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太平洋セメント研究報告(TAIHEIYO CEMENT KENKYU HOKOKU) 第185号(2023)：森 他―――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――◇論 文◇

加熱を受けた超速硬セメント硬化体の過膨張現象と拘束条件下で膨張した硬化体の力学特性に関する研究
Study on the Overexpansion of Hardened Paste of Ultra Rapid
Hardening Cement Under Heat and the Mechanical Properties ofHardened Paste After Restrained Expansion
森
渡

寛

晃*,

江里口

邉

晋

也****, 久

MORI, Hiroaki*;

玲**, 中保

ERIGUCHI, Akira**;WATANABE, Shinya****;

要

善

島

裕***

司*****

NAKAJIMA, Yutaka***;KUBO, Yoshimori*****

旨

速硬セメント硬化体を加熱した後に吸水させると比較的短期に過大な膨張（過膨張）を生じることがある．本検討では，加熱温度と供試体サイズを変えた速硬セメント硬化体に 65～120℃の加熱を与え，その後浸水させて硬化体の膨張挙動を把握するとともに，外観のひび割れ発生
状況や硬化体強度の変化を調べた．その結果，過膨張は 100℃ を超える加熱によって生じる可能性があり，供試体寸法が小さい場合にはその影響は顕著であること，一方で，供試体寸法が大きくなり，鉄筋などによる拘束がある場合には，100℃ を超える加熱を受けても過膨張の影響
は硬化体表層付近に限定され，部材としての力学特性は大きく低下しないことが分かった．
キーワード：超速硬セメント，加熱温度，過膨張，エトリンガイト分解，ひび割れ，
鉄筋拘束，拘束膨張試験，力学特性――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――* 中央研究所 研究開発推進部 インフラ先進技術チームリーダー（兼）高機能コンクリートチーム リーダー
Manager, Infrastructure Advanced Technology Team and Manager, Multi-function Concrete Team,
Research ＆ Development Promotion Department** 中央研究所 セメント・コンクリート研究部 部長 General Manager, Cement ＆ Concrete Research Department*** 太平洋マテリアル株式会社 Taiheiyo Materials Corporation**** 一般社団法人日本建設機械施工協会 Japan Construction Machinery and Construction Association***** 金沢大学 Kanazawa University

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ABSTRACT
Excessive expansion (overexpansion) may occur in a relatively short period of time when
hardened paste of rapid hardening cement is subjected to water absorption after heating.
In this study, hardened specimens of rapid hardening cement were prepared in different
sizes, heated under different temperatures between 65°C and 120°C, and then immersed inwater to investigate their expansion behavior, as well as cracks in appearance and changes
in the strength of the hardened cement. It was found that overexpansion was likely tooccur when the heating temperature was above 100°C, and that the effect of overexpansion
was more significant in the smaller specimens. In the specimens with larger sizes andrestrained by steel reinforcement, even when heated at above 100°C, the effect ofoverexpansion was found to be limited to the vicinity of the surface of the hardened cement,with no significant impairment to the mechanical properties as a structural member.

Keywords：Ultra rapid hardening cement, Heating temperature, Overexpansion,
Ettringite decomposition, Cracking, Reinforcement restraint,
Restrained expansion test, Mechanical properties

１．は じ め に
速硬型補修材料あるいは超速硬セメントを用いた硬化体を対象に行った既往の検討 1)2) において，200℃ 前後の高温履歴を与えた後に浸水させることで，わずか数日の内に大きなひび割れを伴って膨張破壊する現象（以下，過膨張と呼ぶ）が報告されている．この過膨張は，速硬セメント硬化体の主要な水和物であるエトリンガイトの分解・再生成によって生じると説明されているが，メカニズムの詳細は明らかになっていない．
エトリンガイトの分解・再生成に起因するコンク
リートの劣化現象として，コンクリート製品等での発生が確認されているエトリンガイトの遅延生成3)（以下，DEFとする）がある．これはセメント水和の初期に生じるエトリンガイトが，想定より高い温度での蒸気養生によってモノサルフェートに変質し，その後の湿潤環境下で再生成する現象である．
エトリンガイトの分解・再生成がセメント硬化体の膨張破壊を引き起こす点では類似の現象であるが，DEFはセメント硬化過程に受ける熱履歴あるいは水和による熱に起因し，発生までに比較的長い時間を要するのに対して，速硬セメント系材料の過膨張は硬化後に受ける熱に起因すること，さらに加熱後に水が供給されると直ちに生じる点で異なっている．

