街 然
租 3 笥es lO
嶺
0 0
0．25 0．50 0．75 1．00 0．25 0．50 0．75 1．00
高性能AE減水剤添加率（％） 高性能AE減水剤添加率（％）
一く）一平均値 1測定値の範囲
図3．2．29 高性能AE減水剤添加率がPEFRCのスランプおよび各種力学的特性 に及ぼす影響一実験VI−A一
▲
爪
500 450
400
A
V 350
舞300 250
200 150
一σ一架橋繊維数（平均）
＋曲げタフネス（平均）
1測定値の範囲
50 45 40 g35曾
v
30甕25 X20 卜
15赴
10 5
o．oo O．25 O．50 O．75 1．00 1．25
o
高性能AE減水剤添加率（％）
図3．2．30 高性能AE減水剤添加率と架橋繊維数との関係一実験VLA一
は曲げタフネスの測定結果も再掲している。
図より，高性能AE減水剤添加比の減少に伴い供試体破断面における架橋繊維数が減少 し，同時に曲げタフネスが低下する傾向にあることが認められる。このことは，高性能AE 減水剤添加量の不足によりマトリックスの流動性が低下した場合，繊維分散性が低下する
ことに起因して，曲げタフネスで示される繊維補強効果が低下する傾向にあることを示唆 しているものと考えられる。一方，高性能AE減水剤添加率Sp／B＝0．75％以上においても，
結合材ペーストの分離が生じたにも関わらず，供試体破断面における架橋繊維数は高性能 AE減水剤添加率の増加に伴い増大する傾向にある。このことは，良好な繊維分散性を得
るためにはマトリックスの適度な粘性が必要であるとする一般的見解と異なるところであ るが，結合材ペーストの分離により繊維の配向状態が2次元ランダム配向に近い状態とな ったために，供試体破断面における架橋繊維数が増加する傾向にあったものと推察される。
（3．2）実験VI−B「細骨材としての砕砂使用の影響の検討」
（3．2．1）砕砂置換率がPEFRCのスランプおよび各種力学的特性に及ぼす影響
写真3．2．11にスランプ試験の状況，表3．2．27に強度試験結果，図3．2．31に圧縮応カー ひずみ曲線の測定値（平均），図3．2．32に曲げ試験における荷重一載荷点変位曲線の測定 値（平均），図3．2．33に砕砂置換率がPEFRCのスランプおよび各種力学的特性に及ぼす影 響をそれぞれ示す。
スランプは，砕砂置換率S、／S＝100％において大きく低下しているが，S、／S＝75％までであ
一 127 一
・i鱗
幾鰹
薩
︑．ﾎ
﹂ ︑︑囁 曳
﹁﹁
（a） S，IS＝OO／o， Slump＝11．9cm
蟻
（b） S，IS＝250／o， Slump＝9．9cm
（c） S，IS＝500／o， Slump＝9．8cm （d） S，IS＝750／o， Slump＝12．2cm
（e） S，IS＝1000／o， Slump＝5．9cm
写真3．2．11 スランプ試験の状況一実験VI−B一
れば有意な差異は見られず，いずれも10cm前後の，プレキャストコンクリートへの適用 を想定する上で十分なスランプが得られていることが判る。
圧縮強度，ヤング係数および割裂引張強度に関して，砕砂置換率の変化に伴う変動はほ とんど認められておらず，ほぼ一定の値を保持している。曲げ強度および曲げタフネスに 関しては，S、／S＝75％以下ではほぼ一定の値を保持しているが， S、／S−100％において低下し ており，スランプと概ね同様の傾向を示していることが判る。
以上の結果より，置換率S、／S＝75％程度までであれば，細骨材として砕砂を用いても所要 のコンシステンシーおよび力学的性能を有するPEFRCを得ることが可能であると考えら
れる。
（3．2．2）繊維分散性の間接的評価
実験VI−Aと同様に，繊維分散性の間接的評価を目的に，曲げ供試体破断面における架橋 繊維数の測定を行った。図3．2．34に，架橋繊維数の測定結果を曲げタフネスの測定値とと
もに示す。
