

水量の増加や，それに起因するブリーディングの増加により，傾向は認められなかった。既往の文献 では，今回使用した多普通骨材を用いた場合に比べて強度が低下すると考察されてい孔質骨材（珊瑚由来の骨材を含む）を対象として，骨材の強度る。しかしながら，本研究の結果では，前述のとおり珊瑚骨材がコンクリートの強度に及ぼす影響を検討している。中でも，を用いたコンクリートの圧縮強度が普通骨材のものに比べて低図-11 に示すように，コンクリートの圧縮強度は，モルタルの下する傾向は認められなかった。これは，文献 1)で用いた骨材

圧縮強度が粗骨材の圧縮強度に比べて大きい場合，粗骨材の圧に比べ，今回用いた珊瑚骨材の実積率が大きかったことも一因

縮強度に依存するが，モルタルの圧縮強度が粗骨材の圧縮強度と考えられるが，本研究のコンクリートの場合は，自己充填コに比べて小さい場合，粗骨材の圧縮強度の依存性は小さく頭打

ンクリートとして設計されており，混和剤中の増粘剤のはたら

ちになると報告されている。この試験結果によると，水結合材

きによりブリーディングなどの材料分離が最小限に抑えられ，比が40%以上の配合では粗骨材の圧縮強度がモルタルの圧縮強骨材の種類の違いによる影響が表れにくくなったことも一因と度より大きくなるため，珊瑚礁堆積物粗骨材よりも圧縮強度が考えられる。

8)

大きい硬質砂岩粗骨材（砕石）と比較してもコンクリートの圧- 11 -

に比べて低くなり，珊瑚骨材の脆さが影響する結果となった。
コンクリート強度が比較的小さい領域においては，既往の知見
10）と同様に，単位粗骨材容積の増加により耐摩耗性の向上が見られたものの，圧縮強度の増加に伴いその差は小さくなった。特に珊瑚骨材の場合は，脆弱な粗骨材の影響が顕著になるようである。また，粗骨材最大寸法の違いによる影響について，珊瑚骨材 40mm（▲印）は，同じ圧縮強度，単位粗骨材容
積の 25mm 骨材の結果（●印近似線）に比べ累積すり減り係
数が小さくなり，同じ水セメント比の 25mm 骨材の場合と同等の耐摩耗性を有していた。
図-12 圧縮強度と累積すり減り係数の関係

これは，表面のモルタルが先行して摩耗した後，脆い珊瑚粗3.4 耐摩耗性 9）

骨材が露出することで摩耗が加速したためと推察され，珊瑚骨

3.4.1 実験概要材を用いたコンクリートの特徴といえるが，同図に示すとおり，

珊瑚骨材を用いたコンクリートの耐摩耗性を検証するため，

水セメント比や単位粗骨材容積を小さく設定すれば，普通骨材

以下をパラメータとする配合を用いて検討を行った 9）。水セメと同等の耐摩耗性を確保できると考えられる。

ント比を 45，50，55 %の 3 水準，単位粗骨材容積を 0.315，0.360

3.5 収縮特性

m3/m3 の 2 水準とし，それぞれ珊瑚骨材と普通骨材を用いて比3.5.1 実験概要

較した。また，水セメント比が 45，55%の一部の配合においてコンクリートは，表-2 の環境温度が 20℃配合のうち，海水とは，粗骨材の最大寸法の異なるケースや，モルタルのケースに普通骨材の配合（SW-NA）の単位粗骨材容積を海水と珊瑚骨材ついても検討した。なお，水セメント比が 45%の配合は，前章の配合（SW-CA）と同量となるように修正した表-6 の配合を用までの自己充填型コンクリートを対象としている。コンクリーいた。なお，使用材料は表-3 と同じである。

トの材料は，表-3 の材料に加えて最大寸法が 40mm（表乾密度

表-7 にコンクリートの試験項目の一覧を示す。長さ・質量変2.17g/cm3，吸水率 6.02%）の珊瑚粗骨材，30mm の普通粗骨材化率の試験体は，材齢 1 日まで 20℃の環境下で封かん養生を行を使用した。コンクリートの耐摩耗性は，流体エロージョン試った後に脱型し，標準水中養生を行った。なお，長さ・質量変

験（ASTM C1138）に準じて累積すり減り係数により評価した。

化率の試験体は材齢 7 日に基長を測定し，ダイヤルゲージ法に

流体エロージョン試験とは，円筒状の容器の中にφ300×より測定を行った。また，ひび割れ抵抗性を確認するための拘110mm の供試体を設置し，砂利を模擬した直径 12.6～25.3mm

束試験の供試体は，型枠を脱型する材齢 7 日まで上面の湿布養の計 70 個の鋼球を水中で回転させ，供試体上面の単位面積あ生を行い，脱型後，拘束形鋼に設置したワイヤストレインゲー

たりのすり減り量（以下，すり減り係数と称す）を最大 72 時間

ジにより，コンクリートに生じるひずみを計測した。
3.5.2 実験結果および考察まで測定するものである。
3.4.2 実験結果および考察

a) 自己収縮

図-12 にコンクリートの圧縮強度と 72 時間後の累積すり減

図-13 にコンクリートの自己収縮ひずみの経時変化を示す。

り係数の関係を示す。モルタル（◆◇印）の試験結果に着目す
ると，同じ配合でも使用する骨材の種類によって強度差が生じたものの，累積すり減り係数との関係では骨材の種類に因らず高い相関が認められた。一方，コンクリートでは，全体的にモルタルより累積すり減り係数が小さくなる，すなわち耐摩耗性が向上する傾向を示したが，骨材の種類や単位粗骨材容積によって圧縮強度と累積すり減り係数の関係が異なった。コンクリ

表-7 試験項目および方法
試験項目

試験条件等
養生条件：標準水中養生
試験材齢：1，3，7，28，91日
養生条件：同上
JIS A 1113
割裂引張強度
試験材齢：7，28，91日
埋込型ひず 自己収縮研究委員会報告書（JCI）の試験方法
自己収縮み計による に準拠
基長・乾燥開始材齢：7日
長さ・質量
JIS A 1129
変化率
養生条件：標準水中養生（材齢1～7日）
乾燥収縮
JIS A 1151 試験体数：3体/配合
ひずみ（拘束）圧縮強度

試験方法

JIS A 1108

ートの耐摩耗性は，珊瑚骨材（CA）のほうが普通骨材（NA）

表-6 コンクリートの配合
No.

記号

W/C
(%)

1
2
3

SW-CA
SW-NA
TW-NA

45

単位粗骨
材容積
(%)
(m3/m3)
0.315
50.8
52.0
0.315
49.7
0.330
s/a

上水
TW
―
―
175

混和剤 (C×%)
単位量 (kg/m3)
海水 セメント 陸砂 珊瑚砕砂 砕石 珊瑚砕石
Ad1
SW
C
NS
CS
NG
CG
185
411
―
845
―
756
1.25
175
389
880
―
828
―
1.10
―
389
848
―
878
―
1.45

- 12 -

普通骨材を用いた場合，海水配合（SW-NA）の自己収縮ひずみ

コンクリートでは，自己収縮ひずみが膨張側を推移することがが，上水道水配合（TW-NA）のものに比べて 200（×10-6）程度ある。これは，骨材内部の空隙を満たす水が，セメントの水和

大きくなった。これは，練混ぜ水に海水を使用するとセメントが進行する過程で徐々にセメントペーストに滲み出すという内の水和反応が促進され，セメントペーストの自己乾燥に伴う体部養生の効果により，ペーストの湿度が相対的に高まることが積減少が大きくなったためと推察される。一方，珊瑚骨材を用一因とも考察されている 13)。

いた配合（SW- CA）では，同じ海水で練混ぜを行ったにもかかb) 乾燥収縮わらず，自己収縮ひずみの値が負となる，すなわち膨張側を推図-14 にコンクリートの長さ変化率の経時変化を，図-15 に移する傾向を示した。既往の研究によると，珊瑚骨材と同

11-13)

様に内部の空隙が多く，吸水率の大きい人工軽量骨材を用いた

質量変化率と長さ変化率の関係を示す。これらの図より，珊瑚骨材を用いた配合（SW-CA）は，普通骨材を用いた配合（SWNA，TW-NA）に比べて質量変化率は大きくなるものの，長さ変化率は小さくなり，乾燥収縮が抑制されることが示唆された。
これは，前述した自己収縮の影響も含まれると考えられるが，既往の研究 13)によれば，骨材自体の収縮特性の違いが起因した可能性もある（骨材自体の収縮特性については後述する）。

図-13 自己収縮ひずみの経時変化a）SW-CA図-14 長さ変化率の経時変化b）SW-NAc）TW-NA

図-15 質量変化率と長さ変化率の関係

図-16 材齢と収縮応力の関係- 13 -

c) ひび割れ抵抗性d) コンクリートの体積変化に関する考察

図-16 に拘束を受けたコンクリートの乾燥に伴う収縮応力の以上のように，骨材の違いによってコンクリートの体積変化

経時変化を示す。なお，収縮応力は，ワイヤストレインゲージの傾向が大きく異なることが明らかとなった。そこで，ここでにより計測した拘束形鋼のひずみから，コンクリートと形鋼にはその要因を推定するため，骨材の空隙構造の評価および骨材