本検討では，超速硬セメント硬化体を対象に，過膨張が発生する加熱温度域を明らかにするため，加熱温度を変えて過膨張の発生有無を調べ，各温度での硬化体強度の変化を実験的に把握した．また，
100℃ 前後の加熱条件で，供試体寸法を変えて同様の実験を行い，鉄筋などによる拘束がある場合とない場合とで膨張挙動を比較することで，寸法や拘束有無による膨張挙動の違いや膨張抑制の効果を検討した．さらに，過膨張による強度低下が懸念されたため，100℃ 以上の加熱を与え，鉄筋拘束下で膨張させた供試体の載荷試験を行い，部材としての力学性
能を評価した．

２．実 験 概 要
2.1 加熱温度の違いが過膨張の発生に与える影響（シリーズ 1）
(1) 使用材料とモルタル配合
セメント（C）は，カルシウムサルフォアルミネー
ト 3CaO･3Al2O3･CaSO4（以下，CSA とする）を主成分とする超速硬セメントを用いた．CSAは，石こうが存在
し，かつ水酸化カルシウムが無い場合は，以下の反応 が 急 速 に 進 み ， エ ト リ ン ガ イ ト 3CaO ･ Al2O3 ･
3CaSO4･32H2O を多量に生成することで早期強度を発
現する．

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3CaO･3Al2O3･CaSO4＋2CaSO4＋38H2O→3CaO･Al2O3･3CaSO4･32H2O +2Al2O3･3H2O (1)
細骨材（S）は静岡県産山砂（表乾密度 2.58g/cm3，
吸水率 2.29%）を使用した．モルタル配合は，水セメ
ント比を 40%，S/C=2.0とし，ホバートミキサ（容量5L）を用いて練混ぜを行った．混和剤としてナフタ
レンスルホン酸系の高性能減水剤を C×0.4％ 添加
して流動性を確保し，凝結調整のために専用遅延剤
をC×0.6％ 添加して，可使時間を確保した．
(2) 長さ変化測定用供試体
供試体寸法は4×4×16cm とし，無筋供試体と拘束膨張供試体の２種類を作製した．無筋供試体は，JISA 1146「骨材のアルカリシリカ反応性試験方法（モルタルバー法）」を参考に，両端のゲージプラグ間長さを測定した．また，過大な膨張を鉄筋等による拘束によって抑制できるかどうか検討するため，JIS A
6202 附属書 A 「膨張材のモルタルによる膨張性試験方法」で使用する拘束膨張供試体を作製して，長さ変化を計測した．この供試体では，断面中央の拘束棒（断面積 9.87mm2，拘束筋比 0.62%）の両端に鋼板が固定され，膨張が生じると膨張拘束力が反力としてモルタルに作用する．
供試体数は，同一条件につき３体とした．所定の型枠に超速硬セメントモルタルを打込み，翌日に脱型して，その後，材齢７日に加熱を行うまで気中養生を行った．
(3) 供試体の加熱および給水方法
加熱条件は，最高温度を 65，80，90，105℃ および120℃ の５段階に変化させ，各温度で６時間保持とした．最高温度 100℃ 以上では乾燥機を，それ以下の温度では蒸気養生槽を用い，プログラム運転することで行った．昇温速度は 20℃/h，降温速度は ５～６℃/hとした．温度プログラムパターンを Fig.1に示す．
加熱終了後は，供試体温度が室温程度まで下がるのを確認してから 20℃ 恒温室へ移動した．供試体温
度が安定してから測長を行い，その後，恒温室で水中への浸せきを開始した．
(4) 膨張率測定および外観観察
加熱前後で測長を行い，その後は所定材齢で水中から供試体を取り出して長さ変化を測定した．同時にひび割れ有無を目視で確認した．膨張率の算出はJIS A 1146あるいはJIS A 6202附属書Aに示される