図より，特に全面的に砕砂を使用した場合に架橋繊維数が減少し，同時に曲げタフネス も低下する傾向にあることが判る。但し，本実験における架橋繊維数および曲げタフネス の変動は実験VI−Aの場合に比して小さく，これは，砕砂置換率の変化によるマトリックス のコンシステンシーの変動が高性能AE減水剤添加率の変化によるそれよりも小さいため であると思われる。
ここで，実験VI−A， Bのいずれにおいても，特にフレッシュPEFRCのスランプが小さい 調合において，供試体破断面における架橋繊維数が減少することに起因して硬化PEFRC の曲げタフネスが低下する傾向が見られた。このことから，PEFRC中の良好な繊維分散性
表3．2．27 強度試験結果一実験VI−B一
Sc／S i％）
σB iN／mm2）
E ikN／mm2）
σt iN／mm2）
σf iN／mm2）
Tb ikN・mm）
57．9 24．3 7．66 11．1 46．1
0
7．55％ 3」9％ 3．31％ 11．4％ 10．6％
62．3 25．2 7．64 11．1 45．6
25
2．93％ 2．45％ 2．83％ 6．79％ 6．24％
64．5 24．8 7．61 10．8 44．7
50
4．13％ 3．69％ 3．37％ 9．71％ 9．51％
56．4 23．3 7．77 10．9 44．9
75
0，985％ 1．95％ 5．99％ 3．89％ 2．94％
59．4 25．2 7．92 9．95 41．6
100
2．08％ L63％ 2．97％ 9．14％ 10．6％
＊Sp／B：高性能AE減水剤添加率，σB：圧縮強度， E：ヤング係数，
σt：割裂引張強度，σf：曲げ強度，Tb：曲げタフネス
＊上段は平均値，下段は変動係数をそれぞれ示す。
＊網掛けは変化させた調合因子を示す。
一129一
80 70 60租
起 50乙
R 40 30111 20 10
0
0．O O．5 1．0 1．5 2．0 2．5 3．0 3．5 圧縮ひずみ（×10−3）
図3．2．31 圧縮応カーひずみ曲線の測定値（平均
＋S、／S＝0％
{S、／S＝25％
ｨ←S。／S＝50％
黶mトS、／S＝75％
黶汕黷r。／S＝100％
4．0 4．5 5．0
一実験：VLB一
30
25
A 20篁 颪15 10
5
o
O．O O．5 1．0 1．5 2．0 2．5 3．0 3．5 4．0 輔点変位（㎜）
図3．2．32 荷重一載荷点変位曲線の測定値（平均）一実Wt VI−B一
＋S、／S＝0％
{S。／S＝25％
ｨ←S、／S＝50％
{S、／S−75％
{S、／S＝100％
30 25
e
冒20 ト 151pt 10
5 0
40
信30
量
義・・
．X 10
︵N目ミZ︶遡魑査租
o
15
12 9
6
3
o
▲
ホ
o
25 50 75 100
砕砂置換率（％）
o
25 50 75 100
砕砂置換率（％）
o
80
60@ 40 20
︵N日日乞︶出軍禦出︵嶺z︶懸需要一面鰹酪
o
10
8 6 4
2
o
o
25 50 75 100
砕砂置換率（％）
o
60 肩50 当・・
暴 30 な20 竈1・
0
25 50 75 100 O
砕砂置換率（％）
一（〉平均値 1測定値の範囲
25 50 75 100
砕砂置換率（％）
25 50 75 100
砕砂置換率（％）
図3．2．33 砕砂置換率がPEFRCのスランプおよび各種力学的特性に及ぼす影響
一実，Wt VI 一B一
一131一
650 600 550 500 50@00 50 00 50
4 4 3 3 ︵∠
︵粁︶無借切曄憲
200 150 100
一〇・・一一架橋繊維数（平均）
＋曲げタフネス（平均）
1測定値の範囲
55 50 45
、。層
35量
，。巽
25ミ
18 ig
15
一・Q5 o
25 50 75
砕砂置換率（％）
100 125
10
図3．2．34 砕砂置換率と架橋繊維数との関係一実験：VLB一
を確保し，硬化PEFRCに所要の曲げタフネスを付与するためには，フレッシュPEFRCの スランプの管理が重要になるものと考えられる。
（4）まとめ
