強制撹拌型ミキサを用いた超高強度繊維補強
コンクリートの練混ぜ方法に関する研究
坂本 淳*1・新藤 竹文*2・宇治 公隆*3 概要：本論文では，超高強度繊維補強コンクリートの練混ぜ時間短縮を目的として強制撹拌型ミキサを用いた練混ぜ 方法に関して検討した結果について示す。内羽根，外羽根の周速を適切に設定し，外羽根に対する内羽根の周速比を 1～1.5 程度とし，各周速の積を 4(m/s)2以上とすることにより，目標とした練混ぜ時間10 分以内に所要の流動性を確 保できることを容量規模の異なる2 種類の同型ミキサにより実証した。また，この条件内で練混ぜ時間をなるべく短 くするために最適な各羽根の周波数設定条件は，ミキサ容量100・500 リットルのどちらとも内羽根が 47.1Hz，外羽 根が55Hz であった。 キーワード：超高強度繊維補強コンクリート，強制撹拌型ミキサ，練混ぜ1. はじめに
高強度，高じん性，高耐久性などの優れた特性を有す る超高強度繊維補強コンクリート（以下，UFC と記す） は，道路橋や床版部材など近年様々な構造物へ適用され ている1）,2)。土木学会「超高強度繊維補強コンクリート の設計・施工指針（案）」3）（以下，UFC 指針（案）と記 す）に示されているように，同コンクリートは粒径2.5mm 以下の骨材，セメント，シリカフュームなどの微粉末材， 水，高性能減水剤および補強用繊維から構成され，標準 配合粉体を使用した配合の水粉体比は 8％程度と極めて 低い。このため，一般のコンクリートに比べると粘性が 高いために，練混ぜ時間もかなり長くなることが指摘さ れている3)。 一方，UFC は短期間に硬化後の組織を緻密化する目的 から，蒸気養生などの熱養生を施すことを標準としてい るため，プレキャスト部材としての利用が現時点では一 般的である。このため，同コンクリートのプレキャスト 部材を大量に工場製作する際には，練混ぜ作業に要する 時間が製作サイクル上のクリティカルポイントとなる場 合が多いと考えられる。したがって，練混ぜ時間を短縮 することは部材製作効率の向上において有効な対策の一 つであると考えられるが，このようなUFC に関する技術 的課題について検討した事例はこれまでにほとんど報告 されていない。 国内初の UFC 歩道橋部材の製作事例3）においては， パン型強制練りミキサ（容量1.75m3）を用いて標準配合 粉体を使用したUFC の練混ぜが行われており，繊維投入 前7 分，繊維投入時 5 分，および繊維投入後 2 分の合計 14 分間を標準的な 1 バッチあたりの練混ぜ時間として実 施された。また，Aft 系 UFC を対象とした汎用的な水平 二軸式強制練りミキサ（容量 2.5m3）による製造実験に おいても同様に，繊維投入時間も含めて12～14 分程度の 練混ぜ時間が必要であることが報告されている4）。 本研究ではUFC の練混ぜ時間短縮を目的として，強制 撹拌型ミキサを用いた練混ぜ方法について検討した結果 を示す。2.
小容量強制撹拌型ミキサによる練混ぜ方法
の事前検討実験
2.1 使用ミキサ 本研究では，容量500 リットルの中容量強制撹拌型ミ キサの練混ぜ試験を実施する前に，図－1 に示す容量100 リットルの小容量強制撹拌型ミキサを使用して練混ぜ方 法に関する事前検討実験を行った。さらに，事前検討実 験における練混ぜ時間短縮に関する目標値などを定める ため，図－1 と同タイプで容量50 リットルの強制撹拌型 ミキサを用いて予備実験を行った。 したがって，本研究では容量の異なる3 種類の強制撹 *1 大成建設（株） 主任研究員 技術センター 土木技術開発部 工修 (正会員) 〒245-0051 神奈川県横浜市戸塚区名瀬町 344-1 *2 大成建設（株） 主席研究員 技術センター 土木技術研究所 工博 (正会員) 〒245-0051 神奈川県横浜市戸塚区名瀬町 344-1 コンクリート工学論文集 第22巻第1号 2011年1月拌型ミキサを用いて UFC への適用性を検討するととも に，容量100 リットルの小容量ミキサで定めた最適練混 ぜ条件の容量500 リットルの中容量ミキサへの適用性に ついても検証した。本章では，容量50 リットルのミキサ を用いて行った予備実験結果，および容量100 リットル のミキサを用いて行った事前検討実験結果を示す。 本研究で実験の対象とした強制撹拌型ミキサはコン クリート製造業のほか，製鉄業，窯業など様々な分野に おける粉体の混合や汚泥の造粒・混練などの目的で使用 されている。図－1 および写真－1 に示すように，本ミキ サはコーン型の容器の中心部にスパイラル状の羽根（以 下，内羽根と称する）を有する軸を有している。さらに， 別途設けられた5 本のアーム先には容器内側面に添って 外羽根（以下，外羽根と称する）が配置されており，内・ 外羽根のモータは個別に設置されている。 コンクリート試料は，内羽根の回転によりせん断作用 と拡散作用を与えられながら上方へ搬送される。また， それと同時に試料は容器内側を内羽根とは逆方向に回転 している外羽根によって，攪拌作用を受けながら下向き かつ内羽根に向かって押し込まれる作用を受ける。した がって，これら内・外の2 種類の羽根が相互に逆回転し て試料を練り混ぜることにより，試料へ強いせん断力を 与えることができるため，二軸式強制練りミキサなどの 一般的なミキサに比べて練混ぜ時間を短縮できることが 期待される。本研究では，鋼繊維添加前の練混ぜにおけ る内・外羽根の周速を適宜設定し，最適な練混ぜ方法を 検討した。 2.2 使用材料および対象配合 本研究で実験の対象としたUFC の配合，および使用材 料を表－１に示す。UFC 指針（案）3)に示される標準配 合粉体の材料構成を参考とし，市販の材料を組み合わせ たノンプレミックス型UFC 配合を実験の対象とした。 粉体材料としては低熱ポルトランドセメント，シリカ フュームを主として使用し，その他に中間粒子となる混 和材料として高炉スラグ微粉末を主として添加した。骨 材としては絶乾状態の4～7 号硅砂を使用し，その他，上 水道水，ポリカルボン酸系高性能減水剤，および鋼繊維 を使用した。鋼繊維はUFC 指針（案）3)に示されている 標準配合粉体と共に使用されているもの（φ0.2×15mm） と材質は同等であるが，長さが 2mm 短い市販の繊維材 である。鋼繊維添加量は2vol.%とした。 2.3 本研究における目標値の設定 （１）練混ぜ時間短縮に関する目標値 はじめに，容量50 リットルの強制撹拌型ミキサおよび 同規模（容量55 リットル）の水平二軸式強制練りミキサ を用いて表－１に示すノンプレミックス型 UFC 配合を 練り混ぜて，強制撹拌型ミキサによる練混ぜ時間短縮に おける目標値を定めた。前者のミキサ機構は図－1 に示 す容量100 リットルの場合と同様であるが，容量が少な いため外羽根の枚数は3 枚である。 どちらのミキサも練混ぜの手順については，以下の方 法を基本とした。はじめに粉体材料および骨材をミキサ 上部の開口部より投入し，30 秒間空練りした後，水，高
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761
