高強度・超高強度コンクリートおよびコンファインドコンクリートの圧縮強度の変動に関する研究

第25号B 平 成2年

高強度@超高強度コンクリートおよび

コンファインドコンクリートの

圧縮強度の変動に関する研究

山田和夫

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Concrete

Kazuo

YAMADA

1n this study， the variations of the compressive strength of high strength plain and confined concrete were巴xamined，as a first step to establish a standard test method for the compressive strengh concrete. The following results were obtained from this experi -ments:

1) The compressive strength of concrete increased with the increase of confined ratio and yield point of lateral reinforced st巴elbar.This tendency was more significant

as the decrease of compressive strength of concrete matrix

2) 1n the case of compressive strength of concr巴tematrix{Fc)孟800kgf/cm'，the compressive strengths of concrete were hardly a任巴ct巴dby the diff巴renceof dryn巴ssof

specimen. 1n the case of Fc=400 kgf/cm'， however， the compressive str巴ngthsof concrete

in dry condition were higher than thos巴inwet condtion.

3) The stochastic models for normal strength concrete propos巴dby the author were

available to the high strength concrete. The theor巴ticalpredictions on the statistical distributions of concrete strength were in good agr巴ementwith the experimental results over a wide rang巴 4) The coe伍cientof variation of concrete strength decreased with the increase of the strength of concrete matrix， the confined ratio and yield point of lateral reinforced steel bar. 155 L まえがき 通常強度のコンクリートを対象としたものであり、 高強度・超高強度コンクリートは、最近高性能A E減水剤やシリカフュームなどの開発によって、比 較的容易に得られるようになり、今後鉄筋コンクリ ート(以下、

RC

と略記)構造物に用いられるコン クリートは、益々高強度化していくもの考えれられ る。コンクリートの圧縮強度試験のための規定とし ては、既にJIS A 1108(コンクリートの圧縮強度試 験方法)およびJISA 1132(コンクリートの強度試 験用供試体の作り方)があるが、これらの規定は、 建築学科 600kgf/cm2_{を超えるような高強度コンクリー卜に対} してそのまま適用できるか否かについては、十分に 検討しておく必要がある。 本研究では、上記の点を踏まえて、高強度・超高 強度コンクリートの圧縮強度標準試験方法の確立を 最終目的とした研究とーっとして、高強度固超高強 度コンクリートおよびコンファインドコンクリート の圧縮強度の変動の実態を把握するために一連の調 査を行った。

1

5

6

山田和夫 表 1 コンクリートの標準調合表 調 合 強 度 官/(C+Si) 単 位 量 (kg/ポ) 混和剤・ (kgf/cm2) (%) C

w

S G S i (%) 400 5 2 317 165 897 1021 O. 90 800 3 0 533 160 744 999 1.70 1 2 0 0 2 5 512 160 579 1026 128 3. 50 [註]

c

:セメント、 W :水、 S :細骨材、 G:組骨材、 Si :シリ カフューム、..結合材 (C

+

S i)に対する重量比。 2.実 験 方 法 2.1 実験の概要 本研究では、高強度および超高強度コンクリート の圧縮強度に及ぼす横補強筋および試験体の乾湿の 影響、ならびに高強度および超高強度コンクリート の材料固有の強度の変動の実態を把握するための調 査を行った。本実験で取り上げた要因は、母材コン クリー卜の圧縮強度 (4週目標圧縮強度(Fc)=400、 800および1200kgf/cm2_{の3種類)、横補強筋(公称} 直径 3mmのスパイラル筋、ただし、かぶり厚さは 0 cmとした)の降伏点 (fy=2800、5500および13300kg f/cm2_{の3種類)および間隔 (1.25、2.5、5および} ∞cmの4種類、体積比(Vs)に換算すると、それぞれ 2. 26、1.13、O.56および0%)、ならびに試験時にお ける試験体の乾燥状態(湿試験および乾試験の 2種 類)である。コンクリートの調合表を表 1に示す。 試験体は、同一要因ごとに15個製作し、このうち12 個を湿試験に、 3個を乾試験(ひずみ測定用)に用 いた。なお、試験体は、いずれもφ10x20cmの円柱 体とし7こ。 2.2使用材料 試験体の製作に際しては、普通ボルトランドセメ ント(小野田セメント社製〉、細骨材として大井川 水系産の川砂(最大寸法=5mm、表乾比重=2.63、粗粒 率=2.76)、粗骨材として岡崎産砕石(最大寸法=20 問、表乾比重=2.66、粗粒率=6.65、Fc=400および800 kgf/cm2_{用〉および段戸産砕石(最大寸法=20冊目、表} 乾比重=2.63、粗粒率=6.65、Fc=1200kgf/cm2_用)、横 補強筋として軟鋼(fy=2800kgf/cm2_{用)、磨き鏑 (f}y= 5500kgf/cm2_{用)およびピアノ線(fy=13300kgf/cポ用} )、混和材としてシリカフューム(マイクロシリカ9 40u、比重=2.18、比表面積=200.000cm2_{/g、平均粒径} =0. 15μm)、並びに高性能A E減水剤として特殊ス ルホン基・カルボキシル基含有多元ポリマーを主成 分とした混和剤(チューポールHP-11、Fc=400・800 kgf/cm2_{用)およびアルキルアリルスルホン酸塩高} 縮合物を主成分とした混和剤(ポールファイン510A N、Fc=1200kgf/cm2_{用)を使用した。} 2.3試験体の製作および養生方法 コンクリートの混練には、 10 0