Fig.1

Temperature Pattern（温度プログラムパターン）

長さ変化率の算出方法に従い，本検討では加熱前の測定値を基準とした．測定は，長さ変化が収束する
材齢 70日程度まで行った．
(5) モルタルの圧縮強度試験
加熱とその後の浸水による超速硬セメントモルタ
ルの強度変化を調べるため，供試体φ５×10cm を各水準で９体作製した．供試体は長さ変化測定用と同様の操作を行い，加熱後（材齢９日）と，材齢 28日
および 91日に試験を実施した．
2.2 供試体寸法の違いが過膨張に与える影響（シリーズ 2）
(1) 供試体概要
供試体寸法は 10×10×40cm とし，シリーズ１と同様に，無筋供試体および拘束膨張供試体の２種類を作製した．無筋供試体は，JIS A 1129-3「モルタル及びコンクリートの長さ変化測定方法」に，拘束膨張供試体は，JIS A 6202 附属書 B「コンクリートの
拘束膨張及び収縮試験方法」のA法に準拠して作製した．拘束膨張供試体に用いる拘束棒はφ11mmの丸鋼棒で，拘束筋比は 0.95% となり，シリーズ１より拘束筋比がやや大きい．供試体数は同一条件で２体とした．
モルタル配合は水セメント比を 40%，S/C=2.0とし，コンクリート用パン型ミキサ（容量50L）を用いて練混ぜを行って，供試体を作製した．
加熱条件は最高温度を 80，105℃ および 120℃ の３水準とし，それぞれ保持時間を６時間とした．使用した乾燥機や運転プログラム，加熱して浸水までの養生方法はシリーズ１と同じとした．

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太平洋セメント研究報告(TAIHEIYO CEMENT KENKYU HOKOKU) 第185号(2023)：森 他―――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――(2) 膨張率測定および外観観察
加熱前後で測長を行い，その後は所定の材齢で水中から取り出して長さ変化を測定した。同時にひび割れ有無を目視で確認した．膨張率の算出はJIS A 1129あるいは JIS A 6202 附属書 B に示される長さ変化率の算出方法にしたがい，本検討では加熱前の測定値を基準とした。測定は，長さ変化が収束する材齢 90日程度まで行った．
2.3 拘束膨張供試体の載荷試験（シリーズ 3）
シリーズ２で長さ変化が収束した拘束膨張供試体を対象に，供試体の長手方向に載荷を行い，荷重と供試体変形の関係を調べた．なお 120℃ 加熱の無筋供試体では，２体のうち１体の底面側に等間隔のひび割れが入り，供試体に反りが生じたため載荷試験は行えなかった．80℃ と105℃ 加熱については無筋供試体と拘束膨張供試体の両方で載荷試験を行った．
(1) 供試体の前処理
無筋供試体は両端部の長さ変化用のゲージプラグ
をグラインダーで切除し，両端面を研磨して平滑にした．拘束膨張供試体は両端面の鋼板の錆をサンド
ペーパーで除去して平滑にした．
(2) 計測項目
載荷時の荷重はロードセルにて計測した．供試体の打設面と底面を除く両側面のコンクリート表面に

Fig.2

Each strain measurement pointon the constrained expansion
specimen.
（拘束膨張供試体の各ひずみ計測箇所）