図－1 容量 100 リットルの 強制撹拌型ミキサ概要図（単位：mm） 写真－1 容量 100 リットルの強制撹拌型ミキサ内部 表－1 ノンプレミックス型 UFC 配合および使用材料 単位量（kg/m3） (W+Ad)/(P+S) （％） W P S SF Ad 8.5 151 1322 857 157 34 材料品種 （記号） 材料名 品質 水 (W) 水 上水道水 低熱ポルト ランドセメント 密度 3.22g/cm3, 比表面積 3,450cm2/g 粉体材料 (P) シリカフューム 密度 2.22g/cm 3, 比表面積 200,000cm2/g 骨材 (S) 4～7 号珪砂 表乾密度 2.64g/cm3, 吸水率 0.2％，粗粒率 1.47 混和剤 (Ad) 高性能減水剤 ポリカルボン酸系 繊維材 (SF) 鋼繊維 φ0.2×13mm, 密度 7.85 g/cm3, 引張強度 2,000N/mm2以上 内羽根 各アーム先端の外羽根性能減水剤を投入して練り混ぜた。本研究では，鋼繊維 を投入する前までに行う前記の練混ぜ作業を一次練り， 一次練りを終了した後，鋼繊維を添加して練り混ぜる作 業を二次練りと称する。 空練りおよび一次練りの設定条件は各ミキサの標準 的な回転数設定とし，強制撹拌型ミキサについては内羽 根の周波数53.4Hz（周速 2.7m/s），外羽根の周波数 50.0Hz （周速1.5m/s））とし，水平二軸式強制練りミキサは周波 数50.0Hz とした。練混ぜ量は，各ミキサ容量の 80％相 当とした。 強制撹拌型ミキサにおける周速 V は以下に示す式(1) より算出した。 V =π×L×N／60 (1) ここで，V：内羽根または外羽根の周速（m/s） L：内羽根の最外径（m） または外羽根位置の最外径（m） N：内羽根または外羽根の回転速度（rpm） また，上式における回転速度N は次式より算出した。 N =120×F／P／(1―S)×α (2) ここで，F：内羽根または外羽根の周波数（Hz） P：内羽根または外羽根のモータ極数 S：内羽根または外羽根のモータすべり α：内羽根または外羽根のモータ減速機によ る減速比 以上の2 式を用いて，設定した内・外羽根のモータ周 波数より周速V を算出したが，式(2)においてモータ極数 P は内・外羽根ともに 4 であり，モータすべりは 0 とし た。本節に示す実験で使用した容量50 リットルの強制撹 拌型ミキサのほか，次節以降に示す容量100 リットル， 500 リットルのミキサにおける内・外羽根の最外径など 式(1)，(2)に含まれる各容量のミキサ固有の設定値を表－ ２に示す。 一次練りの練混ぜ途中でミキサを3 回停止し，それぞ れの停止の際に試料を採取してフレッシュ時の品質確認 試験としてフロー試験（JIS R 5201，落下なし）を行い， フロー値およびフロー値が 200mm に到達するまでの時 間（以下，200mm フロー到達時間と称する）を測定した。 一次練り時のミキサ内試料の混合状態については，UFC 指針（案）3)に示される責任技術者が目視確認し，試料 が均質な状態であると判断した上で，ミキサ上部の開口 部より試料を0.5～1.0 リットル採取した。また，フロー 試験は5 分間程度で実施し，測定後の試料は速やかにミ キサ内へ戻して，練混ぜ試験に再度供した。 なお，本研究で対象としたUFC 配合は水粉体比が極め て小さく，練上がり後は試料表面が乾燥し易い。このた め，実験前に同等配合による捨て練りを行ってもミキサ 内に乾燥した試料が残って次バッチの試験結果に悪影響 を及ぼすことも考えられたことから，本研究では捨て練 りは行わず，前バッチの残試料はミキサ内から極力掻き 落として排出し，次バッチの材料投入直前に霧吹きにて ミキサ容器内部や羽根を水で湿らせることで，各バッチ 間において練混ぜ前のミキサ内の状態を一定な湿潤条件 となるよう実験を行った。 一次練混ぜ時間とフロー値および 200mm フロー到達 時間との関係を図－２に示す。自己充てん性を有するフ ロー下限値に相当するとされている230mm3)のコンシス テンシーが得られる一次練混ぜ時間は，一般的な二軸式 強制練りミキサの場合は約20 分間を要するのに対し，強 制撹拌型ミキサではその半分程度の時間（約10 分間）に 短縮することが可能であった。 表－２ 周速算出のための各諸元 内羽根 外羽根 ミキサ 容量(l) 最外径 L (m) モータ 減速比α 最外径 L (m) モータ 減速比α 50 0.30 1/9.4 0.73 1/38 100 0.34 1/10 1.00 1/34 500 0.58 1/10 1.70 1/50 200 220 240 260 280 0 10 20 30 練混ぜ時間（分） フロー(mm) 二軸式 強制攪拌型 10 20 30 40 50 60 0 10 20 30 練混ぜ時間（分） 200mmフロー 到達時間(sec) 図－２ 二軸式強制練りミキサと強制攪拌型ミキサにおける 一次練混ぜ時間とフロー・200mm フロー到達時間 の関係 ࡈࡠOO ੑゲᑼ ᒝᡬᜈဳ ✵ᷙߗᤨ㑆㧔ಽ㧕 OOࡈࡠ ㆐ᤨ㑆UGE
また，その時点での 200mm フロー到達時間は前者が 30 秒程度，後者が 24 秒程度であり，強制撹拌型ミキサ で練り混ぜた方が同程度のフローであっても流動速度が 速くなっていることから，同ミキサにより粘性は低減さ れ，粉体材料の分散性が向上しているように思われた。 既往の研究5）では，二軸式強制練りミキサ内のコンク リートの流動は2 本のシャフトによるらせん流動がミキ サ中央で接触する“局部交錯流動”と，逆方向に進行す るらせん流動が相互に繰り返されることにより形成され る“全体循環流動”が存在すると指摘されている。また， どちらの流動もセメント粒子と水の水和反応に必要な固 液界面接触を円滑に行うための“微視的な練混ぜ”に貢 献するが，細骨材や粗骨材などの粒子群を均一に混合し， その粒子空隙間にセメントペーストを密実に充てんさせ る“巨視的練混ぜ”には“全体循環流動”を卓越させる ことが有効であるとされている6）。 UFC は一般のコンクリートとは異なり，粒径の大きな 骨材を混入せず水，混和剤，セメント等の粉体材料，お よび珪砂など最大でも粒径 2.5mm 以下の骨材から構成 されていることから，その練混ぜには“微視的な練混ぜ” を向上させることが必要と考えられる。強制撹拌型ミキ サでは，内・外の2 種類の羽根が相互に逆回転すること によりコンクリート試料へ高速せん断流動作用を与えて いると考えられ，これが“微視的な練混ぜ”に対して二 軸式強制練りミキサより有効的に働いた結果，このよう な練混ぜ性能の差が生じたものと考えられる。 本検討結果より，二軸式強制練りミキサに比較して強 制撹拌型ミキサは UFC の練混ぜ時間短縮に対して有効 であることを確認した。また，強制撹拌型ミキサによる 一次練り終了の目標時間は，二軸式強制練りミキサを用 いた場合の所要練混ぜ時間の半分以下に相当する 10 分 以内とし，本研究では練混ぜ時間をなるべく短くするた めに必要な練混ぜ条件を詳細検討することとした。 （２）一次練り終了判定のための 200mm フロー到達 時間の目標値 次に，本実験で設定した練混ぜ条件の良否を一次練り のフロー性状により判断することで実験の効率化を図る ため，一次練り終了時のフロー性状と二次練り終了時の 性状を事前に比較し，一次練り終了時の目標品質を把握 することとした。 前項と同様に，表－１に示すUFC 配合を容量 50 リッ トルの強制撹拌型ミキサにより練り混ぜた。一次練りで は内羽根の回転数は 53.4Hz（周速 2.7m/ s）もしくは 62.5Hz（周速 3.1m/s）で，外羽根は 50～65Hz（周速 1.5 ～2.0m/s）の範囲内で任意に設定した。二次練りではミ キサを停止した状態，もしくは試料を低速回転（内羽根 の回転数30Hz，外羽根の回転数 50Hz）させた状態で鋼 繊維を投入し，鋼繊維投入後も同等の低速回転で2 分間 練り混ぜた。二次練り終了後の試料は，ミキサ下部の排 出口より練り舟へ排出して試験に供した。 鋼繊維投入前の 200mm フロー到達時間およびフロー 値の関係を図－３に，鋼繊維投入前の 200mm フロー到 達時間と鋼繊維投入後のフロー値との関係を図－４に示 す。鋼繊維投入前の 200mm フロー到達時間と鋼繊維投 入前・後のフロー値との関係には各々相関性が認められ た。図－４より，自己充てん性を有するフロー下限値に 相当するとされている鋼繊維投入後のフロー値 230mm3) のコンシステンシーが得られる鋼繊維投入前の 200mm フロー到達時間は，同図に示す近似式より26 秒程度と推 定された。