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強制練りミキ サーを使用し、まずモルタル状態で 1分間混練した 後、直ちに組骨材を投入してから4分間の合計5分 間混練した。横補強筋は、あらかじめ試験体にセッ トして、コンクリートの打設を行った。打設は 2層 に分けて行い、各層ごとに木つ、ずちと棒状パイプレ ータを用いて十分に振動締固めを行った。キャッピ ングは、既往の実験結果1)を踏まえて、 Fc=400kgf/ cm2_{クラスのコンクリートについては、セメントベ} ーストキャッピング(材令1B自に実施)とし、 Fc =800および1200kgf/cm2_{クラスのコンクリートにつ} いては、シリカフューム混入セメントベーストキャ ッピング(打設後約5時間自に実施)とした。試験 体は、材令 1-2呂田に脱型後、水槽中で、標準水中 (温度20土1'C)養生を行った。乾試験用試験体 は、材令 27日間水中養生した後、試験時まで実験 室内で空中養生を、湿試験用試験体は、試験直前ま で水中養生を行った。試験材令はすべて28日とし た。 2.4載荷および測定方法 載荷には、 200tfアムスラー型耐圧試験機(前川 試験機製作所社製)を使用し、載荷速度が2- 3 kg f/cm2_{/secの一定となるように手動で調節しながら} 最大耐力まで載荷を行った。荷重の検出lこは、試験 機付属のひずみゲージ式油圧計を用いた。また、乾 試験用の試験体には、載荷軸方向のひずみ度および 横補強筋のひずみ度を測定すために、それぞれ測定 長67mmおよび、5mmのワイヤーストレインゲージを姑

y)別に示したものである。これらの図から明らか なように、コンクリートの圧縮強度(fc)は、一般 に横補強筋の量 (Vs)お よ び 降 伏 点 (f y)が大き くなるに従って増大する傾向を示す。特に、母材コ ンクリートの目標圧縮強度が 400kgf/cm2_クラスの 場合には、 Vs値 が0.56% (横補強筋間隔=5. Ocm) の段階で、すでにかなりの横補強筋効果が認められ る。また、コンクリート強度と横補強筋の量との関 係は、試験体の乾湿および横補強筋の降伏点にかか わらずほぼ線形関係にあることがわかる。このこと から、コンクリート強度に及ぼす横補強筋の量およ び降伏点の影響は、母材コンクリートの強度が小さ いほど顕著であるといえる。本実験の場合、前述し たように、横補強筋はいずれの試験体においても最 大耐力到達前に降伏していたため、横補強筋の量お よび降伏点が同じであれば、最大耐力近傍での横補 強筋による3軸拘束応力は、母材コンクリートの強 度にかかわらず等しくなる。したがって、本実験で 観察された上記の現象は、母材コンクリートの強度 が小さいほど、母材コンクリートの1軸圧縮強度に 対する拘束応力度の割合、ずなわち3軸拘束応力度 比が大きくなるため、横補強筋による拘束効果が増 加したことに起因しているものと推察される。 ﹁ ζ 司 〆 ﹄ 持 栄 養 M R