はたらく力のつりあい関係をもとに算定した値である。普通骨単体の体積変化の挙動と，コンクリート中の骨材近傍の組織に材を用いた場合，上水道水配合（TW-NA）は乾燥開始から 3～

ついて確認を行った。

8 日程度で，海水配合（SW-NA）は 3～15 日程度でそれぞれひ2 章で示したように，珊瑚骨材は粒子間で空隙構造に違いはび割れが発生（収縮応力が解放されて 0N/mm となった時点）あるものの，総じて多くの空隙を有している。内部に空隙を有し，後者のほうが，若干ひび割れ抵抗性が向上する結果となっする骨材の一つとして人工軽量骨材がある。
人工軽量骨材には，た。一方，珊瑚骨材を用いた配合（SW-CA）は，他の配合に比40 nm 以下の空隙において，一般的な骨材（砂岩砕石等）ではべてコンクリートに作用する収縮応力が小さく，乾燥開始から認められないインクボトル空隙（ボトルネック構造で水分の移51 日後，3 供試体のうち 1 体にひび割れが認められた。珊瑚骨動が抑制される空隙）が存在すると報告されている 14）。本研究材を用いた配合の収縮応力の低下については，前述した自己収では，珊瑚骨材におけるインクボトル空隙の有無を確認すべく，

2

縮や乾燥収縮が小さくなる特性からも想定できる結果といえる。 既往の文献 14）を参考に水銀漸次繰返し圧入法による試験を行った。試料には 5 mm 程度に粉砕した珊瑚粗骨材を用い，表-8
表-8 圧入圧力と換算空隙径

過程
1
2
3
4
5
6

圧入圧力（MPa）［換算空隙直径（μm）］
0.04［33］ → 1［1.1］
0.3［3.9］ → 4［0.32］
0.3［3.9］ → 13［0.1］
0.3［3.9］ → 19［0.07］
0.3［3.9］ → 31［0.04］
0.3［3.9］ → 58［0.02］に示す圧入過程で水銀圧入式ポロシメータにより細孔径分布を測定した。
図-17 に累計空隙曲線を，図-18 に各圧入段階における累計空隙曲線の比較を示す。図-18 は，図-17 の圧入曲線の 4 μmにおける圧入量が 0 となるように曲線を水平移動させたものであり，圧入曲線の重複部が連続空隙，分岐部がインクボトル空隙を意味する。図より，圧入曲線に分岐部が認められ，珊瑚骨材にもインクボトル空隙が存在することを示唆する結果となったが，その空隙量（図-18 の分岐線の上端値）は 0.02 cm3/cm3 であり，既往の人工軽量骨材の空隙量に比べると 1/10 程度であった。
以上のように，珊瑚骨材には微細なものから粗大なものまで，幅広い径の空隙が多く存在しており，かつインクボトル空隙を

図-17 累計空隙曲線
NG：普通

CG：珊瑚

写真-3 骨材のひずみ測定

図-18 各圧入段階の累計空隙曲線

写真-4 粗骨材の設置状況- 14 -

a）珊瑚粗骨材a）乾燥環境b）普通粗骨材
図-20 粗骨材の観察像a）珊瑚細骨材b）コンクリート中
図-19 骨材ひずみの経時変化有することが分かった。
骨材の体積変化は，山田らの研究 15)を参考に，径が 20 mm 程
度，吸水率が平均値程度の粗骨材を対象に，珊瑚粗骨材（CG）

b）普通細骨材と普通粗骨材（NG）で比較した。写真-3 に示すとおり，骨材の図-21 細骨材の観察像

一部を研磨した後，防水処理を施したひずみゲージを設置してこれらの傾向は，前述したコンクリートの自己収縮や乾燥収

粗骨材単体のひずみを測定した。これらの粗骨材は，24 時間以縮の結果に合致する。本検討では，粗骨材の挙動についてのみ

上吸水させて表乾状態にした後，20℃60%R.H.の雰囲気で乾燥しか評価できず，
細骨材の影響を加味した評価が必要であるが，させたものと，自己収縮供試体と同じ方法で作製したコンクリ

コンクリートの体積変化の差異の一因として，粗骨材の体積変ート中に，写真-4 のように設置したものの 2 ケースとした。な化の違いが影響していたことが考えられる。すなわち，珊瑚粗お，コンクリートの配合は表-6 に示した No.1 および No.2 を用骨材の体積変化量は普通粗骨材に比べて小さいため，それを用いた。

いたコンクリートの体積変化も小さくなると考えられる。コン

乾燥環境およびコンクリート中における粗骨材のひずみの経

クリート中で珊瑚粗骨材が膨張するメカニズムは明らかでない

時変化を図-19 に示す。まず，珊瑚粗骨材の収縮ひずみは，乾が，例えば，前述のように，人工軽量骨材と同じようなインク

燥環境において，普通粗骨材に比べて著しく小さくなる傾向を

ボトル空隙を有する細骨材の内部養生効果により，モルタルの示した。特に，珊瑚骨材の場合は，乾燥初期において若干膨張

湿度が相対的に増加し，この湿度増加が粗骨材の体積変化に影する傾向が確認され，その後収縮側へ転じたが，ふつう粗骨材

響を与えた可能性が考えられる。なお，上記のコンクリートのの挙動と比較すると明らかに小さいひずみであった。一方で，供試体について，試験終了後（材齢約 15 週）に内部のコンクリ

コンクリート中でのひずみは，骨材によりばらつきがあるもの

ート片を採取して含水率を測定した結果，珊瑚骨材を用いた場の，普通骨材のひずみはやや収縮側に推移したのに対し，珊瑚合が 6.9%，普通骨材を用いた場合が 5.0%であり，珊瑚骨材を骨材のひずみはやや膨張側を推移した。

用いたコンクリートのほうが高かった。
- 15 -

また，上記供試体中の骨材近傍の組織について，走査型電子顕微鏡（SEM）による観察を行った。普通細・粗骨材と珊瑚細・粗骨材の反射電子像を，それぞれ図-20，図-21 に示す。珊瑚粗骨材の一部に水の出入り等に起因した粗な部分が見受けられたものの，全体的には骨材界面やその近傍の組織に明確な違いは見られず，骨材の種類の違いによる影響は認められなかった。
3.6 熱的性質
3.6.1 実験概要
コンクリートの配合は，表-6 の配合を用いた。コンクリート

図-22 熱膨張係数試験の温度履歴の熱的性質を把握するため，熱膨張係数，熱伝導率，熱拡散率
および断熱温度上昇量を確認した。
熱膨張係数は，φ100×200mm のコンクリートの中心部に埋込み型ひずみ計を設置して測定した。
コンクリートの打込み後，雰囲気温度を 20℃→60℃→20℃と変化させ，この温度上昇・降下サイクルを最大 4 サイクルまで与えた。なお，上昇・降下はそれぞれ 1.5 日かけて行い，60℃または 20℃に達する毎に 1.0日の恒温期間を設けた。試験体周囲の温度履歴を図-22 に示す。
熱伝導率は，100×100×400mm のコンクリート供験体に加熱線の付いたプローブを押しあて，この時の供試体の温度上昇と

写真-5 熱伝導率の測定状況

時間の関係を演算して，熱伝導率を算出した。1 供試体あたり

表-9 熱膨張係数

10 箇所の測定を行い，その平均値を熱伝導率とした。熱伝導率

サイクルの測定状況を写真-5 に示す。熱拡散率は，材齢 28 日までφ100

1
2
3
4

×200 mm の円柱供試体を標準養生した後，60℃の恒温水槽に移し，供試体中心温度が水温と同一になり供試体内部に温度勾

SW-CA
上昇時
降下時
5.3
9.4
5.3
5.5
5.4
5.7
5.9
5.5

SW-NA
上昇時
降下時
12.3
2.0
12.7
13.9
13.9
14.5
14.6
14.2

TW-NA
上昇時
降下時
3.5
10.0
9.7
11.4
10.8
12.2
11.6
-

配が生じない状態になった時点で，直ちに 20 ℃の定常冷水中に移動し，供試体中心温度及び水槽温度を 2 分間隔で 60 分間測定した。測定時間毎に熱拡散率を求め，測定時間 20～60 分の測定値の平均値を熱拡散率とした。断熱温度上昇量試験については，試験機には空気循環式試験機を使用し，コンクリートを円筒形容器（容積約 55 ℓ）に打ち込んだ後，ヒータを制御することでコンクリートを擬似的な断熱状態に保ち，コンクリート
中心部の上昇温度が定常状態になるまで測定を行った。
3.6.2 実験結果および考察
a) 熱膨張係数
表-9，図-23 に各配合のコンクリート温度とひずみの関係を求め，その上昇・下降勾配から算出した熱膨張係数を示す。なお，熱膨張係数の算出にあたっては，温度変化が不安定な期間の影響を除外するために，25℃から 55℃までの範囲を対象とし

図-23 熱膨張係数の推移

た。また，1 サイクル目の温度上昇時から算出した値は，明らかにコンクリート自体が硬化しておらず，ひずみ計とコンクリ

量骨材を用いたコンクリートの熱膨張係数は普通骨材のコンクートが一体化していない等の影響が含まれていると考えられるリートに比べて小さく，6～9 μ/℃といわれている。本研究でため，本研究では，値が概ね安定した 2 サイクル目以降の結果得られた珊瑚骨材の値も人工軽量骨材の値と概ね同等の結果でにより評価した。普通骨材の配合（SW-NA）の熱膨張係数は 14あり，骨材内部の空隙構造が影響を及ぼしたものと推察される。