また，この 200mm フロー到達時間における 鋼繊維投入前フロー値は，図－３に示す近似式から 230mm 程度と推定された。 以上より，一次練り終了時の品質は 200mm フロー到 達時間により評価することとし，その目標品質は25 秒以 下として以降の実験を行うこととした。 y = -29.98ln(x) + 328.8 R2 = 0.921 200 220 240 260 280 300 0 10 20 30 鋼繊維投入前の200mm フロー到達時間（sec） 鋼繊維投入前のフ ロ ー （m m ） 図－３ 鋼繊維投入前の200mm フロー到達時間 およびフロー値の関係 y = -26.84ln(x) + 317.0 R2 = 0.850 200 220 240 260 280 300 0 10 20 30 鋼繊維投入前の200mm フロー到達時間（sec） 鋼繊維投入後のフ ロ ー （m m ） 図－４ 鋼繊維投入前の200mm フロー到達時間と 鋼繊維投入後のフロー値の関係 㫐㩷㪔㩷㪄㪉㪐㪅㪐㪏㫃㫅㩿㫏㪀㩷㪂㩷㪊㪉㪏㪅㪏 㪩㪉㩷㪔㩷㪇㪅㪐㪉㪈 㪉㪇㪇 㪉㪉㪇 㪉㪋㪇 㪉㪍㪇 㪉㪏㪇 㪊㪇㪇 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 ㍑❫⛽ᛩ೨䈱㪉㪇㪇㫄㫄 䊐䊨䊷㆐ᤨ㑆䋨㫊㪼㪺䋩 ㍑❫⛽ᛩ೨䈱䊐 䊨 䊷 䋨㫄 㫄 䋩 㫐㩷㪔㩷㪄㪉㪍㪅㪏㪋㫃㫅㩿㫏㪀㩷㪂㩷㪊㪈㪎㪅㪇 㪩㪉㩷㪔㩷㪇㪅㪏㪌㪇 㪉㪇㪇 㪉㪉㪇 㪉㪋㪇 㪉㪍㪇 㪉㪏㪇 㪊㪇㪇 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 ㍑❫⛽ᛩ೨䈱㪉㪇㪇㫄㫄 䊐䊨䊷㆐ᤨ㑆䋨㫊㪼㪺䋩 ㍑❫⛽ᛩᓟ䈱䊐 䊨 䊷 䋨㫄 㫄 䋩 㫐㩷㪔㩷㪄㪉㪐㪅㪐㪏㫃㫅㩿㫏㪀㩷㪂㩷㪊㪉㪏㪅㪏 㪩㪉㩷㪔㩷㪇㪅㪐㪉㪈 㪉㪇㪇 㪉㪉㪇 㪉㪋㪇 㪉㪍㪇 㪉㪏㪇 㪊㪇㪇 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 ㍑❫⛽ᛩ೨䈱㪉㪇㪇㫄㫄 䊐䊨䊷㆐ᤨ㑆䋨㫊㪼㪺䋩 ㍑❫⛽ᛩ೨䈱䊐 䊨 䊷 䋨㫄 㫄 䋩 㫐㩷㪔㩷㪄㪉㪍㪅㪏㪋㫃㫅㩿㫏㪀㩷㪂㩷㪊㪈㪎㪅㪇 㪩㪉㩷㪔㩷㪇㪅㪏㪌㪇 㪉㪇㪇 㪉㪉㪇 㪉㪋㪇 㪉㪍㪇 㪉㪏㪇 㪊㪇㪇 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 ㍑❫⛽ᛩ೨䈱㪉㪇㪇㫄㫄 䊐䊨䊷㆐ᤨ㑆䋨㫊㪼㪺䋩 ㍑❫⛽ᛩᓟ䈱䊐 䊨 䊷 䋨㫄 㫄 䋩
2.4 実験方法 前節に示した予備実験結果を基に，容量100 リットル の強制撹拌型ミキサを用いて一次練混ぜにおける最適回 転条件の事前検討実験を行った。本節ではその実験方法 を示す。 練混ぜ量は，ミキサ容量100 リットルに対して 50～80 リットルの範囲で適宜調整した。一次練混ぜの手順につ いては，前記の方法を基本とした。 表－３に示すように，本実験では一次練りにおける 内・外羽根の回転条件をスランプ8cm の普通コンクリー トを対象とした本ミキサの標準的な設定値（内羽根の周 速2.7m/s，外羽根の周速 2.3m/s）を参考に，内羽根の周 速を2.0～3.6m/s の範囲で，外羽根の周速を 2.0～3.2m/s の範囲で適宜組み合わせて設定した。数ケースについて は，再現性の確認のため，同じ回転条件の組合わせで数 回実験を行った。 前節と同様の方法で，責任技術者が練混ぜ状態を目視 確認し，一次練りの練混ぜ途中でミキサを3 回程度停止 し，試料を採取してフレッシュ時の品質確認試験として フロー試験（JIS R 5201，落下なし）を行った。 2.5 実験結果 一次練りにおける内・外羽根の回転条件をパラメータ とした実験結果の一例を，図－５に示す。同図に示すよ うに，回転条件の相違により所要の品質になるまでに要 する時間が相当異なることがわかる。 内・外羽根の周速設定値と 200mm フロー到達時間と の関係について，一次練混ぜ6，8 分後の時点の測定結果 を図－６および図－７に示す。 図－６に示すように一次練混ぜ 6 分後の時点では，内 羽根の周速設定条件と 200mm フロー到達時間との間に は一定の相関性がみられるが，同一の周速値でも得られ る200mm フロー到達時間の変動が大きい範囲（周速 2.5 ～3.0m/s）が認められる。このような変動は外羽根の場 合に特に著しく認められ，周速が 3.0m/s を超えると 200mm フロー到達時間が遅くなるような傾向もみられ る。このことは，内羽根の周速設定値が一定でも外羽根 の周速設定値が極端に早すぎる，若しくは遅すぎると得 られるコンクリートの性状は大きく変動することを示し ており，両者の周速設定をバランス良く適切に行うこと が必要であると考えられる。 図－７に示すように，一次練混ぜ 8 分後の時点におい ても変動幅は小さくなるものの，内羽根，外羽根ともに 同一の周速値に対する 200mm フロー到達時間には変動 する傾向がみられた。 このため，内羽根と外羽根の周速の比（以下，周速比 と称す）をパラメータとして実験結果を整理することで， 表－３ 一次練混ぜにおける回転条件の組合せ 周速(m/s) 周波数(Hz) 内 羽根 外 羽根 内 羽根 外 羽根 両羽根の 周速の積 [(m/s)2] 周速比 (内/外) 2.0 2.0 37.5 43.5 4.0 1.0 2.2 47.5 5.5 1.1 2.5 55.0 6.3 1.0 2.8 60.0 7.0 0.9 2.5 3.2 47.1 70.0 8.0 0.8 2.9 2.2 55.0 47.1 6.4 1.3 2.2 47.5 6.6 1.4 2.8 60.0 8.4 1.1 3.0 3.1 56.5 66.7 9.3 1.0 3.6 2.6 66.7 56.5 9.4 1.4 10 20 30 40 50 4 6 8 10 12 一次練混ぜ時間（min） 一次練 混ぜ 2 0 0 m m フ ロ ー 到 達 時 間 (s e c ) 内羽根2.5m/s,外羽根2.2m/s 内羽根2.5m/s,外羽根3.2m/s 内羽根2.0m/s,外羽根2.0m/s 図－５ 一次練混ぜ時間と200mm フロー到達時間の 関係 10 20 30 40 50 1.0 2.0 3.0 4.0 内羽根 周速（m/s） 練 混 ぜ 時 間 6分 の 2 0 0 m m フ ロ ー 到 達 時 間 (s e c ) 10 20 30 40 50 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 外羽根 周速（m/s） 練 混 ぜ 時 間 6分 の 2 0 0 m m フ ロ ー 到 達 時 間 (s e c ) 図－６ 内・外羽根の周速と一次練り6 分後の 200mm フロー到達時間の関係 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪋 㪍 㪏 㪈㪇 㪈㪉 ৻ᰴ✵ᷙ䈟ᤨ㑆䋨㫄㫀㫅䋩 ৻ ᰴ ✵ ᷙ 䈟 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 ౝ⠀ᩮ㪉㪅㪌㫄㪆㫊㪃ᄖ⠀ᩮ㪉㪅㪉㫄㪆㫊 ౝ⠀ᩮ㪉㪅㪌㫄㪆㫊㪃ᄖ⠀ᩮ㪊㪅㪉㫄㪆㫊 ౝ⠀ᩮ㪉㪅㪇㫄㪆㫊㪃ᄖ⠀ᩮ㪉㪅㪇㫄㪆㫊 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪍 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 㪉㪅㪌 㪊㪅㪇 㪊㪅㪌 ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪍 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪋 㪍 㪏 㪈㪇 㪈㪉 ৻ᰴ✵ᷙ䈟ᤨ㑆䋨㫄㫀㫅䋩 ৻ ᰴ ✵ ᷙ 䈟 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 ౝ⠀ᩮ㪉㪅㪌㫄㪆㫊㪃ᄖ⠀ᩮ㪉㪅㪉㫄㪆㫊 ౝ⠀ᩮ㪉㪅㪌㫄㪆㫊㪃ᄖ⠀ᩮ㪊㪅㪉㫄㪆㫊 ౝ⠀ᩮ㪉㪅㪇㫄㪆㫊㪃ᄖ⠀ᩮ㪉㪅㪇㫄㪆㫊 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪍 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 㪉㪅㪌 㪊㪅㪇 㪊㪅㪌 ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪍 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀
適切な周速比の範囲を考察した。周速比設定値と一次練 混ぜ6 分・8 分後の時点の 200mm フロー到達時間との関 係を，図－８に示す。一次練混ぜ 8 分後の時点では，い ずれの場合も目標品質を満足しており，周速比と200mm フロー到達時間には一定の相関性がみられたが，同一の 周速値でも得られる 200mm フロー到達時間には変動が みられた。一次練混ぜ 6 分後の時点では，その変動幅が 更に大きくなっており，短期間の練混ぜ時においては目 標品質を満足する周速比の範囲を特定することは困難で ある。 練混ぜ状態を目視観察した結果においても，外羽根の 周速が内羽根よりかなり遅い場合，すなわち周速比が 1 を大きく超える場合には，内羽根により容器内側面に向 かって押し出された試料を内側へ再度押し込む作用が不 足するために，高速せん断流動が低下して練混ぜが効率 的でない状態が確認された。また，内・外羽根の周速の バランスが良くても，各々の速度が過度に遅いと試料に 与えるせん断エネルギーが絶対的に不足して練混ぜ時間 を要することも確認された。 このため，周速比だけで適切な回転条件を評価するの は困難であり，これに加えて内・外羽根の周速の絶対値 を表現するパラメータによる評価が必要と考えられたこ とから，内・外羽根の周速の積を新たな評価指標として 実験結果を改めて考察する。なお，この指標自体には正 確な物理量的意味は無いが，両羽根の周速の積であり， この値が大きいほどコンクリート試料に及ぼす本ミキサ 特有のせん断エネルギーは大きいものと考えられること から，この評価指標はミキサが試料に及ぼす練混ぜエネ 10 20 30 40 50 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 周速比（内羽根周速／外羽根周速） 練 混 ぜ 時 間 6 分 の 2 0 0m m フ ロ ー 到 達 時 間 (s ec ) 10 20 30 40 50 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 周速比（内羽根周速／外羽根周速） 練 混 ぜ 時 間 8 分 の 200m m フ ロ ー 到 達時間( s ec) 図－８ 内・外羽根の周速比と一次練り6 分・8 分後の 200mm フロー到達時間の関係 10 20 30 40 50 4.0 6.0 8.0 10.0 内羽根 周速×外羽根 周速〔（m/s）2〕 練 混ぜ時間6分の 200m m フ ロ ー 到達時間( se c) 10 20 30 40 50 4.0 6.0 8.0 10.0 内羽根 周速×外羽根 周速〔（m/s）2〕 練 混 ぜ 時 間 8 分 の 200m m フ ロ ー 到達時間 (s ec) 図－９ 内・外羽根の周速の積と一次練り6 分・8 分後の 200mm フロー到達時間の関係 10 20 30 40 50 1.0 2.0 3.0 4.0 内羽根 周速（m/sec） 練 混 ぜ 時 間 8分 の 2 0 0 フ ロ ー 到 達 時 間 (s e c ) 10 20 30 40 50 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 外羽根 周速（m/sec） 練 混 ぜ 時 間 8 分 の 2 0 0 フ ロ ー 到 達 時 間 (s e c ) 図－７ 内・外羽根の周速と一次練り8 分後の 200mm フロー到達時間の関係 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪇㪅㪇 㪇㪅㪌 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪍ಽ䈱 㪉 㪇㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆 㩿㫊 㪼㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪇㪅㪇 㪇㪅㪌 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 ㅦᲧ䋨ౝ⠀ᩮㅦ䋯ᄖ⠀ᩮㅦ䋩 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪏ಽ䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪋㪅㪇 㪍㪅㪇 㪏㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪍ಽ 䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆㩿 㫊㪼 㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪋㪅㪇 㪍㪅㪇 㪏㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ㬍ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䈀䋨㫄㪆㫊䋩㪉䈁 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊㪼㪺䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 㪉㪅㪌 㪊㪅㪇 㪊㪅㪌 ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊㪼㪺䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪇㪅㪇 㪇㪅㪌 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪍ಽ䈱 㪉 㪇㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆 㩿㫊 㪼㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪇㪅㪇 㪇㪅㪌 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 ㅦᲧ䋨ౝ⠀ᩮㅦ䋯ᄖ⠀ᩮㅦ䋩 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪏ಽ䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪋㪅㪇 㪍㪅㪇 㪏㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪍ಽ 䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆㩿 㫊㪼 㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪋㪅㪇 㪍㪅㪇 㪏㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ㬍ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䈀䋨㫄㪆㫊䋩㪉䈁 