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コンクリートの応力度と横補強筋 のひずみ度との関係 図 -1 付した。応力度とひずみ度との関係は、デジタル式 ひずみ計 (TDS-301 、東京測器研究所社製)とパー ソナル・コンビュータ (PC-9801M2、日本電気社製) を用いて自動計測した。 3.実験結果とその考案 図- 1は、コンクリートの応力度と試験体中央付 近に貼付した6枚のワーヤーストレインゲージによ って計測きれた横補強筋のひずみ度との関係を示し た一例であるが、本実験では、横補強筋は、いずれ の場合も試験体が最大耐力に到達する以前に降伏し ていた。 ( 2)試験体の乾湿の影響 図- 4 (a) - (c)は、コンクリートの圧縮強 度 (f c) に及ぼす試験体の乾湿の影響を母材コン クリートの目標圧縮強度別に示したものである。こ れらの図によれば、母材コンクリートの目標圧縮強 度が800および 1200kgf/cm2_{クラスの場合には、コン} クリートの圧縮強度に及ぼす試験体の乾湿の影響は 比較的小さいが、母材コンクリートの目標圧縮強度

3.1

コンクリート強度に及ぼす外的要因の影響 (1)横補強筋の影響 図- 2および図- 3は、それぞれ湿試験および乾 試験によって得られたコンクリートの圧縮強度(f c)に及ぼす横補強筋比 (Vs)の影響を母材コンク リー卜の目標圧縮強度および横補強筋の降伏点(f

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図- 3 Wet condition 0.6

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(%) コ ン ク リ ー ト の 圧 縮 強 度 に 及 ぼ す 横 補 強 筋 の 影 響 ( 湿 試 験 ) 2.4 1 . B 0.0

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図-2

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0.0 0.6 1.2 1 回日 2.4 Vs (%) ( a) f y=2l100kgf/cザクラス が400kgf/cm2_{クラスの場合には、試験体の乾湿程度} によってコンクリート強度はかなり相違することが わかる。たとえば、 Fc=400kgf/cm2_{クラスのコンク} リートの場合、コンクリー卜強度に及ぼす試験体の 乾湿の影響を全平均で評価すると試験体が乾燥する ことによって圧縮強度は約19%増大するのに対して、 F c=800および 1200kgf/cm2_{クラスのコンクリートの} 場合には、それぞれ約4 %および 3 %増大するに過 ぎなし、。したがって、コンクリート強度に及ぼす試 験体の乾湿の影響は、一般的に母材コンクリー卜の 強度、横補強筋の量および降伏点が小さいものほど 顕 著 で あ る と い え る 。 こ れ は 、 お そ ら く Fc=800お よび1200kgf/cm2_{ク ラ ス の コ ン ク リ ー ト は 、 水 結 合} 材 比 (W/(C+Si)) が 30% 以下で、かっ空気量 も少なくコンクリートが密実であるため、 Fc=400 kgf/crn2_{クラスのコンクリート (W/C=52%) に} 比べて、試験体の乾燥に伴う自由水の蒸発が少ない ためであろう。 3.3 コンクリート固有の強度の変動の実態 (1)確率分布性状 材料の破壊過程が2状態 1段階マルコフ確率過程 に従う場合、すなわち完全脆性型の破壊を示す場合 には、強度の確率分布は形式上Weibull分 布 に 一 致 することが知られている幻。一方、材料が金属材料 のような延性的な破壊過程を示す場合には、 Hasofe r31 _{も指摘しているように、強度の確率分布は Weib} ull 分布よりも Pareto分布に近い確率分布性状を示 すといわれている。しかし、コンクリートの破壊は、 これらの中間的な破壊過程を示すのが一般的である と考えられる。筆者らが提案したコンクリート強度 に関する2種類の確率破壊モデル(以下、 Model-141 およびModel-251_{と略記する)は、このようなコンク} 山田和夫 0 0 ω fy=5500kgf/cm美 栄2

8

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0.0 0.6 1.2 1.8 2.4 Vs (%) ( c) f y=13300kgf/cザクラス 図 4 コンクリートの圧縮強度に及ぼす 試験体の乾湿の影響 リ ト特有の破壊過程をモデル化したものであるが、 いずれの破壊モデルも極値として恥ibull分布と Pa-reto分布を包含しており、上記の 2種類の確率破壊 モデルよりも汎用性のある破壊モデルであるといえ る。 これらの強度に関する確率破壊モデルにおいて、 応力σの下で試験体が破壊している確率 (D(σ) ) は、それぞれ以下のように表される。 1 )胃eibull分 布 f一 二 位Lー β+1、 D (σ) 1-exp {，~':'.~ .(11-"') ... l ( β + 1 ) σ J ( 1 ) ここに、 m:試験体の体積、 L:試験体の内部構 造に関連する値、 σ:公称応力、 β :材 料定数、(1:載荷速度。 2) Pareto分 布

