JP3877562B2

JP3877562B2 - Coal ash concrete and its blending method

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Publication number: JP3877562B2
Application number: JP2001299521A
Authority: JP
Inventors: 泰典松藤; 智幸小山
Original assignee: Japan Science and Technology Agency; National Institute of Japan Science and Technology Agency
Current assignee: Japan Science and Technology Agency; National Institute of Japan Science and Technology Agency
Priority date: 2001-03-08
Filing date: 2001-09-28
Publication date: 2007-02-07
Anticipated expiration: 2021-09-28
Also published as: JP2002338322A

Description

【０００１】
【発明が属する技術分野】
本発明は、石炭灰コンクリート及びその調合方法に関するものであり、より詳細には、コンクリート原料としての石炭灰の大量且つ有効な利用を可能にする石炭灰コンクリート及びその調合方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
石炭火力発電所の微粉炭燃焼ボイラ等から副産物として多量に発生する石炭灰は、その６割余りがセメント製造時の粘土代替およびフライアッシュセメント等のセメント関連原料として利用されているが、残りの大半が埋め立て処分されており、コンクリート混和材としての利用は約3 ％と低率である。全国の火力発電所等から発生する石炭灰の量は、現在約540 万トンであるが、西暦2010年度には1000万トンを越えるものと予想されている。
【０００３】
今後、セメント消費の飛躍的な増加は期待し難く、また、埋め立て処分が年々難しくなりつつある現在の状況では、環境保全および資源の有効利用といった観点からも、発生量が増大し続ける石炭灰をコンクリートに大量且つ有効に利用する方法を確立する必要が生じている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
石炭灰をコンクリートに混合する場合、配合設計は、石炭灰を単位セメント量に対して内割で混合する内割調合の配合法に従って実施されてきた。内割調合は、下表１に示す如く、セメント量及び石炭灰量を一定、即ち、単位結合材量を一定量に設定する配合設計であり、この調合方法によれば、相対的に高額なセメントの使用量が減少するばかりでなく、良質の石炭灰を使用すれば、コンクリートの流動性を向上することができ、しかも、高粉体系のコンクリートにおいて、水和発熱を低減し得るなどの利点が得られる。しかしながら、この調合方法では、石炭灰によるセメント置換率の増大に伴って強度低下が生じたり、耐久性の低下（特に中性化に依る耐久性低下）などの問題が生じ易く、このため、単位石炭灰量の上限値は、コンクリート強度及び耐久性により必然的に決定される傾向がある。
【０００５】
【表１】