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊㪼㪺䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 㪉㪅㪌 㪊㪅㪇 㪊㪅㪌 ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊㪼㪺䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪇㪅㪇 㪇㪅㪌 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪍ಽ䈱 㪉 㪇㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆 㩿㫊 㪼㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪇㪅㪇 㪇㪅㪌 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 ㅦᲧ䋨ౝ⠀ᩮㅦ䋯ᄖ⠀ᩮㅦ䋩 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪏ಽ䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪋㪅㪇 㪍㪅㪇 㪏㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪍ಽ 䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆㩿 㫊㪼 㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪋㪅㪇 㪍㪅㪇 㪏㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ㬍ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䈀䋨㫄㪆㫊䋩㪉䈁 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊㪼㪺䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇 㪌㪇 㪈㪅㪇 㪈㪅㪌 㪉㪅㪇 㪉㪅㪌 㪊㪅㪇 㪊㪅㪌 ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊㪼㪺䋩 ✵ ᷙ 䈟 ᤨ 㑆 㪏 ಽ 䈱 㪉 㪇 㪇 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺 㪀
ルギー量的意味合いをもつものと思われる。 図－９は，内・外羽根の周速の積を評価指標として一 次練混ぜ6 分後および 8 分後の時点の試験結果を整理し たものである。各羽根の周速や周速比をパラメータとし た場合に比べて短期間の練混ぜ時においても，200mm フ ロー到達時間との相関性が比較的高まり，この値が大き いほど目標品質に達する傾向がみられる。一次練混ぜ 6 分後の時点では目標の200mm フロー到達時間 25 秒以下 を確実に満足する範囲は8（m/s）2以上の領域であった。 一次練混ぜ 8 分後の時点になると，本実験の内・外羽 根設定範囲内においてはいずれも目標品質を満足してお り，両者の積が 4（m/s）2以上であれば目標品質を満足 することが確認された。 以上より，本研究で対象とした強制撹拌型ミキサの 内・外羽根の回転条件を適切に設定することにより，UFC の練混ぜ時間を大幅に短縮することが可能であり，両羽 根の周速の積を少なくとも4（m/s）2以上になるよう各々 の羽根の周速を設定することにより，目標とした10 分以 内に200mm フロー到達時間 25 秒以下にできることが確 認された。本検討の範囲で最適と思われる容量100 リッ トルのミキサにおける回転数の設定は，内羽根が47.1Hz （周速2.5m/ s），外羽根が 55Hz（周速 2.5m/s）であり， 両羽根の周速の積は6.3（m/s）2，外羽根に対する内羽根 の周速の比率（以下，周速比と称する）は1.0 であった。
3. 中容量強制撹拌型ミキサによる練混ぜ実験
3.1 使用ミキサ 本章では，前章に示した容量100 リットルの強制撹拌 型ミキサによる練混ぜ方法の事前検討実験結果を基に実 施した，容量500 リットルの中容量強制撹拌型ミキサの 練混ぜ実験結果を示す。 使用した容量500 リットルの強制撹拌型ミキサの外観 を写真－２に示す。ミキサ内部の基本構成は図－１に示 した容量100 リットルの場合と同様であり，コーン型容 器の中心部にスパイラル状の羽根を有する軸があり，容 器内側面には4 枚の外羽根が配置されている。 3.2 使用材料および対象配合 本実験では2 種類の UFC 配合を対象とした。一つは前 章で対象としたノンプレミックス型配合であり，各材料 の単位量および使用材料は前章に示したものと同様であ る。もう一つは，UFC 指針（案）3)に示される標準配合 粉体を使用したプレミックス型配合であり，単位量およ び使用材料は表－４に示すとおりである。各配合の混和 剤を含む水量と骨材を含む粉体材料の単位量比は，前者 が8.5％，後者が 8.0％であり，ほぼ同等である。また， 鋼繊維添加量はどちらも2.0vol.％である。 3.3 実験条件および方法 （１）一次練りのミキサ回転条件 前章に示した事前検討実験結果を参考に，ノンプレミ ックス型配合については二つのミキサ回転条件で実験を 行い，プレミックス型配合については一つの回転条件で 実験した。実施した検討条件を表－５に示す。 ノンプレミックス型配合のミキサ回転条件のうち，一 つは事前検討実験結果より得られた最適条件（内羽根 47.1Hz，外羽根 55Hz）と同等に周波数を設定した回転条 件（以下，ノンプレ-1 と称する）である。表－５に示す ように周波数は同等であるがミキサの規模が大きくなっ 表－４ プレミックス型UFC 配合および使用材料 単位量（kg/m3） (W+Ad)/P （％） W P SF Ad 8.0 155 2254 157 25 材料品種 （記号） 材料名 品質 水 (W) 水 上水道水 粉体材料 (P) 標準配合粉体 密度 2.82g/cm 3 混和剤 (Ad) 高性能減水剤 ポリカルボン酸系 繊維材 (SF) 鋼繊維 φ0.2×15mm, 密度 7.85g/cm3, 引張強度 2793N/mm2 写真－２ 容量500 リットルの 中規模強制撹拌型ミキサ外観たため，内・外羽根の径も相対的に大きくなったことか ら，周速は内羽根が4.3m/s，外羽根が 2.9m/s と各々早く なっている。このため，両羽根の設定周速の積は 12.5 （m/s）2であり，前章に示した実験結果から予想すると 目標の200mm フロー到達時間 25 秒以下をかなり早い段 階で満足する結果が得られるものと考えられた。 ただし，この回転条件案では周速比が1.5 程度と大き いため，事前検討実験の結果より，両羽根の回転バラン スが悪くなり練混ぜ効率が低下する可能性も考えられた。 このため，ノンプレミックス型配合のもう一つの回転条 件としては，ノンプレ-1 で周速の遅い外羽根の回転数を 基準として，内羽根の周速をこれと同等な程度まで減じ， 前章に示した実験結果を参考にして周速比を1 程度とな るようにした（以下，ノンプレ-2 と称する）。具体的に は，外羽根の周波数55Hz（周速 2.9m/ s）に対して，内 羽根は32.4Hz（周速 2.9m/s）に設定した。 プレミックス型配合については，ノンプレミックス型 配合の2 種類の回転条件を参考に，周速比はノンプレ-1 と同等とし，両羽根の設定周速の積はノンプレ-2 と同等 となるよう，周速を設定した。 （２）実験方法 前項に示したように，本実験ではノンプレミックス型 配合の練混ぜを2 バッチ，プレミックス型配合の練混ぜ を1 バッチ，計 3 バッチの練混ぜ実験を行った。