本項では，製造条件の制約に伴う使用材料の変動を想定し，高性能AE減水剤添加率な らびに砕砂置換率がPEFRCのコンシステンシーおよび各種力学的特性に及ぼす影響につ いて実験的検討を行った。また，曲げ供試体破断面における架橋繊維数を測定することに より，各水準の繊維分散性の間接的評価を実施した。その結果として，以下の知見が得ら
れた。︶
1
︶
2
︶
3
高性能AE減水剤の過剰添加により材料分離が生じても曲げタフネスで示される繊 維補強効果が低下する危険性は小さく，むしろ添加量不足により硬練りとなった場 合にPEFRCの靭性が低下する危険性が示唆された。このことから， PEFRCの製造 にあたっては，材料分離の有無以上に，高性能AE減水剤の添加量不足により所要 のスランプが得られない状況を回避する必要があると考えられる。
細骨材として全面的に砕砂を用いた場合において，PEFRCのスランプが低下し，同 時に曲げタフネスも若干低下する傾向が見られたが，砕砂置i換率S。／S−75％程度まで であれば所要のコンシステンシーおよび曲げタフネスを有するPEFRCが得られる
ことが判った。
実験VLA， Bのいずれにおいても，特にフレッシュPEFRCのスランプが小さい調合
において，供試体破断面における架橋繊維数が減少することに起因して硬化PEFRC の曲げタフネスが低下する傾向が見られた。このことから，良好な繊維分散性を確 保し，硬化PEFRCに所要の曲げタフネスを付与するためには，フレッシュPEFRC のスランプの管理が重要となるものと考えられる。
但し，PEFRC中の繊維分散性の評価に関しては，更なる検討が必要である。
一133一
3．3 PEFRCの各種力学的特性および基礎物性の評価
3．3．1 研究目的
本節では，前節に示す一連の実験より得られたPEFRCに関して，既報のSFRCとの比較 による各種力学的特性の評価を行った。また，PEFRCを首尾よく実用に供するためには，
力学的性能だけでなく，耐久性や使用性に関わる基礎物性の把握も重要な課題となる。そ こで，ここでは，PEFRCの基礎物性として，乾燥収縮特性，耐火性，凍結融解抵抗性およ び中性化抵抗性に関して実験的検討を行った。
3．3．2 PEFRCの各種力学的特性の評価
表3．3．1に検討対象としたPEFRCおよびSFRCの調合の範囲，図3．3．1〜4にPEFRCの 各種力学的特性の関係をそれぞれ示す。これらの図中に示すデータは，前節において選定 された，繊維形状とマトリックス調合の最適な組合せによるPEFRCに関するものである。
また，同図中には比較のため，既報4）のSFRCに関する実験データ（繊維長さ：lf−20〜50mm，
繊維体積率：Vf＝＝O．3〜2．9％）も併記している。さらに，通常のコンクリ・一一一トを対象とした 以下の推定式も併記している。
a） RC構造計算規準式（圧縮強度一ヤング係数関係式）24・25）
2ボE＝3．3s×lo4@×（lt ） ×（
ここに，E：
crB ：
訂
ヤング係数（N／mm2）， r：気乾単位体積重量（kN／m3），
圧縮強度（N／mm2）
［3．3．1］
b） 野口式（圧縮強度一割裂引張強度関係式）26）
り m mノ
︵N
度 張強 引裂 割
0研 レ％ 29 0
＝
ら
ア旨
こ
こ
一 ［3．3．2］
表3．3．1検討対象としたPEFRCおよびSFRCの調合の範囲
記号 繊維 Vf
i％）
W／B（C）
@（％）
Sg／B i％）
s／a i％）
W ikg／m3）
Sp／B
i％）
F−PEFRC 原糸 1．0〜3．0 50 50 65 325 0．25〜050 S−PEFRC 集束 1．0〜5．0 33 50 65 325 0．25〜0．50 SFRC4） 異形 0．3〜2．9 33〜70 ｝ 38〜88 215〜310 一
＊Vf：繊維体積率， W／B：水結合材比， W／C：水セメント比，
Sg／B：高炉スラグ微粉末混入率， C：セメント， Sg：高炉スラグ微粉末，
B（＝C＋Sg）：結合材， s／a：細骨材率， W：単位水量， Sp／B：高性能AE減水剤混入率
40
35