このような内割調合の場合には、石炭灰置換率の増大とともに単位セメント量が減少するので、通常は、普通ポルトランドセメント単味のコンクリートと比較し、特に初期材齢における強度が低減する。また、長期材齢における強度や耐久性は、置換率および調合・養生条件によって、普通ポルトランドセメント単味のコンクリートよりも向上する場合と、逆に低下する場合とが生じる。
【０００６】
特に耐久性に関しては、セメントの水和反応で生じた水酸化カルシウムが石炭灰のポゾラン反応によって消費されるため、普通ポルトランドセメント単味のコンクリートと比較すると、高置換率のコンクリートの中性化速度は大きくなる。
【０００７】
したがって、内割調合の場合には、置換率の増大に伴う単位セメント量の減少に起因して強度及び耐久性が低下するので、石炭灰の置換率の上限値は、基本的に、普通ポルトランドセメント単味のコンクリートと対比して強度及び耐久性の低下を許容し得る限界によって定まる。このため、日本建築学会では内割置換率の上限は30％と定めており、石炭灰の使用量は、制限を受ける。また、内割調合では、コンクリートの強度及び耐久性は、使用する石炭灰の品質によって大きく影響されると認識されている。
【０００８】
本発明は、このような課題に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、コンクリート原料としての石炭灰の大量且つ有効な利用を可能にする石炭灰コンクリート及びその調合方法を提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段及び作用】
本発明者は、上記目的を達成すべく鋭意研究を重ねた結果、セメント及び水に対して石炭灰を外割で混合する外割配合の場合、単位セメント量及び水セメント比を一定に設定した上で石炭灰の使用量を変化させることになるが、この場合には、少なくともコンクリートの目標圧縮強度及び耐久性等を確保することができ、しかも、石炭灰の混合による組織の緻密化により、若材齢から強度増進及び耐久性向上を期待し得ることを見出し、かかる知見に基づいて本発明を達成したものである。
【００１０】
即ち、本発明は、セメント、水、骨材及び石炭灰を混合する石炭灰コンクリートの調合方法において、単位セメント量を決定し、該単位セメント量に対して、石炭灰粗粉及び石炭灰細粉を外割調合により配合し、石炭灰量に相当する質量の細骨材の配合量を減量して、単位石炭灰量４５５ kg/m ³ 以上の石炭灰を配合するとともに、石炭灰の粗粉及び細粉の混合割合の設定により、コンクリートの流動性を調節することを特徴とする石炭灰コンクリートの調合方法を提供する。
【００１１】
本発明は又、セメント、水、骨材及び石炭灰を混合する石炭灰コンクリートの調合方法において、コンクリートの目標強度に基づいて単位セメント量及び水セメント比を決定し、単位セメント量及び単位水量のセメント及び水に対して混合すべき石炭灰及び骨材の量を決定して、単位石炭灰量４５５ kg/m ³ 以上の石炭灰粗粉及び石炭灰細粉を配合し、石炭灰の配合量により、コンクリートのフレッシュ性状、強度及び中性化速度を調整するとともに、石炭灰の粗粉及び細粉の混合割合の設定により、コンクリートの流動性を調節することを特徴とする石炭灰コンクリートの調合方法を提供する。
【００１２】
他の観点より、本発明は、上記調合方法により調合された石炭灰コンクリートを提供する。