μ/℃程度となり，コンクリート標準示方書等に示される値（高b) 熱伝導率，熱拡散率および比熱

炉 B 種：12 μ/℃）に比べてやや大きな値を示した。一方，珊

表-10 に各試験の測定結果を示す。
珊瑚骨材の配合（SW-CA）

瑚骨材の配合（SW-CA）は，SW-NA に比べて値が大幅に小さはコンクリート標準示方書に示されている普通骨材のコンクリ

くなり，6 μ/℃程度であった。既往の文献 によると，人工軽ートに比べて，熱が伝わりにくい特徴を有することが示唆され

16)- 16 -

表-10 試験結果一覧

表-11 コンクリートの配合

試験項目

SW-CA

SW-NA

熱拡散率 (m/h)

0.00159-

熱伝導率 (W/mK)

1.29

2.7※

密度 (g/cm3)

2.197

2.282

比熱 (kJ/kgK)

1.3

1.16※

断熱温度上昇量54.4 (1-exp(-1.08t))
3

C=411kg/m

53.8 (1-exp(-1.18t))

表-12 骨材の物性

C=386kg/m3※コンクリート標準示方書よりを用いたコンクリートと同等の断熱温度上昇特性を有し，さらに熱膨張係数が小さくなるため，マスコンクリートに活用する
場合は温度応力が低減し，有利になるものと考えられる。
3.7 塩分浸透性 17）
塩化物イオン濃度分布より求めた見かけの拡散係数 Dap と図-24 断熱温度上昇量の経時変化

W/C の関係を図-25 に示す。なお，コンクリートの空隙率，普通骨材を用いたコンクリートの Dap 18）およびコンクリート標準
示方書 19)の Dk も図中に示した。珊瑚骨材は空隙が非常に多いにもかかわらず，珊瑚骨材を用いたコンクリートの Dap は Dk
を下回っており，また，普通骨材コンクリートと同程度以下の値を示した。
なお，再生骨材のように空隙の多い（吸水率の大きい）骨材の場合に，塩分浸透抵抗性が改善されるという報告がある 20)。
また，再生骨材の場合に，高炉セメントの使用による塩分浸透抵抗性の改善効果が大きいという報告も多い 21)，22)。このように
塩分浸透抵抗性が改善された理由としては，骨材内の水による自己養生効果により骨材周辺の遷移帯の組織が改善されたこと

図-25

W/C と Dap の関係 17）や高炉セメントの使用が考えられるが今後より微視的な評価が必要と考えられる。

た。
c) 断熱温度上昇量

3.8 コンクリート梁の力学特性

図-24 にコンクリートの断熱温度上昇量の経時変化を示す。

3.8.1 実験概要

珊瑚骨材の配合（SW-CA）では単位セメントが多いため，温度

自己充填性を付与したコンクリートを実際に使用する場合，上昇量の大きくなることが想定されたが，本研究の範囲では，

その力学特性の把握が必要である。また，厳しい塩害環境下に珊瑚骨材の配合（SW-CA）と普通骨材の配合（SW-NA）の温度

おいて構造部材として利用するには，普通鋼材（炭素鋼）に代履歴はほぼ同等であった。一般的に，コンクリートの温度上昇

わる防食性の高い補強材の利用が必要である。そこで，ここで量は熱容量（比熱と質量の積）に反比例するといわれている 12)。

は，ステンレス鉄筋と海水および珊瑚骨材を用いたコンクリー

表-10 に示したように，SW-CA は SW-NA に比べて比熱が大きトで構成されたコンクリート梁の曲げ載荷試験を実施し，普通

く熱容量が大きかったため，これに起因する温度上昇量の低下

骨材を用いたコンクリート梁と力学特性について比較した。

が，単位セメント量の増加に伴う温度上昇量の増加と相殺し，表-11 にコンクリートの配合を，表-12 に骨材の主な物性値

結果的に断熱温度上昇量が同等になったものと推察される。

を示す。SW-CA は海水および珊瑚骨材を用いた配合で，SW-NA

以上のように，珊瑚骨材を用いたコンクリートは，普通骨材

は海水および普通骨材（大井川水系産陸砂，青梅産硬質砂岩砕- 17 -

図-26 試験体概要（左：a/d=3.3，中：a/d=2.0，右：断面）表-14 実験値と計算値の比較

Opening displacement (mm)Bending moment (kN・m)

表-13 コンクリートの強度特性

Bending failure type
Maximum stress
Rebar yield
Cracking

Calculation

Average

Rebar strain (μ)
Displacement (mm)

図-29 開口変位と鉄筋ひずみの関係

図-27 曲げモーメントと変位の関係行った。試験体に用いたステンレス鉄筋（SUS410-SD345），圧縮鉄筋およびは，引張鉄筋に D19（0.2%耐力 387 N/mm2）

Share failure type

せん断補強鉄筋に D13（0.2%耐力 420 N/mm2）とした。載荷試
験における計測項目は，荷重，梁中央変位，鉄筋ひずみとしLoad (kN)Maximum load

た。なお，曲げ破壊先行型試験体（図-26 左）においては，曲Rebar yield

げモーメント一定区間の試験体下面にパイ型変位計を設置し，ひび割れの開口変位（以下，開口変位）を計測した。
3.8.2 実験結果および考察
表-13 に管理供試体による強度試験結果を示す。なお，供試体は梁試験体と同じ条件で養生し（型枠脱型材齢 21 日），強度

Displacement (mm)

試験は載荷試験と同日に行った。破壊エネルギーの値から，SWCA のひび割れ抵抗性は SW-NA に比べて劣ることが確認され石）を用いた配合とした。水セメント比は 45.0%，単位粗骨材

た。

3/m3 で一定とし，スランプフロー600±50 mm，空図-27 に曲げ破壊先行型試験体による曲げモーメントと変位

気量 4.5±1.0%となるように，単位水量および単位混和剤量をの関係を，図-28 にせん断破壊先行型試験体による荷重と変位調整した。

の関係を示す。なお，すべての試験体において，圧縮縁のコン

量は 0.315 m

図-26 に試験体の概要を示す。本検討では，せん断スパン比

クリートが圧壊して終局に至った。SW-CA の最大モーメントおa/d の異なる 2 種類の試験体（曲げ破壊先行型 a/d = 3.3，せん

よび最大荷重は SW-NA に比べて若干小さく，また最大荷重時

断破壊先行型 a/d = 2.0）を各配合 1 体製作し，曲げ載荷試験をの変位量も小さかった。この結果から，SW-CA の変形性能は- 18 -

SW-NA に比べて劣ると考えられる。しかし，SW-CA と SW-NAに伴うフレッシュ性状の変化が懸念されるため，コンクリ

は同じような挙動を示しており，珊瑚骨材を用いた場合でも，ートをポンプ圧送により打ち込む場合は留意が必要であ

普通骨材を用いたコンクリート梁と同程度の力学特性を有するる。

と考えられる。なお，載荷中の SW-CA の曲げひび割れや斜め(2) 本実験の範囲内では，珊瑚骨材による顕著なコンクリート

せん断ひび割れは分散して発生し，SW-NA も同様であった。

の強度発現性に対する影響は確認されなかった。これは，参考文献 23)の断面破壊の照査式により算定した計算値（設

今回使用した珊瑚骨材の強度が，普通骨材よりは小さいも計断面耐力）と実験値の比較を表-14 に示す。実験値は計算値のの，セメントペースト部の強度と比較して同程度あるいよりも大きい値となっており，既往の計算式により設計断面耐は高かったためと推察された。したがって，より高強度の力を算定できることが確認された。

コンクリートを製造する場合あるいは珊瑚骨材の強度が

図-29 に曲げ破壊先行型試験体による開口変位と引張鉄筋ひ著しく小さい場合においては注意が必要である。

ずみの関係（SW-CA）を示す。なお，参考文献 23)の式により(3) 練混ぜ水に海水を用いたコンクリートの自己収縮は，上水算定した曲げひび割れ幅の計算値を図中に併記した。また，設

道水を用いた場合に比べて増加するが，珊瑚骨材を併用す置したパイ型変位計 11 台のうち，引張鉄筋ひずみが 977 μ（計ることで抑制できる傾向にあった。また，乾燥収縮も，普算上ひび割れ幅 0.2 mm となるひずみ）に到達するまでに開口

通骨材を用いた場合に比べて小さくなり，拘束が作用した変位が計測された 6 台の平均値も併記した。鋼材腐食に対するときのひび割れは，発生するまでの期間が長くなる。珊瑚（=0.005c（c:かぶり））
ひび割れ幅の限界値の目安 である 0.2mm

骨材を用いたコンクリートの収縮が普通骨材に比べて小以下においては，若干ばらつきはあるものの，既往の計算式にさくなる現象は，珊瑚骨材自体の体積変化の差異が起因しより曲げひび割れ幅を推定できると考えられる。

ている可能性がある。

24)以上の結果から，珊瑚骨材を用いたコンクリート梁は，普通(4) 練混ぜ水に海水を用いたコンクリートの熱膨張係数は，上骨材コンクリート梁とほぼ同程度の力学特性を有していること