本実験 における練混ぜ手順は，以下のとおりである。 1） 水，混和剤，鋼繊維以外の粉体材料を投入し，一 次練りの回転条件で30 秒間空練り。 2） 水，混和剤を投入し，表－５に示す回転条件で任 意の時間（最長7 分間）練り混ぜた。練混ぜ途中 でフロー試験を2 回実施。試料はミキサ上部の開 口部より採取。 3） 鋼繊維をミキサ停止状態で投入し，さらに 2 分間 低速回転（内羽根32.6Hz，外羽根 33.8Hz）で練り 混ぜた。 4） 試料をミキサ下部より専用ホッパーに排出し， 100 リットル程度の試料を練り舟に取り分けて， フロー試験などフレッシュ性状の確認試験を実 施し，各種強度試験用供試体を採取。 どの試験ケースも練混ぜ量は350 リットル／バッチと し，ノンプレミックス型配合の粉体材料および骨材はあ らかじめ手計量によりフレキシブルコンテナバッグに詰 めておき，ミキサへ投入した。プレミックス型配合の場 合は，メーカの製造工場で計量・梱包された標準配合粉 体をミキサへ投入した。水，混和剤，および鋼繊維は手 計量してミキサへ手投入した。 前章に示した事前検討実験と同様に，責任技術者が練 混ぜ状態を目視確認し，一次練りの途中でミキサを適宜 停止してフロー試験を実施し，その結果に応じて一次練 混ぜ時間を定めた。また，一次練り中にはミキサ負荷値 としてモータ電流値を測定した。 二次練りを終了した試料については，フレッシュ性状 の確認試験としてフロー試験（JIS R 5201，落下なし）， 空気量試験（JIS A 1116），コンクリート温度測定（JIS A 1156）を行った。また，圧縮強度（JIS A 1108），および UFC 指針（案）3)に示される割裂引張強度試験方法に準 拠したひび割れ発生強度の測定用としてφ100×200mm 供試体を，曲げ強度（JIS A 1106）の測定用として 100× 100×400mm 供試体を採取した。各供試体の採取本数は 3 本ずつとした。 作製した供試体は材齢 1 日で脱型した後，UFC 指針 （案）3)に示される標準熱養生（90℃蒸気養生を 48 時間） を施して各種強度試験に供した。 3.4 実験結果 （１）一次練混ぜ状況 一次練混ぜ時のミキサ負荷の推移を図－１０に，フレ ッシュ性状の品質確認試験結果を表－６に示す。 はじめに，同じノンプレミックス型配合で異なる一次 練り回転条件で実験したノンプレ-1，2 に着目して考察 する。本実験では，ノンプレ-1 の試験ケースを最初に練 り混ぜたが，同配合による捨て練りは行わずに，ミキサ 内に先行バッチの付着ペーストが無い状態で練混ぜ試験 を行った。このため，ノンプレ-2 の試験ケースの方がミ 表－５ 一次練りのミキサ回転条件 周速(m/s) 周波数(Hz) 試験ケース 配合種別 内羽根 外羽根 内羽根 外羽根 両羽根の 周速の積[(m/s)2] 周速比 (内/外) ノンプレ-1 4.3 2.9 47.1 55.0 12.5 1.5 ノンプレ-2 ノンプレミックス型 2.9 2.9 32.4 55.0 8.4 1.0 プレミックス プレミックス型 3.4 2.3 37.5 43.0 7.8 1.5 表－６ 一次練りにおけるフロー試験結果 練混ぜ開始からの経過時間 3 分後 5 分後 7 分後 試験ケース フロー (mm) 200mm フロー 到達時間(sec) フロー (mm) 200mm フロー 到達時間(sec) フロー (mm) 200mm フロー 到達時間(sec) ノンプレ-1 - - 242 17.8 274 8.5 ノンプレ-2 - - 242 25.8 259 14.1 プレミックス 208 41.0 265 9.4 - -
キサ負荷最大値となるまでの練混ぜ時間は1 分程度早い 結果となった。しかし，負荷がピークを越えた後の低下 傾向（特に内羽根）はノンプレ-1 の方が早い傾向がみら れた。また，内羽根は6 分程度，外羽根は 4 分程度の時 点でノンプレ-1，2 のミキサ負荷は同程度となって安定 した。このように，ミキサ負荷曲線からはノンプレ-1 の 方がやや練混ぜ性能は良いように思われたが，表－６に 示すように，フロー試験の結果からも同じ練混ぜ時間に おいて得られた UFC の流動性はノンプレ-1 の方が良好 であることがわかる。 内・外羽根の周速，および両者の積をパラメータとし て，ノンプレミックス型配合の試験結果を整理した結果 を図－１１および図－１２に示す。事前検討実験結果と 同様に内・外羽根の周速の積が大きいほど，所要の品質 が得られるまでに要する練混ぜ時間は短いことがわかる。 次に，プレミックス型配合の場合は，図－１０に示す ようにノンプレミックス型配合の 2 ケースと比べると 内・外羽根の負荷曲線の形状や推移状況は異なっていた。 すなわち，ノンプレミックス型配合の場合は練混ぜ初期 から練混ぜ終了まで一貫して外羽根に比べて内羽根に大 きな負荷がかかり続ける状態であった。これに対してプ 0 10 20 30 40 50 60 0 1 2 3 4 5 6 7 8 一次練混ぜ時間（分） ミ キ サ 負 荷 （ A ） ノンプレ-1-内羽根 ノンプレ-1-外羽根 ノンプレ-2-内羽根 ノンプレ-2-外羽根 プレミックス-内羽根 プレミックス-外羽根 図－１０ 一次練りにおけるミキサ負荷値の推移 0 10 20 30 5.0 10.0 15.0 内羽根 周速×外羽根 周速〔（m/s）2〕 200m m フ ロ ー 到達時間( s ec) 練混ぜ時間5分 練混ぜ時間7分 図－１２ 内・外羽根の周速の積と200mm フロー到達時間 の関係（ノンプレミックス配合） 0 10 20 30 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 内羽根 周速（m/s） 2 0 0 m m フ ロ ー 到 達 時 間 (s ec ) 練混ぜ時間5分 練混ぜ時間7分 0 10 20 30 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 外羽根 周速（m/s） 20 0 m m フ ロ ー 到 達 時 間 (s e c) 図－１１ 内・外羽根の周速と200mm フロー到達時間の関係 （ノンプレミックス配合） ৻ᰴ✵ᷙߗᤨ㑆㧔ಽ㧕 ࡒ ࠠ ࠨ ⽶ ⩄ 㧔 # 㧕 ࡁࡦࡊౝ⠀ᩮ ࡁࡦࡊᄖ⠀ᩮ ࡁࡦࡊౝ⠀ᩮ ࡁࡦࡊᄖ⠀ᩮ ࡊࡒ࠶ࠢࠬౝ⠀ᩮ ࡊࡒ࠶ࠢࠬᄖ⠀ᩮ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪌㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 㪈㪌㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ㬍ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䈀䋨㫄㪆㫊䋩㪉䈁 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆㩿 㫊 㪼㪺㪀 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪌ಽ ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪎ಽ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 㪌㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺 㪀 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪌ಽ ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪎ಽ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 