単位セメント量を一定にして石炭灰を混合した場合、ポゾラン反応とは無関係なメカニズムによるコンクリート組織の緻密化に起因して、初期材齢よりコンクリートの圧縮強度及び耐久性が向上する。セメントに対する石炭灰の混合は、常に、圧縮強度の増大と、中性化速度の低下とをもたらすので、多量の石炭灰を配合することが可能となり、これは、コンクリート原料としての石炭灰の大量使用を可能にする。また、ポゾラン反応とは無関係なメカニズムによりコンクリート組織が緻密化する作用は、低粉末度石炭灰でも同様に得られ、しかも、石炭灰の品質による影響も小さいので、比較的利用率の低い低粉末度の石炭灰をコンクリート原料として使用することが可能となる。
また、外割調合では、コンクリートの構成材料に占める石炭灰量の割合が大きいことから、構成材料の粉末度、石炭灰の種類の相違等がコンクリートの流動性に比較的大きく影響する。本発明によれば、コンクリートの流動性は、石炭灰の粗粉及び細粉の混合割合の設定により制御される。細粉と粗粉の混合割合が変化することによりフロー値が極大値となる組成があり、各調合における単位水量に相当する間隙比（水が充填することのできる最大間隙比）と混合粉体の間隙比との関係より、単位水量に相当する余剰水量を予測し、コンクリートの流動性を調節することができる。また、石炭灰粗粉及び石炭灰細粉の併用により、高性能 AE 減水剤の必要量を減らすことができ、更には、高性能 AE 減水剤等の添加が不可欠となる限界を間隙比及び単位水量より設定することも可能である。
【００１３】
【発明の実施形態】
本発明の好適な実施形態によれば、コンクリートの流動性が最適となる配合が調合材料の間隙比より求められる。好ましくは、調合すべき材料の固有の間隙比より理論最密間隙比及び理論最密組成が求められ、流動性が最適となる配合が理論最密間隙比及び理論最密組成に基づいて決定される。
【００１４】
前述の如く、外割調合では、コンクリートの構成材料に占める石炭灰量の割合が大きいことから、構成材料の粉末度、石炭灰の種類の相違等がコンクリートの流動性に比較的大きく影響する。上記構成によれば、理論上又は実測した間隙比に基づき、或いは、各構成材料固有の間隙比より理論的に求められる理論最密間隙比及び理論最密組成に基づき、コンクリートの流動性（フロー値等）が最適となる配合、或いは、化学混和剤添加量を最小にすることができる配合を理論的且つ定量的に決定することができる。また、このような調合方法によれば、粒度分布が相違する石炭灰を比較的容易に調合し得るので、従来は利用可能性が比較的低いと認識されてきた石炭灰粗粉を有効に活用することが可能となる。
【００１５】
本発明の他の好適な実施形態において、コンクリートの圧縮強度は、セメント単味の場合に得られる圧縮強度に対して、石炭灰混合による強度増大値を加算することにより求められ、強度増大値は、単位石炭灰量及びコンクリート材齢の関数として定義される。好ましくは、調合後のコンクリートの空隙量が求められ、空隙量は、コンクリートの圧縮強度を設定する因子として用いられる。更に好ましくは、50nm以上の空隙径の空隙量が求められ、この空隙量の増大に相応してコンクリートの圧縮強度が低減される。
【００１６】
本発明の更に他の実施形態によれば、単位石炭灰量の増大に相応して、コンクリートの中性化速度係数が低減される。外割調合では、中性化速度係数は、単位石炭灰量の関数として示すことができる。外割調合によれば、石炭灰の使用量が増大するにつれて、中性化速度係数が常に低下するので、石炭灰の大量使用は、水セメント比に関わらずコンクリートの中性化を防止する上で有効である。
【００１７】
【実施例】
以下、本発明に係る石炭灰コンクリート調合方法の実施例について詳細に説明する。
外割調合は、下表２に示す如く、セメント量を一定値に設定した上で、石炭灰量及び骨材量を変化させる調合方法である。単位セメント量が一定であるため、最低の強度及び耐久性を確保することができる一方、石炭灰使用量の変動により、水結合材比及び骨材量が大きく変動することから、調合則を確立する必要がある。
【００１８】
【表２】