水道水を用いた場合に比べて若干大きくなるが，珊瑚骨材が確認された。また，設計断面耐力および曲げひび割れ幅の算を併用することにより，人工軽量骨材と同様に小さくなる。

定にあたっては，既往の計算式を用いることが可能であると考また，普通骨材を用いた場合に比べて熱伝導率や熱拡散率えられる。

は小さく，比熱は若干大きくなるが，断熱温度上昇量については，本研究の範囲では骨材の種類の違いによる明確な3.9 まとめ

差は認められなかった。

南鳥島産の珊瑚骨材および海水を用い，かつ自己充填性を付(5) 珊瑚骨材を用いたコンクリート梁は，普通骨材コンクリー

与したコンクリートの諸特性について検討した結果，以下の事

ト梁とほぼ同程度の力学特性を有していることが確認さ項が明らかとなった。

れた。また，設計断面耐力および曲げひび割れ幅の算定に(1) 適度な粘性を有する本研究の自己充填型コンクリートへあたっては，既往の計算式を用いることが可能であると考適用する限りでは，所要の流動性や間隙通過性を確保できえられる。

る。ただし，普通骨材を用いた場合に比べて加圧ブリーデ
ィング試験における脱水量が少なくなり，骨材の加圧吸水

なお，耐摩耗性，塩化物イオン抵抗性については，他文献で得られた知見を本文中に整理した。

- 19 -

4. 海洋環境に長期暴露後のコンクリート特性

沖縄産珊瑚骨材の物理的特性 1)

表-15

a)細骨材
4.1 はじめに表記

珊瑚骨材の利用に関して，これまで長期的な耐久性に関する検討は希少である。一方で，沖縄産の珊瑚骨材を用宮古

いたコンクリートの海洋暴露試験が 1976 年より開始されている 1)。本研究では，この試験体の追跡調査（暴露約 44

中南部年後）を行い，海水が作用する環境での長期挙動（耐海水

伊是名性）の評価を行った。

石垣
普通

4.2 試験体概要

種類

表乾密度
3
(g/cm )

吸水
率(%)

粗粒
率

実積
率(%)

塩分
含有量
(%)

2.40

6.85

2.86

58.5

0.01

2.45

5.78

2.33

52.0

0.00

2.45

6.70

1.99

56.9

0.00

2.40

6.70

2.87

57.2

0.00

2.58

2.81

2.93

65.3

-

海砂
（石灰岩）
陸砂
（千枚岩）
海砂
（石灰岩）
海砂
（石灰岩）
川砂

*灰色で示した骨材のみ岩種が石灰岩ではない。

4.2.1 骨材特性使用された骨材の物理的特性を表-15 に示す。供試体にb)粗骨材使用された骨材は沖縄産の骨材である。細骨材については，3 章で示した南鳥島産の場合と同様，総じて，細骨材

表記の表乾密度は低く，吸水率は高いものであった。特に，普宮古通骨材の吸水率が 2.81 %であったのに対し，珊瑚細骨材

中南部の吸水率は 5~7 %程度であった。粗骨材については，元の本部

岩石種によって大きく異なり，本部，石垣（古生層石灰岩）

石垣の珊瑚粗骨材は普通骨材より表乾密度が高く，吸水率が

普通

種類

最大
寸法
(mm)

表乾
密度
(g/cm3 )

吸水
率(%)

粗粒
率

実積
率(%)

25

2.46

2.74

7.46

55.6

9.0

28.0

40

2.41

3.99

7.35

54.8

24.0

29.5

40

2.72

0.12

7.26

56.0

2.0

24.0

25

2.70

0.54

6.96

55.1

8.2

29.0

25

2.69

1.75

6.82

64.3

-

-

琉球
石灰岩
琉球
石灰岩
古生層
石灰岩
古生層
石灰岩
川砂利

安定性
すりへり
損失量
減量(%)
(%)

低い。一方，宮古および中南部（琉球石灰岩）の粗骨材は，表乾密度が低く，吸水率が高い。

表-16

4.2.2 配合および供試体形状
表-16 に 1976 年当時に製造された供試体の配合を示す。
当時の研究の目的としては，珊瑚骨材（沖縄産）を使用し表記(組合せ)Gmax セメント W/C

W

C

S

G

普通
(川砂-川砂利)

41.4

128

309

592

1333

46.8

148

316

554

1360

38.1

131

343

657

1095

44.5

126

283

643

1073

54.2

133

245

684

1141

44.5

126

283

643

1073

39.4

139

352

588

1245

43.4

132

304

618

1287

56.5

143

253

621

1311

42.4

138

325

661

1373

42.2

144

341

638

1191

47.9

141

294

655

1220

60.9

148

243

663

1237

62.5

170

272

631

1007

宮古
(宮古島海砂-砕石)

たコンクリートの諸特性に及ぼすセメント量の影響に着目して実施された。このため，セメント量が 250，300，

25

25

350kg/m3 付近となるように配合選定がなされている 1)。ま伊是名-本部(伊是名島海砂-本部砕石）ている。このため，使用した骨材種類によって異なる水セ

N

40

N
BB

メント比となっている点に注意が必要である。供試体寸
法はφ150 mm×300 mm であり，表-16 の灰色で示した配合を対象として調査を実施し，1 配合につき 3 体ずつの供試体を用いた。
4.2.3

N

BB

た，目標スランプ 12±2cm となるように配合が選定され

暴露環境，期間配合

石垣(石垣島海砂-砕
石)

25

中南部
(中南部海砂-砕
石)

40

N

N

*灰色で示した配合が今回調査で用いた供試体である。

供試体は港湾空港技術研究所の長期暴露試験施設において暴露された。環境としては「海中部」と「干満部」で4.3 外観観察ある。海中部は久里浜湾から採取した海水中に浸漬した。

調査を実施するにあたって，目視により外観観察を行

また，干満部は 1 日 2 回約 6 時間の海水浸漬および乾燥った。特に，一部の供試体は写真-6 の右に示すように，を繰返す環境であった。これらの供試体は，44 年間（た供試体の端部に欠損がみられた。表-17 に端部欠損が顕著

だし，暴露期間中に 2 年程度中断期間あり）同環境に暴露な試験体個数の割合を示す。普通骨材を用いた場合，いずされていた。なお，養生に関しては，材齢 1 日で脱型後にれもセメントとして普通ポルトランドセメントが用いら

屋外養生との記録があり 1)，初期の養生は十分ではなかっ

れているが，干満部および海中部のいずれに暴露した供た可能性がある。

試体においても端部に顕著な欠損は確認できなかった。
一方で，
「宮古」，
「伊是名-本部」の骨材を用いた場合，普- 20 -

写真-6 試験体外観表-17端部欠損が顕著な試験体個数の割合

表記(組合せ)Gmax セメント

W/C

普通(川砂-川砂利)

25

41.4

宮古
(宮古島海砂-砕石)

25

伊是名-本部(伊是名島海砂本部砕石）

N
N
BB
N

40

BB

端部劣化の有無干満

宮古普通

伊是名-本部

海中無(0/3) 無(0/3)

44.5

1/3

54.2

1/3

44.5

1/3

無(0/3) 無(0/3)

43.4

1/3

56.5

1/3

42.4

無(0/3)

写真-7

無(0/3)

切断後の供試体の様子れており，海洋環境で長期間使用する際には注意が必要である。

Ultra pulse velocity (km/s)

5

ここで，南鳥島（熱帯（サバナ気候））の海上大気中で 50 年以上存在していた，珊瑚骨材を用いたコンクリ

4ート構造物において，コンクリート表面から深部方向へ
Coral aggregate concrete・more than 50 years old
・Hot climate
・Marine atmosphere3

超音波伝搬速度を計測した事例を図-3025)に示す。この結果によると，表層から深さ 60cm 程度の範囲まで同様な

Y-1(28.6, 2.29)

超音波伝搬速度の値を示していた。超音波伝搬速度と弾Y-2(34.9, 2.27)性係数や強度などの力学的性質の間には正相関があるこ

Y-3(31.5, 2.28)2とが知られており，調査対象のコンクリートの力学的性

0

10

20

30

40

50

60

70

質は表層から内部まで一様であることが推測される。一Distance from surface (cm)

般に，海水が作用するコンクリートの劣化は，海水が供給される表層から内部に向かい，徐々に進行すると考え

図-30 50 年以上経過したコンクリートにおけるられる。上述のように，表層から内部まで超音波伝搬速

超音波伝搬速度分布の一例 23)

度が均一ということは，調査対象のコンクリートにおいて，海水が作用することによる変質は，顕著には進行し

通ポルトランドセメントを用いた場合に，顕著な欠損部ていなかったと推測される。よって，珊瑚骨材を用いたが 1/3 の供試体で認められた。一方，セメントとして高炉

コンクリートの場合においても配合や環境によっては，セメントを用いた場合，いずれも端部欠損は見られなか今回の暴露供試体で見られたような端部での欠損が確認った。この原因については，現状不明確であるが，(1)海水されない場合も考えられ，その原因の特定が必要であるの作用による硬化体の変質，(2)暴露期間中の供試体の移と考えられる。