コンクリート用ひずみゲージ（東京測器社製 PL-90，
PL-60）を縦横に貼付け，供試体の軸方向ひずみおよび軸直交方向のひずみを計測した．拘束膨張供試体の丸鋼棒ひずみは，あらかじめ長手方向中央の表裏に貼付した高温用ひずみゲージ（東京測器社製ZFLK2，（東京測器社製，耐熱仕様）により計測した．拘
束膨張供試体の各ひずみの計測箇所を Fig.2に示す．
(3) 載荷方法
載荷試験には，最大容量 3000kNの耐圧試験機（前川試験機製作所社製）を使用し，載荷速度は 0.3N/mm2程度とした．拘束膨張供試体の載荷状況を Fig.3 に示す．載荷は，供試体断面中央の丸鋼棒の座屈に伴い周囲のコンクリートが崩壊して，荷重が急激に低下するのをもって終了とした．

３．実験結果および考察
3.1 加熱温度が過膨張に与える影響(1) 加熱温度と膨張挙動の関係
無筋供試体の膨張率変化を Fig.4 に，拘束膨張供
試体の膨張率変化を Fig.5 に示す．また，加熱温度ごとに供試体のひび割れ状況と最終的な膨張率をまとめて Table 1 に示す．
まず無筋供試体については，150℃ で加熱したものは浸水後わずか１日で大きなひび割れが生じて長さ変化の計測が不能となった．120℃ 加熱も同様で，

Fig.3

Loading test status of expansionconstrained specimen.
（拘束膨張供試体の載荷状況）

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0.30

1.20

150℃

1.00

90℃

120℃
0.25

150℃
120℃

0.20

0.60

90℃

0.40

105℃

Expansion rate (％)

Expansion rate (％)

0.80

80℃

0.20

105℃

0.15
0.10

80℃

0.05

65℃
0

20

40

-0.20

Fig.4

60

80

0

20

-0.05

Duration time (days)

Effect of heating temperature on
expansion rate of unreinforced specimen（無筋供試体の膨張率変化(加熱温度の影響））

Fig.5

浸水１日で縦横方向にひび割れが発生して，膨張率が大きくなった．120℃ 加熱，浸水７日後の無筋供試
体外観を Fig.6 に示す．極めて短期間のうちに大きなひび割れを生じており，いわゆる過膨張が生じたと考えられる．既往の検討1)では最高温度 150℃，９
時間保持の条件で過膨張が発生したとされているが，本検討では 120℃ で６時間保持の条件で過膨張が生じる結果であった．
続いて，それ以下の加熱温度 65～105℃ の場合は，温度が高いほど最終的な膨張率は大きくなる傾向がある．このうち 65℃ や 80℃ で加熱したものは，試
験期間を通じてひび割れが生じることは無かった．

Fig.6

65℃

0.00

0.00

Large longitudinal and transverse cracks inunreinforced specimens heated to 120℃

40

60

80

Duration time (days)

Effect of heating temperature on expansion
rate of restrained specimen（拘束供試体の膨張率変化(加熱温度の影響））

65℃ はほとんど膨張せず，80℃ では浸水から 20日程度まで緩やかに膨張は生じたが，最終的な膨張率は約 0.2% にとどまり，これらの加熱温度では過膨張は生じなかった．これに対して，90と105℃ の加熱は，縦横に大きなひび割れは生じないものの，最終的な膨張率は 0.5% 程度に達しており，過膨張かどうかの判断は難しかった．
(2) 一軸拘束による過膨張の抑制
120℃ と 150℃ で加熱した拘束膨張供試体では，浸水後４日以内に軸方向に大きなひび割れが発生した．120℃ 加熱，浸水７日後の拘束膨張供試体の外観

Fig.7（120℃加熱した無筋供試体の縦横の大きなひび割れ）

Axial cracking of restrained specimens
heated to 120℃
（120℃加熱した拘束供試体の軸方向ひび割れ）

Table 1

Final expansion rate and visual appearance of specimen（供試体の最終膨張率と外観ひび割れ状況）

Size

Restrained(cm)

condition

80℃

90℃

Heating temperature
105℃

120℃

4×4×16

unreinforced

2.0％

5.5%

5.3%

7.0% (6days)