自己する領域の大きさに関連する値、 Lu : 不安定クラックの進展過程段階における 試験体の内部構造に関連する値。 (2 ) = 1ー(でιー) θ υ E

D

(σ) ここに、 σ :公称応力、 σ; 被壊開始応力度、日 :欠陥指標と呼ばれているパラメータ。 4)盟odel-2 ①LI手L2の場合: {二且ニ1L一一β+1 (β+1)σu 3 )調。del-l { 二 叫 」 (β+1) ri D (σ)ニ 1~~乙-L e x p L2-Llc - . . y D (σ) =l~exp

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十-J41-[ L2-Ll 十件丘土斗三¥mu・Lu/(β+1) m.L2 血 じL主 _ _ mニk_ {"~U ， ~U +1 β+ 1 ' ，"(β+1)σ -mu 'Lu ~ • U • I σβ+1} ここに、 F(z，

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叫(ーt)・tZ-1_{dt:第 1種不完} 全ガンマ関数、 m:試験体の体積、 L1 試験体の初期内部構造に関連する値、 σ :公称応力、 β :材料定数、 σ:載 荷 速 度、 mu 不安定クラックの進展過程を支 (3 ) ー且ニ1Lー β+1¥ (β+ 1 ) σ ν J F、o 3ロ l口 ~， Z ' 」 口 ↓叩 Zι 」 ロ 開 口 司e 6.目 7.0 7. I 7.2 7.3 7.4 LN(STRENGTH) F c= 1200岡f/α目2 fy=13300ほf/crn2

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の 場 合

(d) V

s= 2.2 6

%の場合 図-5 コ ン ク リ ー ト 強 度 の 確 率 分 性 状 に 対 す る Model-lの 適 用 性 (Fcニ1200kgf/cぜクラス、 f y=13300kgf/cぜ ク ラ ス ) 7.5 7.6 7，7 7.1 7.2 7.3 7.4 LN(STRENGTH)

支配する領域の大きさに関連する値、Lu :不安定クラックの進展過程段階におけ る試験体の内部構造に関連する値。 図- 5および図- 6は、それぞれ本実験で得られ た超高強度コンクリート (Fc=1200kgf/cm2、 fy=1 3300kgf/cm2の場合)の強度の確率分布性状に対す る Model-1 および~Model-2 の適用性を Weibull 確率紙 上で謁ベた結果の例を示したものである。ただし、 図中にはWei-bull分布およびPareto分布による当て はめの結果も併示しである。これらの図によれば、 本実験結果lこ対する各確率分布式の適合性は、 Wei -bull分布やPareto分布よりも Model寸および、Modeト 2の方が優れていることがわかる。なお、コンクリ ート強度の変動が小さくなると、強度の確率分布曲 線は比較的直線的、すなわち Weibull分 布lこ近い性 状を示すようになり、かっその直線の勾配もコンク リート強度の変動が大きい場合に比べると、かなり 大きくなっていることがわかる。 山田和夫 (4 )

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(4) ， ここに、

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，p)=J;exp(ーt)・tZ -1_{dt:第1種不完} 全ガンマ関数、 m :試験体の体積、 L1 : 試験体の初期内部構造に関連する値、L 2 :安定した微小クラックの累積過程段階 における試験体の内部構造に関連する値、 σ:公称応力、 β :材料定数、 a:載 荷 速度、ffiu:不安定クラックの進展過程を Fc= 1200同f/cm2 fy=13300国f/cm2 Vs=O. 56% • EXPERI円ENT -一一一一-IIIEIBULL 一一- P向RETO -ーー一一ー円OOEL-2 ロ . N ロ . -、D ， 、o ロ lロ

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MODEL-2 ロ E N ロ . -7.9 7.7 7.日 (c) Vs= 1.1 3 %の 場 合 ( d) V s= 2 . 2 6 % の 場 合 図

-6

コ ン ク リ ー ト 強 度 の 確 率 分 性 状 に 対 す るModel-2の 適 用 性 ( F c=1200kgf/ cぜクラス、 f y=13300kgf/cぜ ク ラ ス ) 7. S 7.4 7.5 7.6 LN(STRENGTH) 7.2