動による端部の欠損，(3)セメントや骨材などの使用材料の影響などが考えられ，今後メカニズムの解明が必要で4.4 圧縮強度ある。特に，3.3 に示したように，配合によっては，珊瑚

4.4.1 端部損傷部の除去

骨材を使用したコンクリートの方が普通骨材を使用した

先に示したように，今回使用した供試体は一部の供試場合と比較して，耐摩耗性が若干低下する場合も確認さ体の端部において著しい欠損が確認された。この影響は，- 21 -

Compressive strength taken2)from coresample φ125 (N/mm2)
圧縮強度:内部コアφ125(N/mm
図-31

図-31 は「端部を切断後，直径 150 の供試体に対して試80験を実施した場合（圧縮強度：φ150 と表記）
」と「内部

70

から直径 125 コアを採取した供試体に対し試験を実施し60た場合（圧縮強度：内部コアφ125 と表記）」の結果を比50

較したものである。これによると，両者の圧縮強度は寸法40

効果の影響を考慮する必要があるが，概ね同程度であっ普通
Normal30た。一般に寸法効果の影響を考慮すると，小さい供試体

Miyako宮古

20（φ125 mm）の方が大きい供試体（φ150 mm）と比較し本部
Motobu100て，圧縮強度が高くなると考えられる。一方，φ150mm の供試体において，側面のコンクリートが海水の作用を受
0

10

20

30

40

50

60

70

80

けて変質し，その影響が圧縮強度に表れた場合，内部から圧縮強度:φ150
strength(N/mm
φ1502) (N/mm2)
Compressive

コア採取したφ125 mm の供試体の方が高い圧縮強度が得られると考えられる。すわなち，供試体寸法および側面の

内部コア強度との比較（44 年暴露後）変質の影響が現れた場合，
φ125 mm の供試体の方がφ150mm の供試体と比較して，圧縮強度が高くなる傾向となる。
外観目視においては確認されなくても，内部で脆弱部がしかしながら，図-30 の結果を見ると両者の圧縮強度はほ生じている可能性が考えられ，そのままの状態で圧縮強ぼ同程度であり，本試験においては，寸法効果および側面度試験を実施すると適切な評価が困難と考えられた。その変質が圧縮強度に及ぼす影響は小さいと判断できる。

のため，圧縮強度試験においては，写真-6 に示したよう

また，今回の結果を鑑みると，端部の約 20 mm の部分をな端部での欠損の影響を排除するため，すべての供試体除去することにより適切な圧縮強度が得られていること

において上下端を 20 mm 程度ずつ切断した後に試験を実から，44 年間の海洋環境暴露により，供試体の端部に欠施した(写真-7 参照)。また，供試体の側面においても，同損が確認されたが，その範囲は 20 mm 以内の端部のみで様な欠損が生じている可能性があるため，一部の供試体生じていると考えられ，その影響範囲は限定的と考えらにおいては内部からφ125ｍｍのコアを採取し試験に用れる。

いた（写真-7 左上参照）。

上記の検討結果を受けて，以下の考察においては，両端

なお，当時実施された材齢 28 日の圧縮強度試験では片部を切断した直径 150 mm の試験体の圧縮強度について

面，暴露 5 年および 10 年経過後の試験では両面にウッド整理する。

メタル（低溶融度のキャッピング剤）を用いて圧縮強度試

4.4.2

験が実施されている。特に暴露 5 年および 10 年経過後に

図-32 に圧縮強度の経時変化を示す。この結果から，何おいては，今回と同様の端部における欠損が懸念されるれの暴露環境および骨材種類についても，44 年間にわたが，今回実施したような端部の除去は行われていない。

る全体的な強度増進が確認される。一方で，暴露 5 年およ宮古 N N
44.5
Miyako44.5
Izena/Motobu
56.5
伊是名-本部 NN 56.5
Izena/Motobu
BB 42.4
42.4
伊是名-本部 BB

70
干満
Tidal

60
50
40
30
20
10
0

0

10

20

30

40

50

暴露期間(年）
Exposureperiod (year)

図-32

MiyakoN 54.2
宮古
N 44.5

Miyako44.5
宮古BBN44.5

Izena/MotobuNN43.4
43.4
伊是名-本部

伊是名-本部
Izena/MotobuBB
BB42.4
42.4

Normal
N 41.4
普通N 41.42)Compressive
strength (N/mm2)
圧縮強度(N/mm

2)
Compressive
strength (N/mm2)
圧縮強度(N/mm

宮古
N 54.2
MiyakoN 54.2
Miyako
44.5
宮古
BBBB
44.5
Izena/MotobuNN43.4
43.4
伊是名-本部
Normal
N 41.4
普通N 41.4

圧縮強度の経時変化

70
海中Submerged

60
50
40
30
20
10
0

0

10

20

30

40

暴露期間(年）
Exposureperiod (year)

圧縮強度の経時変化（φ150mm の場合）
- 22 -

50

60

28 days
28日

50

44 years
44年
干満Tidal

40

44年
海中Submerged
44 years

Ratio of 強度比(44年/28日)
compressive strength2)Compressive
strength (N/mm2)
圧縮強度(N/mm

70

30
20
10
0

54.2

44.5
N

44.5
BB

宮古-宮古砕石
Miyako-Miyako(6.85-2.74)(6.85-2.74)

56.5

43.4

42.4

N

BB

伊是名-本部
Izena-Motobu(6.70-0.12)(6.70-0.12)

41.4

2.0
1.8
1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6

54.2

44.5

44.5

N

N

宮古-宮古砕石
Miyako-Miyako(6.85-2.74)(6.85-2.74)

川砂-川
River
sand
砂利
and
stone
(2.81(2.81-1.75)

56.5

43.4

BB

N

41.4

BB

N

伊是名-本部
Izena-Motobu(6.70-0.12)(6.70-0.12)

川砂-川
River
sand
砂利
and
stone
(2.81(2.81-1.75)
1.75)

1.75)

図-33

42.4

圧縮強度（φ150mm の場合）

図-34

圧縮強度比（44 年/28 日）

宮古 N 44.5
宮古BB 44.5B 44.5
▲ Miyako
N 44.5△ Miyako
43.4 伊是名-本部□ Izena/Motobu■ Izena/Motobu
伊是名-本部 N N
43.4
BB 42.4BB 42.4
N 41.4● Normal
普通 N 41.4

び暴露 10 年の圧縮強度に関しては一部の圧縮強度が低下
している場合もある。前述したように，過去に実施された供試体の圧縮強度試験においては，端部は切除せずキャ
5 年および暴露 10 年の圧縮強度の結果には，円柱試験体端部の欠損の影響が含まれている可能性も否定できない。
そのため，端部欠損の影響が現れていない材齢 28 日の圧縮強度と今回実施した暴露 44 年経過後の圧縮強度に着目して以下考察を加える。
図-33 に材齢 28 日と暴露 44 年経過後の圧縮強度を，図-34 に両者の圧縮強度比（44 年/28 日）を示す。この結果，すべての供試体において，44 年間の暴露により強度の増進が確認される。ただし，これらの供試体はセメント種類，

Ratio圧縮強度比(44年/28日)
of compressive strength2

ッピングにより圧縮試験を実施している。そのため，暴露

1.5

1

0.5

0

1.5

水セメント比，骨材種類がそれぞれ異なる。このため，直

1.7

1.9

2.1

2.3

2.5

セメント水比Cementwater ratio

接的に材料，配合の比較が難しい。それを踏まえた上で，以下に各要因が圧縮強度に及ぼす影響を考察する。

図-35

圧縮強度比とセメント水比の関係(1) セメント種類の影響
普通骨材の場合は普通ポルトランドセメントのみのた(2) セメント水比の影響

め，ここでは珊瑚骨材を使用した場合のみ比較する。普通

図-35 に圧縮強度比とセメント水比の関係を示す。このポルトランドセメントと高炉セメントを比較すると，44

結果から，全体的にセメント水比の上昇に伴い，圧縮強度年間暴露した供試体の圧縮強度は，使用した骨材種類に比が高くなる，すなわち長期の強度増進が進むことが伺

よらず，高炉セメントを使用した方が強度の増進が顕著える。一般に，セメント水比が長期的な強度増進に及ぼすであった。一般に，混和材を用いたコンクリートでは長期

影響は，セメント水比が大きいほうが，強度増進が小さくの水和が期待でき，珊瑚骨材を用いた場合も高炉セメンなると考えられる。これは，セメント水比が高いことで，

トを使用した方が長期的なコンクリートの品質としては

初期強度発現（ここでは 28 日強度）が高くなり，強度の有利と考えられる。このことは，4.3 で示したように端部値としては高くなるが，増進の幅は抑えられる。しかしなの欠損が高炉セメントを使用した場合に確認されなかっがら，今回得られた結果は，上記の傾向と異なった。このたことからも言及できる。したがって，長期間の利用を考理由として，先にも示したように，初期の養生が十分でなえた場合，高炉セメントを利用した方が有利と考えられかったことが考えられる。これらの供試体は材齢 1 日でる。