No cracks

No cracks

Some fine cracks

Large vertical and horizontal cracks

Restrained

1.2%

2.6%

1.9%

1.3%(6days)(0.62%)

No cracks

No cracks

Some fine cracks

Large axial crack

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65℃

80℃

90℃

105℃

120℃

Compressive Strength(N/mm2)

90
80
70

Air Curing

その後の浸水でも強度回復は見込めないことがわかった．
3.2 供試体寸法が過膨張に与える影響(1) 供試体寸法による膨張挙動の違い
シリーズ２の無筋供試体の膨張率変化を Fig.9 に，
拘束膨張供試体の膨張率変化を Fig.10 に示す．なお，
図中には，シリーズ１の 4×4×16cm の膨張率変化（加熱温度80℃，105℃および120℃）を併せて掲載
した．供試体のひび割れ状況と最終的な膨張率を加熱温度ごとにまとめて Table 2 に示す．なお，網掛
けはシリーズ３で載荷試験を行った水準を表す．
Fig.9 の無筋供試体の膨張率変化を見ると，供試体寸法が大きい場合には 4×4×16cm と比べて各材
齢の膨張率は小さく，最終的な膨張率も小さい．シ
1.20

4×4×16：120℃
1.00

120℃

0.80
Expansion rate (％)

を Fig.7 に示す．軸方向に連続したひび割れは，120℃では打込み面と底面の２面に，150℃ では側面も含む全４面に発生した．120℃と比べて 150℃ の方がひび割れ幅は大きく，これらの供試体では外側へモルタルがはらみ出していた．以上のことより，過膨張が発生する条件では，一軸方向の拘束（拘束筋比 0.62%）だけでは膨張を抑えられないといえる．
一方，それ以下の加熱温度では，いずれの供試体も軸方向に連続したひび割れは生じておらず，また，無筋供試体で生じる膨張は約半分程度に抑えられている．無筋供試体で緩やかな膨張が生じる 80～
105℃ の加熱条件の範囲であれば，一軸方向の拘束で膨張を抑えられ，外側へのはらみ出しは生じない
ことがわかった．
(3) 過膨張による力学特性の変化
加熱とその後の浸水によるモルタル強度の変化を
Fig.8 に示す．なお，図中の破線は，試験室内で気乾養生を行った供試体の各材齢強度を目安として示す
ものである．

4×4×16：105℃

0.60
0.40

105℃

0.20

60

0.00

50

-0.20

4×4×16：80℃
0

20

40

60

80℃
80

100

Duration time (days)

40
Fig.9

30

Effect of heating temperature and size of
unreinforced specimen on expansion rate20

（無筋供試体の膨張率変化（加熱温度と供試体寸法））

10
0.30

0

Fig.8

28 days

91 days

Effect of heating temperature on
compressive strength of mortar
加熱温度とモルタル強度（加熱直後、材齢 28 日、材齢 91 日）

加熱直後の強度について，65℃ および 80℃ では強度はほぼ変わらないが，90℃ 以上の加熱では温度が高いほど強度は低下している．特に，105℃ や 120℃
では強度低下が大きく，加熱前の約半分以下となった．加熱後は，いずれも浸水によって強度は回復する傾向があり，例えば，105℃ 加熱でも最終的には気乾養生を上回る強度に達した．ただし，120℃ 加熱は

0.25

4×4×16：120℃

0.20

Expansion rate (％)

After Ovened(7 days)

4×4×16：105℃

0.15

4×4×16：80℃

120℃

0.10

105℃
80℃

0.05
0.00
0

20

40

60

80

100

-0.05
Duration time (days)