図１に石炭灰の内割調合と外割調合の違いを示す。同図において横軸は単位セメント量C 、縦軸は単位石炭灰量F である。図中の原点を通る点線は、内割調合の場合の置換率Afin=F/(C+F)一定のラインを表し、原点を通る実線は、外割調合の場合の置換率Afout=F/C 一定のラインを表す。さらに、右下がりの実線上は、単位セメント量と単位石炭灰量との和が一定のラインであり、単位水量が一定の場合には水粉体比もこの線上で一定となる。
【００１９】
内割調合の場合の単位石炭灰量は、内割置換率の上限値30％、単位セメント量の下限値270kg/m³、練混ぜ可能な水粉体比の下限値約20％の各直線で囲まれる領域（ドットを付した四角形内の領域）の中で定められることになる。この領域内で、単純に単位石炭灰量を大きくしようとすると、必然的に単位セメント量を大きくする必要があるが、その場合でも単位石炭灰量の最大値は300kg/m³程度である。
【００２０】
一方、外割の場合の単位石炭灰量は、練混ぜ可能な水粉体比の下限値20％（後述する図３参照）、および単位セメント量の下限値に囲まれる領域、即ち、内割の領域を含む図中の三角形の中で定められ、コンクリート１m³あたり600kg を超える石炭灰を混合することが可能となる。即ち、外割調合には、単位セメント量が小さい場合の方が、単位石炭灰量を大きくすることができるという特徴がある。
【００２１】
石炭灰を混合したコンクリートの強度や耐久性といった性能、即ちポテンシャルに関し、図１には、これが一定とみなし得るラインとして、等ポテンシャルラインが、（イメージとして）図示されている。なお、後述する実験データにより具体例を示すように、図１の線図において右上側に移行するほど、ポテンシャルは高い。
【００２２】
内割調合では、置換率を増大するとき、同図において(C+F) 一定の線に沿った斜めの矢印上で調合を行う。この場合、矢印方向に置換率が増大し、単位セメント量が低下する。このため、条件によって、コンクリートの性能が低下する場合と、逆に性能が向上する場合とが生じる。即ち、ポテンシャル一定のラインに対して、斜めの矢印が普通ポルトランドセメント単味の場合よりも上側にある場合（例：図中単位セメント量900kg/m³から始まる矢印）、性能が向上し、下側にある場合（例：図中単位セメント量500kg/m³から始まる矢印）、性能が低下する。
【００２３】
他方、外割調合では、単位セメント量一定の縦方向矢印に沿って調合を行うので、置換率の増大に伴って、矢印は、必ずポテンシャルの高い側に向かう。これは、置換率の増大により、強度および耐久性等の性能が向上することを意味する。
【００２４】
次に、外割調合の方法について説明する。
外割調合では、石炭灰使用量に応じて水粉体比が大きく変動し、通常と同様のコンクリートから高強度コンクリート、高流動コンクリートまで幅広いコンクリートが調合の対象となる。また、石炭灰使用量が増大した分だけ、同じ体積の細骨材が減ることになるので、結果として細骨材体積も大きく変動し、これは、コンクリートのフレッシュ性状に大きく影響する。同時に、単位石炭灰量の値に応じて、強度及び耐久性状が大きく変化する。
【００２５】
以下に、石炭灰使用量に応じた各材料の使用量を設定する方法と、この方法により得られるコンクリートの性状を予測する方法について説明する。
【００２６】
(1) 目標とするフレッシュコンクリートの性状を得るための調合方法
コンクリートの構成要素である水W 、セメントC 、石炭灰F 、細骨材S および粗骨材G の各体積の関係は下式(1) で示される。但し式中、air は、コンクリート１m³中の空気量（ｌ/m³)を示す。
【数１】