脱型後に屋外養生されており，初期養生は十分ではなか- 23 -

2)Compressive strengthof concrete(N/mm2)
圧縮強度(N/mm

った可能性がある。したがって，28 日後の圧縮強度が比較的低く，海洋環境に暴露されたことで，強度の増進が進み，特にその影響が高セメント水比で現れたと推察される。
(3) 骨材強度の影響
骨材種類に着目すると，普通骨材を使用した場合の方が沖縄骨材を使用した場合と比較して強度の増進が顕著である傾向が伺える。この理由の一つとして，骨材強度の影響が考えられる。図-36 に粗骨材強度（コア）と圧縮強度の関係を示す。なお，28 日強度に対し，粗骨材圧縮強度の最大・最小値および平均値を示した。両者には正の相

50
40
30
20
28日
28 days10

関があることを予想したが，相関は明確でなかった。特に暴露環境によらず，長期間海洋環境に暴露されても強度

044 years
Tidal
44年
干満
44 years
Submerged
44年
海中

20

30

40

W/C=42.2～44.5%
1日脱型→屋外養生

50

60

70

80

2)
2)
Compressive
strength of aggregate(N/mm
粗骨材圧縮強度（平均）
(N/mm

図-36

粗骨材圧縮強度と圧縮強度の関係

は 20～30 N/mm2 程度で一定となった。既往の文献 8)によResult of cement association

Compressive strength (N/mm2)

ると，コンクリートの圧縮強度は，モルタルの圧縮強度が
粗骨材の圧縮強度に比べて大きい場合，粗骨材の圧縮強度依に依存するが，モルタルの圧縮強度が粗骨材の圧縮強度に比べて小さい場合，粗骨材の圧縮強度の依存性は小さく頭打ちになると報告されている。今回の材齢 28 日
における圧縮強度に対しては，粗骨材の強度がモルタルの強度より強く，粗骨材の性能は圧縮強度には大きく寄NormalMiyakoMotobuTyunambu
Ishigaki

28 days

与しないが，材齢が長期になるに伴いモルタル部の強度が増進し，珊瑚骨材よりモルタル骨材の強度が高くなっ
Compressive strength (N/mm2)た可能性がある。
これに関して，さらに考察を加えるために，図-37 に材
齢 28 日と 44 年経過後の C/W と圧縮強度の関係を示す。
材齢 28 日の圧縮強度に関しては，同時期に製作された別の試験体の結果も示した。28 日時点の結果では，養生が十分でない影響が現れている可能性が高く，普通骨材の結果を含め当時（1979 年）のセメントを使用したコンク

NormalMiyakoMotobuResult of cement association

44 years

リートの圧縮強度が報告されているコンクリート専門委

Cement water ratio

員会報告書 26)の強度よりも低い値を示した。一方で，44年経過後の結果では，普通骨材を使用したコンクリート

図-37

は，セメント協会のデータを上回っているが，珊瑚骨材をC/W と圧縮強度の関係

凡例：1979 ｾﾒﾝﾄ協会：当時の試験結果（28 日まで水中養生）使用したコンクリートはそれを下回っている。一般に硬質砂岩などの普通骨材の強度は 100 N/mm2 を超える。し十分な強度増進が得られなかった可能性が考えられる。

たがって，コンクリートの強度が今回得られているデー

なお，今回の骨材同様に，吸水率が大きい再生骨材のタの最大である 60 N/mm2 以下の範囲では，粗骨材の強度場合に，コンクリートの圧縮強度には細骨材の影響が大はモルタルの強度と比較して十分に高く，コンクリート

きく，収縮には粗骨材の影響が大きくなるという報告もの圧縮強度に及ぼす影響は小さい。しかしながら，図-36

ある 27）。

に示したように，珊瑚骨材の強度は，ばらつきはあるもの(4) 吸水率の影響の 50 N/mm2 程度であり，初期の段階では十分に水和が進

図-38 に吸水率とコンクリートの圧縮強度の関係を示んでおらず，コンクリートの強度に影響が小さかったもす。なお，長期暴露した供試体のうち，W/C が同程度（41.4のの，長期的な強度増進に伴いモルタル部の強度が上昇～44.5％））の結果のみを抽出した。ここで，相対吸水率

した結果，粗骨材の強度がモルタルの強度より低くなり，

26）とは，骨材容積比を考慮して，対象のコンクリート体- 24 -

70
44 years

60

44 years
44年
海中

50

44年
干満
Tidal

50

Submerged

40
30
20
W/C=41.4～44.5%
1日脱型→屋外養生

10
0

40
30

2

4

6

8

吸水率：細骨材(%)
Water adsorption:fine aggregate (%)

3章_普通
Ch.3
NormalCh.3
Minami3章_南鳥島
torishima
沖縄産骨材
Okinawa

504030・沖縄産：W/C=45%
1日脱型→水中養生
・3章：W/C=41.4～44.5%
1日脱型→屋外養生

10
0

2

4

2

3

4

Submerged

40
30
20

W/C=41.4～44.5%
1日脱型→屋外養生

10
5

0

0

1

2

3

4

5

Relative相対吸水率(%)
water adsorption (%)

70

70

60

60

50

3章_普通
Ch.3 Normal

Ch.3 Minami3章_南鳥島
torishima
沖縄産骨材
Okinawa

4030・沖縄産：W/C=45%
1日脱型→水中養生
・3章：W/C=41.4～44.5%
1日脱型→屋外養生

20
10
0

0

1

Tidal

44年
海中
44 years

吸水率とコンクリートの圧縮強度の関係（沖縄）

70
60

0

44 years
44年
干満

50

吸水率：粗骨材(%)
Water adsorption:
course aggregate (%)

圧縮強度(N/mm2)2) (N/mm2)
Compressive
strength
圧縮強度(N/mm

図-38

20

W/C=41.4～44.5%
1日脱型→屋外養生

10
0

0

Tidal
44年
海中
44 years
Submerged

20

28日
28 days60

44 years
44年
干満

0

2

4

6

圧縮強度(N/mm2)

60

70
28日
28 days

圧縮強度(N/mm2)

28 days28日

圧縮強度(N/mm2)

Compressive
strength2) (N/mm2)
圧縮強度(N/mm

70Ch.3 Normal
3章_普通
Ch.3 Minami3章_南鳥島
torishima
沖縄産骨材
Okinawa

50
40
30
20

・沖縄産：W/C=45%
1日脱型→水中養生
・3章：W/C=41.4～44.5%
1日脱型→屋外養生

10
8

0

0

6

8

図-39

吸水率と圧縮強度の関係（南鳥島：第 3 章）

Water adsorption:fine aggregate (%)
吸水率：細骨材(%)

Water adsorption:
course aggregate (%)
吸水率：粗骨材(%)

2

4

6

Relativewater adsorption (%)
相対吸水率(%)

8

積中にある骨材のすべての吸水率として算定したもので強度に細骨材が大きく影響していたため，過去と同じ条ある。それぞれの吸水率での評価を比較すると，44 年時

件で南鳥島骨材でモルタルを作成し，モルタル強度を測に関しては「細骨材」の吸水率と圧縮強度の相関が比較的

定した。

高い。
「粗骨材吸水率」，「相対吸水率」に関しては圧縮強

図-40 に細骨材吸水率とモルタル圧縮強度の関係を示

度との明確な相関は認められなかった。材齢 28 日の圧縮

す。基本的にセメントの強さおよび規定されている水セ

強度においては，ばらつきが認められた。この理由は，先メント比が異なるため，過去の結果と今回製作したモルにも示したように，初期養生が十分でない影響が現れてタルの強度が大きく異なった。そのため，モルタル強度でいる可能性もある。

も過去の結果との比較は難しい結果となった。なお，セメ

4.4.3

ント強さについては，1976 年当時の普通ポルトランドセ

材齢 28 日での圧縮強度の比較

ここでは，珊瑚骨材の諸要因が圧縮強度に及ぼす影響メントで 41.2 N/mm2 であったのに対し，2008 年の普通ポ整理する。なお，南鳥島から採取された骨材については，

ルトランドセメントでは，62.8 N/mm2 であり，約 1.5 倍の長期暴露後の強度データがないため，比較は材齢 28 日後

強度差であった。

の圧縮強度で実施した。

図-41 にモルタル強度とコンクリートの圧縮強度の関(1)骨材吸水率の影響係を示す。材齢 28 日における両者の関係は，相関関係が図-39 に吸水率とコンクリート圧縮強度（28 日）の関係認められた。すなわち，コンクリートの強度に与える骨材を示す(沖縄産骨材の場合は図-38)。沖縄産骨材の場合，の影響については，細骨材の影響が大きいことを示唆し

細骨材吸水率が大きいと圧縮強度が低下傾向にあったが，ている。

南鳥島骨材の場合，3 章でも述べたように，吸水率の増加(3)C/W と圧縮強度（28 日）の関係に伴う圧縮強度の低下は大きくは認められなかった。

図-42 に C/W と圧縮強度（28 日）の関係を示す。なお，(2)モルタル強度と 28 日強度の関係

本図は，図-37 に 3 章（南鳥島）の結果を追記したもので

水セメント比が異なることや，養生条件が異なるため，ある。

3 章との直接的な比較は難しい。ここで，3 章の結果ではこれらを比較すると，3 章（南鳥島）の結果の方が全体- 25 -

OPC_0.65
H_0.50Ch3 Normal
OPC_0.65_3章_普通Ch3 Normal
H_0.50_3章_普通
OPC_0.65_3章_珊瑚
Ch3 Coral
Ch3 Coral
H_0.50_3章_珊瑚