Fig.10Effect of heating temperature and size ofrestrained specimen on expansion rate
（拘束供試体の膨張率変化（加熱温度と供試体寸法））18
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Table 2
Restrained
condition

Heating temperature
80℃
105℃
120℃
3.0% and 10%
10×10×40 unreinforced
1.8%
2.7%
No cracks
No cracks
Cracks and warp of specimen
Restrained
0.8%
1.0%
1.1%
No cracks
No cracks
No cracks(0.95%)※Loading tests were carried out on the shaded specimen.
リーズ１で過膨張が生じたと判断される120℃ 加熱や過膨張の疑いのある105℃ 加熱でその傾向は大きい．一方，80℃ 加熱では供試体寸法による膨張率の差はほとんどなかった．
これに対して，拘束膨張供試体の膨張率変化は，供試体寸法が小さい場合には加熱温度によって膨張率に差はみられるが，寸法が大きい場合にはいずれも膨張率 0.1% 程度に抑制されている．無筋供試体で大きな膨張を示す 120℃ 加熱（膨張率約0.8%）においても膨張が抑制される結果となった．
供試体寸法によって膨張に差が見られた原因として，加熱によるエトリンガイトの脱水とそれによるメタエトリンガイトへの変質6)が硬化体の表層付近に限定されたことが考えられる．Q.Zhouら7)は，エト
リンガイトの加水分解は水蒸気圧と温度に依存するとしており，供試体加熱時には供試体内部ほど水蒸気圧が上昇して，結合水の脱水は生じ難くなった可能性がある．
(2) 過膨張発生リスクに関する考察
80℃ 加熱の無筋供試体では，供試体寸法によらず
0.2% 程度の膨張が緩やかに生じたものの，この膨張は一軸方向の拘束（拘束筋比0.62%あるいは0.95%）
によって半分程度に抑えられている．外観上，ひび割れなども生じておらず，この温度域では過膨張は生じないと考えられる．
一方，100℃ 以上の加熱では，供試体寸法が小さい
場合に，0.5% 以上の比較的大きな膨張は生じるものの，Fig.11に示すように供試体寸法が大きい場合には，供試体端部にごく微細なひび割れが生じるだけで 120℃ 加熱の F ig.6 や Fig.7 のように明確なひび割れが認められないケースもある．100℃ 以上の加熱で過膨張が生じるリスクは否定できないが，シリーズ２の結果より，寸法が大きい実部材ではそのリスクは大幅に軽減されると考えられる．
これは，硬化体内部の温度上昇は 100℃ 前後にとどまり，かつ水和物の脱水などにより水蒸気圧が高まりやすいために，エトリンガイトの分解が生じる
領域は硬化体の表層付近に限定され，部材全体として膨張は小さくなること，また，内部鉄筋あるいはFig.11Fine cracks at the edge of unreinforced
specimens heated to 105℃
（105℃加熱した無筋供試体の端部に生じたヘアクラック）

120.0
Concrete longitudinal strain
100.0
Stress (N/mm2)

Size
(cm)

Final expansion rate and visual appearance of specimen（供試体の最終膨張率と外観ひび割れ状況）

Concrete lateral strain
Steel bar strain

80.0
60.0
40.0
20.0
0.0

-2000 -1000

01000 2000 3000 4000
Strain (×10-6)

Fig.12Complete stress - concrete strain curve,
and Complete stress - rebar strain curve（全応力とコンクリートひずみ、鉄筋ひず
みの関係）