㪌㪅㪇 ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺㪀 ৻ᰴ✵ᷙߗᤨ㑆㧔ಽ㧕 ࡒ ࠠ ࠨ ⽶ ⩄ 㧔 # 㧕 ࡁࡦࡊౝ⠀ᩮ ࡁࡦࡊᄖ⠀ᩮ ࡁࡦࡊౝ⠀ᩮ ࡁࡦࡊᄖ⠀ᩮ ࡊࡒ࠶ࠢࠬౝ⠀ᩮ ࡊࡒ࠶ࠢࠬᄖ⠀ᩮ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪌㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 㪈㪌㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ㬍ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䈀䋨㫄㪆㫊䋩㪉䈁 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆㩿 㫊 㪼㪺㪀 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪌ಽ ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪎ಽ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 㪌㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺 㪀 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪌ಽ ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪎ಽ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 㪌㪅㪇 ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺㪀 ৻ᰴ✵ᷙߗᤨ㑆㧔ಽ㧕 ࡒ ࠠ ࠨ ⽶ ⩄ 㧔 # 㧕 ࡁࡦࡊౝ⠀ᩮ ࡁࡦࡊᄖ⠀ᩮ ࡁࡦࡊౝ⠀ᩮ ࡁࡦࡊᄖ⠀ᩮ ࡊࡒ࠶ࠢࠬౝ⠀ᩮ ࡊࡒ࠶ࠢࠬᄖ⠀ᩮ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪌㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 㪈㪌㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ㬍ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䈀䋨㫄㪆㫊䋩㪉䈁 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆㩿 㫊 㪼㪺㪀 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪌ಽ ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪎ಽ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 㪌㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼㪺 㪀 ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪌ಽ ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪎ಽ 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪈㪅㪇 㪉㪅㪇 㪊㪅㪇 㪋㪅㪇 㪌㪅㪇 ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䋨㫄㪆㫊䋩 㪉 㪇 㪇 㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ ᤨ 㑆 㩿㫊 㪼 㪺㪀
レミックス型配合の場合は練混ぜ当初から外羽根に負荷 が大きくかかるが，内・外羽根ともにほぼ同時に負荷ピ ークを迎え，それ以降はどちらも負荷が急速に低減して いく状態となった。 プレミックス型配合では外羽根の周速をノンプレミ ックス型配合の2 ケースに比べて遅い設定としたため， 内羽根により容器内側面に向かって押し出された試料を 内側へ再度押し込む作用が不足し，試料が外羽根周囲に 偏ったことが，練混ぜ初期に外羽根に負荷がかかった要 因の一つと考えられる。しかし，所要の品質が得られる までに要した練混ぜ時間はノンプレミックス型配合より 1～2 分ほど早かったことから，このような練混ぜ状態の 推移に配合の種類によって相違がみられた要因としては， 配合構成に応じて練混ぜ条件の最適性に相違があること や，粉体材料や高性能減水剤の品種も異なるため，その 反応性に差があることなどが考えられる。 以上の結果より，ノンプレミックス型配合では最短 5 分程度で目標とした鋼繊維添加前の 200mm フロー到達 時間25 秒以下を満足しており，事前検討実験結果で得ら れた最適条件と同等な周波数としたノンプレ-1 の方が， ノンプレ-2 より練混ぜ効率はやや高い結果であった。し たがって，本検討の範囲では容量500 リットルのミキサ におけるノンプレミックス型配合の最適練混ぜ条件は， 内羽根が47.1Hz（周速 4.3m/ s），外羽根が 55Hz（周速 2.9m/s）と考えられる。また，ノンプレミックス型配合 に比べてプレミックス型配合の方が所要の品質が得られ るまでに要する練混ぜ時間は短いことが確認された。 前章に示した容量100 リットル型ミキサを用いた場合 の試験結果と，本実験結果とを併せて考察を総括する。 図－１３に示すように，本実験結果は容量 100 リットル の場合と同様の傾向にあり，内・外羽根の周速比を 1～ 1.5 程度，内・外羽根の周速の積を少なくとも 4（m/s）2 以上となるよう各々の羽根の周速を設定することにより， 目標とした10 分以内に鋼繊維添加前の 200mm フロー到 達時間25 秒以下となることが確認された。 以上より，本研究で対象としたミキサ容量以上の大容 量練混ぜの場合においても，前記のように内・外羽根の 周速比，および各周速の積を適切に設定することにより， 本タイプのミキサを用いた UFC 練混ぜ方法は適切に定 めることができるものと考えられる。 （２）二次練り終了後の試験結果 鋼繊維投入前後のフロー試験状況例を写真－３に 示す。さらに，鋼繊維投入後のフレッシュ性状確認試験 結果を表－７に，標準熱養生後の各種強度試験結果を表 －８に示す。また，表－９には前章に示した容量100 リ ットルのミキサでノンプレ-1 と同等のミキサ周波数設定 で練り混ぜたノンプレミックス型配合の各種強度試験結 果を示す。 水セメント比55％，スランプ 18cm 程度の普通コンク 0 10 20 30 0.0 5.0 10.0 15.0 内羽根 周速×外羽根 周速〔（m/s）2〕 一次練混ぜの 200m m フ ロ ー 到達時間 (sec) 一次練混ぜ時間8分(100Lミキサ) 一次練混ぜ時間7分(500Lミキサ) 図－１３ 内・外羽根の周速の積と200mm フロー到達時間 の関係（ミキサ容量100・500 リットル， ノンプレミックス配合） 写真－3 鋼繊維添加前後のフロー試験状況（ノンプレ-2） 表－７ 鋼繊維添加後のフレッシュ性状確認試験結果 試験ケース フロー (mm) 200mm フロー 到達時間 (sec) 空気量 (%) コンク リート 温度(℃) ノンプレ-1 268 11.8 2.6 35.1 ノンプレ-2 259 15.8 3.2 36.6 プレ ミックス 259 13.0 5.0 35.9 注）外気温は 31℃ 鋼繊維添加後 鋼繊維添加前 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪇㪅㪇 㪌㪅㪇 㪈㪇㪅㪇 㪈㪌㪅㪇 ౝ⠀ᩮ䇭ㅦ㬍ᄖ⠀ᩮ䇭ㅦ䈀䋨㫄㪆㫊䋩㪉䈁 ৻ᰴ✵ᷙ䈟䈱 㪉㪇㪇㫄 㫄 䊐 䊨 䊷 ㆐ᤨ㑆 㩿㫊㪼㪺㪀 ৻ᰴ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪏ಽ㩿㪈㪇㪇㪣䊚䉨䉰㪀 ৻ᰴ✵ᷙ䈟ᤨ㑆㪎ಽ㩿㪌㪇㪇㪣䊚䉨䉰㪀