60
50
40

2)
2)
Compressive
strength (N/mm
圧縮強度(N/mm2) 2)
Compressive
strength (N/mm
モルタル圧縮強度(N/mm

70

30
20
10

70

50
40
30
20
10

材齢7日（水中養生）

0

0

2

4

6

Minamitorishima
BB 脱型1日→標準養生
南鳥島_BB
N_BB
NormalBB
1979ｾﾒﾝﾄ協会
Cement Association
普通Normal宮古
Miyako
本部
Motobu中南部
Tyuunanbu
石垣
Ishigaki

60

0

脱型1日→屋外養生

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

C/W ratio
Cement water

8

Water adsorption:fine aggregate (%)
吸水率：細骨材(%)

図-42

圧縮強度(N/mm )Compressive strength2 (N/mm2)

図-40

細骨材吸水率とモルタル圧縮強度の関係

凡例・11979 ｾﾒﾝﾄ協会：当時の試験結果

70

・南鳥島_BB、N_BB：すりへり試験時の結果

60

28 days
28日
28 days50

4.5

28日_南鳥島
Minamitorishima

裂し，割裂面に対して実施した。

30

図-43 に 44 年経過時のコンクリートの中性化深さ（最20大および平均）を示す。平均値の場合，ゼロの場合も多く，

W/C=41.4～44.5%
1日脱型→屋外養生

10
0

10

20

30

40

50

いずれも非常に小さい値であった。骨材の違いについては，この結果においては，「普通」の場合に進行気味に見

60

2) 2)
Compressive
strength of mortar(N/mm
モルタル圧縮強度（0.50）
(N/mm

図-41

中性化深さ

44 年間海洋環境に暴露し圧縮試験に供した試験体を割400C/W と圧縮強度の関係（28 日）

える。環境の違いについては，明確ではない。干満の環境も，周りに常に藻類などが付着している状態であり，ほぼモルタル圧縮強度と圧縮強度の関係

海中に近い状態であったと推測される。
文献 28）では，海水が作用する環境での劣化の指標と的に圧縮強度が高い結果となった。これは，先に示したよ

して，「中性化深さ」は，海水中に含まれる劣化因子 Mg

うにセメント強さの影響が大きく表れたためと考えられや S の浸透深さと相関があるため，中性化深さも劣化指る。また，沖縄産骨材の強度が低い理由には養生が十分で標となりうるとしている。この知見を踏まえると，本試験ない影響も含まれていると考える。

体の健全な部位については，劣化因子の侵入は非常に少ないと考えられる。なお，劣化が生じた円柱試験体端部については，片面ではなく複数面から劣化因子が侵入しやすくなることから考察の対象から除いた。

NBB

宮古-宮古砕石
Miyako-Miyako(6.85-2.74)(6.85-2.74)

BBN

伊是名-本部
Izena-Motobu(6.70-0.12)(6.70-0.12)

44.5

川砂-川
River
sand
and
stone
砂利
(2.81-1.75)(2.811.75)

宮古-宮古砕石
Miyako-Miyako(6.85-2.74)(6.85-2.74)

中性化深さ（44 年暴露経過後）- 26 -

BB

56.5

42.4

41.4

2.0

2.0
44.5
N

海中：データなし
No
data

1.0

No data

54.2

0.0

0

3.0
3.0

41.4

1

3.0

42.4

N

図-43

1.0
1.3

1.1
43.4

2

海中：データなし

56.5

0.6

44.5

0.0
0.3

海中：データなし
No
data

44.5

海中
最大
Submerged
maximum

3

0.0

54.2

0.2

0

0.0
0.4

1

0.0
0.0

2

海中：データなし
No
data

3

干満
Tidal最大
maximum

4

0.0
0.0

海中
平均
Submerged
average

0.0

Carbonation
depth (mm)
中性化深さ(mm)

4

4.0

5

Tidal平均
average
干満

0.0

Carbonation depth (mm)
中性化深さ(mm)

5

43.4
N

伊是名-本部
Izena-Motobu(6.70-0.12)(6.70-0.12)

BB

N
川砂-川
River
sand
砂利
and
stone
(2.81-1.75)(2.811.75)

4.6 まとめ沖縄産珊瑚骨材を用いたコンクリートを海中環境および干満環境に 44 年にわたり暴露した試験結果を以下にま
とめる。
(1)

W/C=0.41~0.56 程度の場合，表乾密度が低く，吸水率の高い珊瑚骨材を使用したコンクリートを用いた
場合でも，海中部や干満帯では，長期間にわたり強度増進が確認された。

(2)

海洋環境に長期間曝露され，セメントの水和反応が進行することにより，モルタル部の強度が増進した
場合，骨材品質（特に骨材の圧縮強度）はコンクリートの強度に影響を及ぼす可能性が示唆された。

(3)

試験実施時の課題として，長期間暴露された円柱供試体に対して圧縮試験を実施する際においては，試験体端部は極力取り除く必要があることも改めて確
認された。

(4)

本検討の範囲内においては，44 年経過後も中性化の進行は確認されなかった。

- 27 -

5.

おわりにタル部の強度が増進した場合，骨材品質（特に骨材の圧縮強度）はコンクリートの強度に影響を及ぼす可能性がある。

5.1 得られた知見の整理(5) 本検討の範囲内においては，44 年経過後もコンクリ

珊瑚由来の石灰岩から採取した骨材（珊瑚骨材）を用いートの中性化の進行は確認されなかった。

たコンクリートの各種の特性について以下が確認された。
(1) 適度な粘性を有する自己充填型コンクリートへ適用

以上のように，ポンプ圧送時の骨材の吸水および高強する限りでは，所要の流動性や間隙通過性を確保で度コンクリートへの利用に関しては注意が必要であるもきる。ただし，普通骨材を用いた場合に比べて加圧ブのの，硬化後の性状には長期の海洋環境への暴露を含め

リーディング試験における脱水量が少なくなり，骨て，大きな問題は見られなかった。したがって，配合や環材の加圧吸水に伴うフレッシュ性状の変化が懸念さ境を考慮することにより，珊瑚由来の石灰岩から採取しれるため，コンクリートをポンプ圧送により打ち込た骨材は利用可能と考えられる。特に，外部環境の変化がむ場合は留意が必要である。

著しくない環境（例えば海中等）で使用されるコンクリー(2) 珊瑚骨材による顕著なコンクリートの強度発現性にト部材（例えば消波ブロックや根固めブロック等）におい

対する影響は確認されなかった。これは，今回使用しては，JIS の規格を満足していない珊瑚骨材であっても，た珊瑚骨材の強度が，普通骨材よりは小さいものの，

特に問題はないと考えられる。

セメントペースト部の強度と比較して同程度あるいは高かったためと推察される。ただし，より高強度の5.2 基準類への影響

コンクリートを製造する場合あるいは珊瑚骨材の強ここで，今後遠隔離島で珊瑚骨材を使用する場合の基度が著しく小さい場合においては注意が必要である。

準類の状況について整理する。
「港湾の施設の技術上の基(3) 珊瑚骨材と海水を使用したコンクリートの収縮は，準・同解説 29）」において，コンクリートの配合条件につ普通骨材を使用した場合と比較して小さくなった。

いて，下の枠囲み内の記載がある。通常の材料を用いたコ

この現象は，比較的多孔質である珊瑚骨材自体の体

ンクリートの場合，無筋コンクリートであれば，水セメン

積変化の差異が起因している可能性がある。

ト比を 0.60～0.65 以下に設定していれば，耐久性が確保(4) W/C=0.41~0.56 程度の場合，表乾密度が低く，吸水されるとしている。

率の高い珊瑚骨材を使用したコンクリートを用いた

なお，強度については，構造設計時に用いる強度（特性場合でも，海中部や干満帯では，長期間にわたり強度値）が無筋の場合 18 N/mm2，鉄筋の場合に 21～24 N/mm2

増進が確認された。ただし，長期の水和に伴い，モルと設定されているだけで，要求性能としての強度の設定(4)コンクリートの配合条件は，耐久性を考慮して適切に定める必要がある。なお，下表は，港湾における既往のコンクリート構造物の調査結果，海水の作用を受けるコンクリートの耐久性に関する研究成果や知見に基づいて，構造部材の種類別に標準的な配合
条件を示したものであり，これを参考にすることができる。ただし，桟橋上部工等のように，これまでに塩害劣化により所要の性能が失われる事例が多発しているような構造部材にあっては，耐久性（性能の経時変化）に関する検討を行い，施設の要求性能を達成するように適切に配合条件を定める必要がある。
表
種類

無筋コン
クリート

鉄筋コン
クリート

構造部材別のコンクリート配合条件の参考表
配合条件：最大水セメント比
凍結融解がしばしば繰り
氷点下の気温となるこ
返される地域とがまれな地域

構造部材の種類別
防波堤上部工，ふたコンクリート，本体ブロック，異形ブロック（消波・被覆），根固めブロック，袋詰め
コンクリート
係船岸上部工，胸壁，係船直柱基礎（重力式）
係船柱基礎（杭式），胸壁，係船岸上部工*1)
桟橋上部工等*2)
ケーソン，ウェル，セルラーブロック，Ｌ型ブロック
消波ブロック
控壁，控杭上部工
エプロン舗装