19
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周辺部材からの拘束によって膨張は抑制されるためである．
3.3 加熱による膨張が生じた硬化体の力学性能について(1) 拘束膨張供試体の力学性能の評価について
105℃ で加熱後，28日間浸水した供試体のコンク
リートおよび鉄筋のひずみに対して全応力をプロットしたものを Fig.12 に示す．コンクリートの軸方向
ひずみと軸直交ひずみは供試体両側面の値を平均化して示す．鉄筋ひずみは丸鋼棒中央付近の両側面の値を平均化して示す．
Fig.12 より，コンクリート軸方向ひずみと鉄筋ひずみの全応力－ひずみ曲線はほぼ重なっており，荷重の増加に対してコンクリートと鉄筋がそれぞれ応力を負担して変形している．
ここで軸方向ひずみ 50μ付近から1/3 応力までの全応力－ひずみ曲線の勾配を拘束膨張供試体の静弾性係数（ヤング率）として算出した．さらに丸鋼棒の静弾性係数を 209kN/mm2として，所定ひずみ時の鉄筋負担応力を算出し，それを供試体が受け持つ全応力から除すことで，コンクリート分担応力を算出した．鉄筋の荷重負担分を考慮した拘束膨張供試体のコンクリート圧縮強度ならびに静弾性係数をそれぞれ Fig.13 および Fig.14に示す．なお，図中左端の気乾養生データは，強度管理用供試体φ10×20cm の３体の平均値，それ以外は各温度で加熱した無筋供試

Fig.13Compressive strength of restrained
specimen after expanded（拘束膨張供試体のコンクリート強度）

体および拘束膨張供試体（いずれも10×10×40cm）の２体の平均値である．
Fig.13 より，加熱温度が高いほどコンクリート強度は低下する傾向がある．しかし，80℃ 加熱では無筋および拘束有りいずれの場合にも，気乾養生コン
クリートよりも強度は高かった．無筋供試体と拘束膨張供試体を比べると，若干拘束膨張供試体の方が強度は小さい．105℃ や 120℃ での加熱は 80℃ よりも強度は低下する傾向があり，気乾養生コンクリー
トと比べて，105℃ 加熱は約4%の強度低下，120℃ 加
熱は約16% の強度低下となった．
一方，静弾性係数は，全ての加熱温度で拘束の有無によらず，気乾養生コンクリートよりも高くなっており，拘束膨張コンクリートの剛性は低下しない
ことが分かった．辻ら8)は，一軸拘束を受けた膨張コ
ンクリートは圧縮強度が膨張作用により低下しない
場合でも，ヤング係数が普通コンクリートに比べて小さくなるとしている．今回の結果との相違について，原因は不明だが，拘束膨張供試体の膨張率が高々0.1%（1000μ）程度で，文献に示される膨張コンク
リートと比べて小さいことが考えられる．
3.1(3)より，100℃ 前後の加熱では直後に大きな強度低下を生じることは分かっているが，一方で，供試体寸法が大きい場合にはコンクリート内部ではエトリンガイト分解は生じ難く，外からの水分供給も表層付近に限定されるため，実部材の力学性能低下への影響は小さい可能性がある．シリーズ３の拘Fig.14Young’s modulus of restrained specimen
after expanded（拘束膨張供試体の静弾性係数）

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太平洋セメント研究報告(TAIHEIYO CEMENT KENKYU HOKOKU) 第185号(2023)：森 他―――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――

Fig.15

Effect of heating temperature, specimen size and restrained on occurring excessive expansion（過膨張発生に与える加熱温度、拘束および供試体寸法の影響）

束膨張供試体の載荷試験より，100℃ 前後の加熱を受けても，コンクリートの圧縮強度と静弾性係数に顕著な低下は生じないことがわかった．
(2) 過膨張が生じた場合の補修に対する考え方
シリーズ１からシリーズ３の結果を総括して，加熱温度ごとの過膨張の発生有無，および鉄筋拘束や寸法の影響について整理したものを Fig.15 に示す．
超速硬セメントが使用される橋梁支承の台座コン
クリートなどの部材では，火害によって 100℃ 以上の熱を受けると，その後の水分供給の状況によっては過膨張が生じる可能性がある．実構造物では火災の規模にもよるが，６時間程度までの受熱時間であれば，部材内部においてエトリンガイト分解は生じ難く，外からの水分供給も表層付近に限定されるため，過膨張やそれによる強度低下の影響はかぶり近傍に留まると思われる．さらに，鉄筋あるいは周辺部位からの拘束があれば，100℃ 前後の加熱を受けても膨張は抑えられ，力学的性能の変化も小さいことがわかっている．火災等によるきわめて例外的な加熱作用を受けない限り，過膨張の発生はきわめて限定的であることが明らかとなった．
火害を受けた場合の速硬系材料を用いた材料の補修方法として，ひび割れの発生など過膨張の発生が疑われる影響範囲を特定した上で，その部位をはつり取って打替えすることが現実的な対応策であると考えられる．