リートを対象として可傾式ミキサの周速がコンクリート の品質に及ぼす影響を検討した既往の研究7）では，周速 が異なると同等なスランプが得られるまでに要する時間 は大きく異なること，ミキサ容量が異なると得られる圧 縮強度は異なることなどが報告されている。配合やミキ サの種類などが異なるため一概には比較できないが，本 実験結果では配合が同一で周速条件の異なるノンプレ-1， 2 においてフレッシュ性状や強度特性には顕著な変動は みられなかった。また，容量 100 リットルの強制撹拌型 ミキサでノンプレ-1 と同じミキサ周波数で練り混ぜて 得られた強度試験結果と比べると，平均値，最大値と最 小値の差ともに若干の差はあるが，ほぼ同等以上の結果 が得られており，ミキサ容量の相違による強度特性への 大きな影響は無いものと考えられる。 以上より，配合や練混ぜ方法によらずフレッシュ性状， 強度特性ともに同等な品質のUFC が得られており，本研 究で対象とした強制撹拌型ミキサを用いて練混ぜ時間を 短縮したUFC の製造方法においても，UFC 指針（案）3) に示される UFC としてのフレッシュ性状や強度特性が 得られると考えられる。
4. まとめ
本研究では，強制撹拌型ミキサを用いてUFC の練混ぜ 時間短縮に効果的な練混ぜ方法を検討した。本研究の範 囲で得られた知見を以下にまとめる。 1） 超高強度繊維補強コンクリートの練混ぜに強制撹 拌型ミキサを適用し，その内・外羽根の回転条件を 適切に設定することにより，一般に使用される二軸 強制練り式ミキサを用いる場合に比べて練混ぜ時 間を大幅に短縮することが可能である。 2） 強制撹拌型ミキサにおいて超高強度繊維補強コン クリートを練り混ぜる場合，内・外羽根の周速比， および内・外羽根の周速の積を適切に設定すること で容量の異なる場合においても，本ミキサの回転条 件は適切に定めることができる。 3） 内・外羽根の周速比を 1～1.5 程度とし，両羽根の周 速の積を少なくとも 4（m/s）2以上になるよう回転 条件を適切に設定することにより，目標とした 10 分以内の練混ぜで鋼繊維添加前の 200mm フロー到 達時間を 25 秒以下とする当初の目標を達成できる ことを確認した。 4） 上記の設定条件内で練混ぜ時間をなるべく短くす るために最適なミキサの周波数設定は，ミキサ容量 100・500 リットルのどちらとも内羽根が 47.1Hz，外 羽根が55Hz であり，その時の周速は容量 100 リッ トルの場合は内羽根・外羽根ともに2.5m/s であり， 容量500 リットルの場合は，内羽根が 4.3m/ s，外羽 根が2.9m/s であった。 5） 本研究で対象とした強制撹拌型ミキサを用いて練 混ぜ時間を短縮して練り混ぜられた UFC は，UFC 指針（案）3)に示されるUFC としてのフレッシュ性 状や強度特性を十分満足する。 謝辞：本研究を実施するにあたり，大平洋機工株式会社 の関係者の方々に多大なるご協力を頂きました。ここに 深く謝意を表します。 参 考 文 献 1） 細谷学・武者浩透：超高強度繊維補強コンクリートを適用した PC 橋梁の構造と施工，土木技術，Vol.62，No.6，pp.41-47，2007.6 2） 野口孝俊・加藤浩司：羽田再拡張工事における超高強度繊維補強コ ンクリートの活用，セメント・コンクリート，No.741，pp.34-38， 2008.11 3） 土木学会：コンクリートライブラリー113 超高強度繊維補強コン クリートの設計・施工指針（案），2003.9 4） 柳井修司・坂井吾郎・大野俊夫・芦田公伸：超高強度繊維補強コン クリートの大量製造性に関する検討，コンクリート工学年次論文報 告集，Vol.29，No.2，pp.145-150，2007.7 5） 橋本親典・平井秀幸・辻幸和・田村真：2 軸強制練りミキサ内のコ ンクリートの練混ぜ機構の可視化，コンクリート工学年次論文報告 集，Vol.15，No.1，pp.1037-1042，1993.6 6） 池田修・橋本親典・杉山隆文・辻幸和：2 軸強制練りミキサの流動 機構と練混ぜ性能に関する実験的研究，コンクリート工学年次論文 報告集，Vol.17，No.1，pp.557-562，1995.6 7） 岸清・渡部正・山田一宇・魚本健人：ミキサの種類と練りまぜ時間 がコンクリートの品質に及ぼす影響，土木学会論文集，No.402， V-10，pp.53-60，1989.2 （原稿受理年月日：2010 年 1 月 12 日） 表－８ 標準熱養生後の各種強度試験結果 （容量500 リットルミキサ使用） 試験ケース 圧縮強度 (N/mm2) ひび割れ発生 強度(N/mm2) 曲げ強度 (N/mm2) ノンプレ-1 216 (10) 10.2 (1.8) 27.6 (3.7) ノンプレ-2 208 (6) 11.8 (5.5) 32.0 (0.8) プレ ミックス 183 (0) 10.2 (3.1) 33.5 (2.6) 注）上段数値は平均値を，下段( )内数値は最大値と最小値 の差を示す 表－９ 標準熱養生後の各種強度試験結果 （ノンプレミックス型配合，容量100 リットルミキサ使用） 試験ケース （ノンプレ-1 と 同周波数設定） 圧縮 強度 (N/mm2) ひび割れ発生 強度(N/mm2) 曲げ 強度 (N/mm2) 内羽根周波数 47.1Hz 外羽根周波数 55.0Hz 216 (7) 8.7 (3.6) 28.0 (5.2) 注）上段数値は平均値を，下段( )内数値は最大値と最小値 の差を示すStudy on Mixing Method of Ultra High Strength Fiber Reinforced Concrete
by Forced-Mixing Type Mixer
By Jun Sakamoto, Takefumi Shindoh and Kimitaka Uji
Concrete Research and Technology, Vol.22, No.1, Jan. 2011
Synopsis: This paper reports test results of mixing method applying forced-mixing type mixer for the purpose of reducing mixing time of ultra high strength fiber reinforced concrete. From some test results, it was investigated that the mixing time with that type mixer could be reduced less than 50% comparing with that of ordinary type mixer by setting up the mixing speed and product of circumferential speed of two type of shafts appropriately. Also it was investigated that the qualities of the mixing concrete applying that type mixer in short time were satisfied with required qualities.