【００２７】
式(1) を基礎方程式として、単位石炭灰体積Ｖ_F と、石炭灰を細骨材に対して置換したとみなした場合の置換率Ｖ_s ／( Ｖ_F + Ｖ_s ) との関係を表す下式(2) が得られる。
【数２】

【００２８】
また、Ｖ_F /(Ｖ_F + Ｖ_S ) ＝１−Ｖ_S /(Ｖ_F + Ｖ_S ) であるから、単位石炭灰体積Ｖ_Fと単位細骨材体積Ｖ_Sとの関係は、下式(3) で与えられる。
【数３】

【００２９】
同様に、単位石炭灰量が最大となるときに水粉体比が最小となることを示す下式(4) より、単位石炭灰量の最大値と、水粉体比最小値ならびに水セメント比の関係を表す下式(5) が導かれる。
【数４】

【数５】

【００３０】
外割調合では、まず水セメント比および単位セメント量を定め、次に、単位石炭灰量や、骨材他の材料の使用量を決めることになる。一例として、水セメント比W/C=65％、単位水量W=185kg/m³、単位セメント量C=285kg/m³、空気量4.5 ％とした場合について、石炭灰をはじめとする各構成材料の使用量の関係を図２に示す。同図に示す値は、式(2) および式(3) を用いて求めたものである。
【００３１】
同図を用いて、単位石炭灰体積Ｖ_F （図中縦軸）、単位粗骨材体積Ｖ_G （図中原点を通る直線）、単位細骨材体積Ｖ_S （図中双曲線）、石炭灰を細骨材代替とみなした場合の置換率Ｖ_F /(Ｖ_F ＋Ｖ_S ) （図中横軸）のうち、いずれか２つ値を与えれば、他の２つ値を定めることができる。理論上可能な調合の領域は、粗骨材の実積率や、練混ぜ可能な水粉体比等の制約から、同図中のハッチ部に限定される。スランプあるいはスランプフローや、分離抵抗性、ポンプ圧送性等のフレッシュ性状、強度発現性状ならびに耐久性等の条件を満足する調合の解は、この領域内に存在する。式(4) より求めた水粉体比の下限値と単位石炭灰量の上限値との関係を図３に示す。水セメント比および単位水量が同じであれば、水粉体比の低下とともに単位石炭灰量の上限Fmaxは急激に増大する。水セメント比および単位水量はその値が大きいほどFmaxを大きくするが、その影響は水粉体比の場合ほど顕著ではない。
【００３２】
このような練混ぜ可能領域における最適調合方法を以下に示す。
石炭灰コンクリートの流動性状は、単位水量が他の構成材料により形成される空隙体積に対して不足するか、もしくは、余剰するかによって決定される。図４は、最密充填理論において、理論上の間隙比の最小値を与える理論最密組成と理論最密間隙比の関係を概念的に示す線図である。同図において、横軸の組成Ｘ（＝Ｖg ／ (Ｖs+Ｖg)（なお、Ｖs 、Ｖg はそれぞれ粒子群ｓ、ｇの体積））は、全粒子群に対する粒子群g の絶対容積比を示しており、Ｘが０および１のときは、それぞれ粒子群ｓ単味および粒子群ｇ単味となる。また、縦軸の間隙比Ｐは、粒子群を容器に充填した際の空隙量を全粒子群体積で除した値であり、空隙量の大小を表す指標である。間隙比の理論上の最小値を与える理論最密組成Ｘ₀ と理論最密間隙比Ｐ₀は、［Ｘ= ０、Ｐ＝Ｐs(粒子群ｓの固有間隙比) ］と［Ｘ＝１、Ｐ＝０］とを結んだ直線Ｐ1 と、［Ｘ＝１、Ｐ＝Ｐg(粒子群g の固有間隙比)］と［Ｘ＝０、Ｐ＝−１］とを結んだ直線Ｐ2 との交点で表される。実際の混合材料の間隙比曲線は、粒子が実際には不斉形を有しているため、常に理論値の上側に現れ、最密充填時の間隙比、即ち、曲線の極小値も、理論最密間隙比Ｐ₀より大きくなる。
【００３３】
ここに、単位水量に相当する間隙比、即ち、水が充填可能な最大空隙量が、図４中に示されている。構成材料（混合した粒子群）の間隙比がこれを下回る場合（図中Case 1）に、構成材料に対して水が余剰し、流動性は向上する。他方、間隙比が上側にある場合（Case 2）は、構成材料に対して水が不足している状態であり、水だけでは構成材料同士の分散が困難な状態にあると考えられる。したがって、この領域は、高性能AE減水剤などの分散剤の添加が必要になる領域である。
【００３４】
下表３および下表４には、使用材料および石炭灰の品質が示されている。
【表３】

【表４】

【００３５】
本例では、セメントとして、普通ポルトランドセメントを使用し、細骨材として、玄海産海砂を2.5mm でふるったものを使用した。また、石炭灰は、分級細粉(F40)および粒度調整を行っていない粗粉(F10)とを使用した。なお、２種の各石炭灰について、以下、単に細粉、粗粉と夫々称する。
【００３６】
下表５(a) および５(b) には、調合条件が示されている。この調合条件では、コンクリートのペースト部分およびモルタル部分に関する調合は、単位水量Ｗを185kg/m³、単位セメント量Ｃを285kg/m³の一定値としている。各表には、コンクリートに換算した場合の値が示されている。このうち、表５(a) は、石炭灰体積を一定として細粉に粗粉を体積比で0 、20、40、60、80および100%置換したものとした。また表５(b) は、外割混合で細骨材に対する細粉の混合率を変化させたものである。
【表５】

【００３７】
構成材料の間隙比を算出するために空隙率の測定を行った。空隙率の測定は、まず試料を手練りで十分に混合し、その後、図５に示すように、50φ×100mm(196.2ml) のステンレス容器に収容し、フローテーブルで落下運動を与えて試料を容器内に充填した。試料の充填は、スケールで読み取った試料上面の高さが変化しなくなるまで行った。因みに、落下回数は１試料につき、500 回程度である。その後、試料の上面がステンレス容器の上面と合うように試料をすり切り、その質量を測定して実積率を求めた。空隙率および間隙比は、測定結果から得られた実積率に基づき、それぞれ下式(6) および式(7) により算出した。なお実積率の算出の際に必要となる混合試料の密度は、調合から算出した値を用いた。
【数６】