４．まとめ

本検討で得られた結果を以下に示す．
(1) 超速硬セメント硬化体の過膨張が発生する加熱温度域は，保持時間６時間の場合，105～
120℃ 以上であって，80℃ 以下では発生しな
い．90～105℃ の温度域では比較的大きな膨張が生じており，過膨張かどうかの判断は難しかった．
(2) 過膨張が生じると，一軸方向の拘束で膨張を抑制できず，軸方向ひび割れの発生や軸直交方向へのはらみ出しが生じた．拘束膨張供試体で確認されたこれら外観上の特徴は，過膨張発生有無の判断目安となる．
(3) 供試体寸法が大きくなると，加熱温度が同じであっても最終的な膨張率は小さくなる．80～105℃ の温度域では，無筋での膨張率は0.2%前後であった．無筋で大きな膨張を示し
た120℃ も含めて，拘束下での膨張率はいず
れも0.1％ 程度にとどまった．
(4) 無筋の小型供試体の場合，100℃ 前後の加熱で一旦，強度は低下するが，その後の浸水で回復する．ただし，120℃ の加熱では強度回復は見込めなかった．

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太平洋セメント研究報告(TAIHEIYO CEMENT KENKYU HOKOKU) 第185号(2023)：森 他―――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――――(5) 供試体寸法の違いによって膨張に差が見られた原因として，加熱によるエトリンガイトの脱水とメタエトリンガイトへの変質が硬化体の表層付近に限定されたことが考えられる．
(6) 100℃ 以上の加熱を与えた拘束膨張供試体で部材としての力学特性を評価したところ，圧
縮強度や静弾性係数に顕著な性能低下は生じないことが確認できた．

参 考 文 献1) 林 千晶,久保善司,渡邉晋也. 高温履歴を受けた超速硬セメント硬化体の過膨張現象に関する研究. コンクリート工学年次論文集.
2020, 42(1),p.461-466.
2) 川口勇作,久保善司,渡邉晋也. 加熱履歴を受けた速硬型補修材料のDEFに関する基礎的研究.
コンクリート工学年次論文集.
2019,41(1), p.1679-1684.
3) 平尾 宙. 硫酸塩劣化事例―エトリンガイトの遅延生成（DEF）に関する研究―. コンクリート
工学. 2006,44(7),p.44-51.
4) 星野清一,平尾 宙,山田一夫. X線回折/リート
ベルト法によるセメントペーストの水和反応解析. コンクリート工学年次論文集.
2006,28(1), p.41-46.
5) 野澤里渚子,斎藤 豪,佐藤賢之介ほか. 乾燥条
件および温度履歴がエトリンガイト結晶中の水分状態に及ぼす影響. セメント・コンクリート
論文集. 2016,70(1),p.2-8.
6) 森 寛晃,江里口 玲,渡邉晋也ほか. 加熱した超速硬セメント硬化体の過膨張メカニズムの研究. コンクリート工学年次論文集.
2021,43(1),p.395-400.
7) Q.Zhou; F.P.Glasser. Thermal stability anddecomposition mechanisms of ettringite at<120°C. Cement and Concrete Research.
2001,31(9),p.1333-1339.
8) 辻 幸和. 一軸拘束を受けた膨張コンクリートの力学的特性. 土木学会論文集.
1986,(372),p.149-155.