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Wet condition 0.0 0.6 1.2 1.8 2.4 Vs (克) (a)調 合 強 度 =400kgf/cぜ ク ラ ス の 場 合 (2 )各種要因の影響 図 7 ( a ) - ( c )は、混試験によって得られ たコンクリートの圧縮強度の変動係数 (c.v.)に 及ぼす横補強筋量 (vs)の 影 響 を 横 補 強 筋 の 降 伏 点 ( fy)別に示したものである。実験結果に若干 のバラツキがあるため、あまり明確ではないが、一 般に横補強筋の量および降伏点が大きくて、横補強 筋効果の大きいコンクリートほど強度の変動係数は 減少する傾向にあることがわかる。また、コンクリ ート強度の変動係数に及ぼす横補強筋の効果は、母 材コンクリートの強度が小さいほど著しいこともわ かる。ところで、コンクリート強度の変動係数に及 ぼす母材コンクリートの目標圧縮強度 (Fc)の 影 響を調べてみると、 Fc=800および1200kgf/cm2_ク ラスのコンクリート強度の変動係数は、 Fc=400kgf /cm2_{クラスのコンクリートと比べて全体的にかなり} 小さくなっており、前述したコンクリートの破壊過 程の相違という観点、からは全く予測できない傾向と なっている。これは、おそらく Fc=800および 1200k gf/cm2_{クラスの超高強度コンクリートの場合、粘性} が大きいために同一スランプ値の普通強度コンクリ ートと比較して材料分離に対する抵抗性が優れてい ること、空気連行性が小さいために空隙量も少ない ことなどによって、コンクリー卜自体の均質性が高 いためであろう。 4. 結 論 本研究によって得られた結果は、およそ次のよう にまとめられる。 1 )コンクリートの圧縮強度は、横補強筋の量およ び降伏点が大きくなるに従って増大するが、そ の増大傾向は、母材コンクリートの強度が小さ いほど著しい。

。

∞

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。

。

Wet c口ndition 0.0 0.6 1.2 1.8 2.4 Vs (%) (b)調 合 強 度 =800kgf/c圃Eク ラ ス の 場 合

。

∞

1 Fc=1200kgf/cm繁 栄2

。

ω 0 . 守 0 . N 一 日 ) ， ﹀ . u 0・fy= 2日OOkgf/cm**2 • : fy= 5500kgf Icm**2

o

:

fy=133

∞

kgf Icm勢 同

-ミ二~~~~ミミ 8

。

。

Wet condition 0.0 0.6 1.2 1.8 2.4 Vs (%) {c}調 合 強 度 =1200kgf/cm2_{ク ラ ス の 場 合} 図 7 コンクリートの圧縮強度の変動に 及ぼす各種要因の影響 2 )母材コンクリートの目標圧縮強度(F c) が800 kgf/cm2_{以上のクラスの場合には、コンクリー} ト強度は、試験体の乾湿の影響をそれほど顕著 には受けないが、 Fc=400kgf/cm2_{クラスのコン} クリートでは、試験体の乾混の影響を顕著に受 ける。 3 )筆者らが普通強度コンクリートに対して提案し た確率破壊モデルは、高強度・超高強度コンク リートの材料固有の強度の確率分布性状に対し でも適用性がある。 4) 本研究で対象としたような高強度の範囲では、 コシクリート強度の変動係数は、母材コンクリ ートの強度が大きいほど、かっ横補強筋の量お よび降伏点、が大きいコンクリートほど、減少す る。 [ 謝 辞 ] 本研究は、建設省総合技術開発プロジェクト「鉄 筋コンクリート造建築物の超軽量化・超高層化技術 の開発」の一環として、分担研究者である三重大学

1

6

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工学部谷川恭雄教授からの委託により実施したもの である。実験の計画から実施に至るまでご指導を賜 わった同谷川教授、また、実験の実施に際して御助 力を賜わった柴田辰正君(三重大学院生〉、後藤雅 仁君四誇賀貴浩君・中根智彦君園三岡誠君(愛知工 業大学4年生)に対して謝意を表します。 [引用文献

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山田和夫 1)谷川恭雄、畑中重光、柴田辰正:高強度・超高 強度コンクリートの圧縮試験方法lこ関する研究、 日本建築学会東海支部研究報告集、第28号、平 2. 2、pp.17-20 2)横堀武夫:材料強度学(第2版)、岩波全書、 Btl49目10、334pp.

3) A.M. Hasofer A Statistical Theory of the

Brittle Fracture of Ste巴1.Int. Jour. of Fracture Mechanics. Vo1.4. No.4. Dec.1968. pp.439-452. 4)谷川恭雄、山田和夫.セメント系複合材料の強 度に関する確率論的研究(第1報)、日本建築 学会論文報告集、第267号、昭 53.5、pp.1-10. 5)小阪義夫、谷川￨恭雄、山田和夫:コンクリート 強度に関する確率破壊モデルとその特徴、日本 建築学会構造系論文報告集、第347号、昭 60.1、 pp.18-29. 使 理 平 成2年3月20日)