【数７】

【００３８】
ここに、各符号は、以下のとおりである。
ｐ：空隙率
Ｐ：間隙比
ａ：実績率
【００３９】
図６(a) および図６(b) には、石炭灰の細粉と粗粉の混合割合を変化させた場合における組成とフロー値の関係、および組成と間隙比の関係が示されている。なお、図６(a) および図６(b) の各図には、左から水と粉体の体積比が93％、78％ならびに63％の場合の結果が示されており、それぞれの水粉体比は質量比で約35％、30％、25％の場合に相当する。
【００４０】
同図から明らかなように、細粉と粗粉の混合割合が変化することによりフロー値が極大値となる組成が存在し、このときの組成は間隙比曲線が極小値を示す組成と一致している。また、各調合における単位水量に相当する間隙比、すなわち水が充填することのできる最大間隙比と混合粉体の間隙比との関係に着目すると、水粉体比35% では殆どの組成で間隙比が単位水量に相当する破線よりも下回るため水が余剰した状態となり、この線よりも間隙比が下回るほど流動性が向上している。したがってこの場合には、目標とする流動性を得るための調合の自由度が相対的に大きいことになる。一方、水粉体比が小さくなるに伴い、構成材料の間隙比が水量に相当する破線よりも上回る場合が多くなり、水が不足した状態となっている。特に、水粉体比25％では単位水量に相当する破線に対して殆どの組成で間隙比が上側にくるため、粉体量に対して水が不足した状態となり、その結果、フロー値が低下し、併せて、練り混ぜ不可能な組成の領域も広くなっている。なお、水粉体比25％の場合でも、組成[F10／(C+F40+F10)]が約55％の調合では、間隙比と水量がほぼ同程度となるため、水粉体比が低いにも関わらず高性能ＡＥ減水剤の添加なしに練り混ぜが可能であった。
【００４１】
次にこれを拡張した粉体と細骨材の混合系、即ち、コンクリートのモルタル部分を想定した場合において、石炭灰の細粉及び細骨材の組成が変化する場合について組成とフロー値の関係および組成と間隙比の関係を図７(a) および図７(b) に示す。先の細粉と粗粉の場合と同様、フロー値が極大値をとる組成と、間隙比が極小値をとる組成とが、非常によく一致している。さらに、構成材料の間隙比が単位水量に相当する間隙比を下回るときには、分散剤なしでも練り混ぜが可能とっている。したがって、石炭灰を少量使用する領域では、石炭灰の混合により流動性は向上するが、ある量まで混入量を増大すると、水だけでは分散させることができず、高性能AE減水剤の添加が不可欠となる。そして、この境界が間隙比曲線と水量の交点で表される。
【００４２】
以上から、外割調合で石炭灰を混合する場合、粗い粒子と細かい粒子の混合系を対象とすると、それぞれの固有の間隙比が既知であれば、それを基に上記の方法で流動性が最適となる組成を求め、また、単位水量に相当する間隙比との関係により化学混和剤添加量を最小にできる最適調合設計が可能である。この調合方法では、実測が必要なものは構成材料単体の固有間隙比のみであり、粒度分布特性に関わらず簡便に実務に適用可能な調合方法が提供される。また、本方法によれば、比較的利用率が低い粗粉の有効に利用することが可能である。
【００４３】
次にコンクリートについて調合を行った例として、単位水量185kg/m³ 、165kg/m³のそれぞれの調合において、スランプ18cmを目標として練混ぜを行ったコンクリートに関し、単位石炭灰量と高性能ＡＥ減水剤添加量との関係を図８に示す。下表６には、調合が示され、下表７には、石炭灰の品質が示され、表８には、他の使用材料の諸元が示されている。石炭灰は、JIS A 6201（コンクリート用フライアッシュ）II種に適合するEP灰(FA4,000) およびＩ〜IV種のいずれにも適合しない分級粗粉(FA1,000) であり、後者を使用する場合は、水粉体比25％および20％の調合において、前者に対して質量比で40％内割置換して用いた。
【表６】