65
60
60
50
55
60
-

*1：桟橋上部工は除く。
*2：塩害劣化に起因する鉄筋腐食により，設計供用期間中に部材の性能低下が生じることが懸念される構造部材。

- 28 -

65
65
50
55
60
-

発，土木学会年次学術講演会講演概要集，Vol.67，
No.5，pp.1181-1182，2012.9
3) 石川雄康ほか：高性能軽量骨材の吸水特性がコンク
リートのポンプ圧送に及ぼす影響，コンクリート工
学年次論文報告集，No. 21， Vol.2， pp.349-354 (1999)
4) 山路徹ほか：珊瑚骨材を用いたコンクリートのポン
プ圧送性に関する検討，コンクリート工学年次論文
集，Vol.38， No.1， pp.1827-1832 (2016)5) 馬場勇介，菅俣 匠，松倉隼人，矢口 稔：新規な増粘剤一液型高性能 AE 減水剤を使用した低粘性高流動コンクリートの基本特性，土木学会年次学術講
演会講演概要集，Vol.66，No.5，pp.1143-1144，2011.9
6) 枷場重正，川村満紀，山田祐定，高桑二郎：練り混
ぜ水に海水を使用したコンクリートの諸性質について，材料，Vol.24，No.260，pp.425-431，1975.5
7) 酒井貴洋，山路 徹，清宮 理：海水および海砂を用いた自己充填型コンクリートの実用化に関する基礎的研究，土木学会論文集 E2（材料・コンクリート
構造），Vol.72，No.3，pp.196-213，2016.
8) 西田孝弘，大即信明，鬼塚良介，Wanchai Yodsudjai，
横倉順治：環太平洋地域の低品質粗骨材を使用した
コンクリートの強度および物質透過抵抗性に関する研究，土木学会論文集，No.746，Ⅴ-61，pp.103-114，
2003.119) 竹中寛ほか：珊瑚由来の石灰石骨材が海水練りコン
クリートの性質に及ぼす影響，土木学会論文集，論文番号：E2-0384，(登載決定)
10) 高野智弘，寺田哲美，山中誠：水中環境下のコンクリートならびにモルタルの耐摩耗性について，コン
クリート工学年次論文集，Vol.31，No.1，pp.709-714，
2009.
11) 河野克哉，岡本亨久，柴田辰正，石川雄康：超軽量骨材を用いたコンクリートの自己収縮ならびに乾燥
収縮，コンクリート工学年次論文集，Vol.20，No.2，
pp.43-48，1998.
12) 五十嵐心一，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.1，pp.399404，2002.
13) 黒岩秀介，陣内浩，並木哲，名和豊春：人工軽量骨材による高強度コンクリートの自己収縮低減，大成
建設技術センター報，第 46 号，2013.
14) 吉田亮，小幡雄一郎，齊藤和秀，梅原秀哲：インクボトル関係を内包する人工骨材および天然骨材の空隙構造に関する研究，コンクリート工学年次論文集，
Vol.32, No.1, pp.107-112，2010.6
15) 山田 宏，片平 博，渡辺博志：粗骨材の収縮特性の評価に関する検討，土木学会論文集 E2（材料・コ
ンクリート構造），Vol.68，No.1，pp.63-71，2012.
16) 土木学会：人工軽量骨材コンクリート設計施工マニ
ュアル，コンクリート・ライブラリー，第 56 号，1985.517) 山路 徹，与那嶺 一秀，川端 雄一郎：珊瑚骨材を用いたコンクリートの施工性および耐久性に関する検討，セメント・コンクリート論文集，Vol.71，No.1，
pp.394-401，2017.

値は明確なものが存在していない。
上記を言い換えると，水セメント比が 0.60～0.65 程度である一般の骨材を用いたコンクリートと同程度の性能を有していれば，特殊な骨材を用いた無筋コンクリート
に関する品質上の制約は，現状では特に無いといえる。
今回の珊瑚骨材の結果において，南鳥島のものは普通と同様以上であった。沖縄の方は，強度はやや劣った。ただし，海洋環境下で長期暴露された後も，強度は低下しておらず，むしろ強度増進が確認された。上述のように，外部環境の変化が著しくない環境（例えば海中）では十分適用可能と考える。
5.3 今後の課題
長期挙動，特に乾湿繰り返しの厳しい環境での挙動は明確になっていないため，今後確認が必要である。なお，
文献 30)では，乾湿繰り返しの厳しい場合に劣化が生じやすい可能性を示唆している。併せて，実験的な評価のみならず，解析的な検討も含めて短期で評価できる手法の開発も望まれる。さらに，今回，鉄筋コンクリートの場合は主として想定していなかった。塩分浸透や腐食挙動の確認が今後必要である。なお，上記の検討を目的とした，珊瑚骨材コンクリートの暴露試験を現地と久里浜で実施中である。
（受付年月日：2020 年 9 月 11 日）
謝辞：
本研究の大半（2-3 章）は，内閣官房総合海洋政策本部
事務局及び国土交通省総合政策局技術政策課により平成
26 年 4 月に実施された「遠隔離島における産学官連携型の海洋関連技術開発の公募」で採択されたものであり，国土交通省関東地方整備局のご協力の下，早稲田大学，港湾
空港技術研究所，五洋建設㈱，東亜建設工業㈱，東洋建設㈱が共同で実施したものである。
4 章の長期暴露試験については，運輸省港湾技術研究所
材料研究室出身の関博早稲田大学名誉教授（当時材料研究室室長），大即信明東京工業大学名誉教授（当時研究官）
等の諸先輩方が開始され，継続されたものである。
関係各位に厚くお礼申し上げる。
参考文献
1)

2)

関 博，大即信明：コンクリート用骨材としての沖縄産骨材の特性について，港湾技研資料，No.240，
pp.1-19，1976.9
鈴木哲郎，清宮 理，山路 徹，竹中 寛，酒井貴洋，田中亮一：海水・海砂を用いた自己充填コンク
リート用高性能 AE 減水剤(増粘剤一液タイプ)の開- 29 -

18) 山路徹：海洋に位置するコンクリート構造物の耐久
性能照査手法に関する研究，港湾空港技術研究所資料，No.1232(2011)19) 土木学会：コンクリート標準示方書[設計編]，201220) 西田法文ほか：湿式選別法によって製造した再生粗骨材を用いたコンクリートの性状，セメント・コン
クリート論文集，No.59，pp.561-568(2005)21) 松下博通ほか：再生細骨材を用いたモルタルの細孔構造の粗大化と強度及び耐久性の低下，土木学会論文集，Vol.62，No.1，pp.230-242(2006)22) 早川健司ほか：海洋環境下における再生コンクリー
トの耐久性に関する研究，港湾空港技術研究所報告，
第 39 巻第 2 号，pp.153-177(2000)
23) 土木学会：2017 年制定コンクリート標準示方書［設計編］，pp.180-195 および pp.231-233.
24) 土木学会：ステンレス鉄筋を用いるコンクリート構
造物の設計施工指針（案），コンクリートライブラリ
ー130，pp.7-8，2008.9.
25) 山路徹：熱帯（サバナ気候）環境下における珊瑚骨材を用いたコンクリートの諸特性，コンクリート工学，Vol.55，No.7，pp.570-577(2017)。
26) セメント協会：粗骨材の品質がコンクリートの諸性
質の及ぼす影響，コンクリート専門委員会報告書，
F-31（1979）
27) 新井暢，中村成春，桝田佳寛，阿部道彦：再生細骨材コンクリートの強度及び変形性状，コンクリート
工学年次論文集，Vol.19，No.1，pp.1081-1086，1997.
28) 山路徹ほか：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.1， pp.21-37(2010)29) 国土交通省港湾局監修：港湾の施設の技術上の基準・同解説（上），pp.482-484,日本港湾協会，
2018.5.
30) 与那嶺一秀，山路徹，川端雄一郎：海水作用を受けるコンクリートの局所的劣化に対する一考察，セメ
ント・コンクリート論文集，Vol.71, pp.425-431, 2017.

- 30 -

港湾空港技術研究所報告第 59 巻 第 2 号

２０２０．９

編集兼発行人

国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所

発

港 湾 空 港 技 術 研 究 所

行

所

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C （2020）by MPAT
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本報告書の全部または一部の転載、複写は海上・港湾・航空技術研究所理事長の文書による承認を得ずしてこれを行ってはならない。

CONTENTS
1. Investigation of Applicability of Coral Based Aggregate on Marine Concrete Structures
Takahiro NISHIDA，Toru YAMAJI，Kazuhide YONAMINE，Osamu TANIGUCHI，Ryoichi TANAKA，Hiroshi TAKENAKA，Osamu KIYOMIYA…………………………………………………………………… 3

2. Centrifuge Model Tests for Investigation of Instability of Seawall Ground Due to Ocean Waves

Hidenori TAKAHASHI…………………………………………………………………………………………31
3. Interface shear properties between steel-slag-mixed dredged soils and different materials

Satoshi MATSUMURA，Takaaki MIZUTANI，Yoshiyuki MORIKAWA，Yuzo AKASHI，Hideki
HONDA，Masahiro SHIMIZU……………………………………………………………………………… 51
4. Advanced Method for Identification of Windsea and Swell on the Multi-modal Directional Wave
SpectrumTakashi FUJIKI，Koji KAWAGUCHI……………………………………………………………………… 84