【表７】

【表８】

【００４４】
粉末度の影響に関して、単位石炭灰量が小さい場合には、粗粉の使用の影響は小さいが、単位石炭灰量が大きくなると、その影響が顕在化する傾向がみられる。すなわち、4,000 ブレーンの細粉を単独で使用するよりも、1,000 ブレーンの粗粉を４割程度混合して用いた場合の方が、高性能ＡＥ減水剤の必要量が小さくなった（図９参照）。このことは、図４及び図６に示した間隙比曲線と水量との関係を裏付けている。
【００４５】
単位水量185kg/m³および165kg/m³それぞれの調合における各構成材料の使用量とフレッシュコンクリートの性状を図10(a) および図10(b) に示す。同図を用いて、設定した調合から得られるコンクリートの種類（普通、中流動、高流動コンクリート）の予測、または目的とするコンクリートの種類を実現するための調合の範囲を知ることができる。
(2) 目標とする圧縮強度を得るための調合方法
【００４６】
表７に示す石炭灰を用い、下表９に示す調合で練混ぜを行った試験体の圧縮強度と単位石炭灰量の関係が、図１１に示されている。
【表９】

【００４７】
図１１には、材齢28日における単位石炭灰量及び圧縮強度の関係が例示されている。石炭灰を外割混合した場合の強度は、セメント単味と比較して全般に大きく、同時に、単位石炭灰量が増加するにつれて増大する。単位石炭灰量と圧縮強度には明瞭な相関があり、両者の関係を下式(8) の如く表すことができる。
【数８】

【００４８】
式(8) 中の第１項α_s は、セメント単味の場合の圧縮強度(N/mm²) であり、圧縮強度は、水セメント比の関数として、図１２に示す実測値との整合により、下式(9) で表される。
【数９】

【００４９】
また、式(8) 中第２項のβ_s (N/mm²) は、圧縮強度に対する石炭灰の寄与の大きさを表す。図１２に示す実測値との整合により、β_s (N/mm²) は、材齢のみの関数として、また、γ_s (kg/m³) は、材齢や単位石炭灰量などに無関係に、それぞれ下式(10)及び下式(11)により定義し得る。
【数１０】

【数１１】

【００５０】
これらの結果をまとめると、上式(8) は、以下の式(12)で表すことができる。
【数１２】

これらより、圧縮強度に対する等ポテンシャルラインを表す関数として、単位石炭灰量と単位セメント量との関係式が得られ、これは、下式(13)で表される。
【数１３】

【００５１】
図13〜図15に、材齢7 日、28日、および91日における圧縮強度に関する等ポンシャルラインをそれぞれ示す。前述のように等ポテンシャルラインは式(12)あるいは式(13)中のfcを一定としたときの単位セメント量C と単位石炭灰量F の関係として算定される。各図中の黒丸は、圧縮強度の実測値である。例えば、材齢28日に関して示した図13中で、内割調合を示す斜めの矢印に着目すると、単位セメント量740 kg/m³ から始まる矢印の場合には、内割置換率20％程度までは圧縮強度は向上し、それ以上の置換率では低下する。一方、単位セメント量463 kg/m³ から始まる調合の場合には置換率の増加に伴って常に強度が低下している。他の材齢においても、内割調合の場合には単位セメント量や材齢によって普通ポルトランドセメント単味と比較して圧縮強度が低下する場合と向上する場合があることがわかる。これに対して、外割調合を示す縦の矢印は、単位石炭灰量の増加に伴って常にポテンシャルの高い方に向かっており、外割調合の利点が確認される。また、外割調合の場合には、材齢初期からセメント単味の場合よりも強度が大きくなっていることが明らかである（図13）。さらに、単位セメント量が小さい領域においても調合が可能であり、単位セメント量200 kg/m³ の調合であっても、単位石炭灰量が100 kg/m³ を超える領域で、30N/mm² 以上の圧縮強度が得られている。
【００５２】
このように、設定した調合のコンクリート強度が、以上の方法により得られる。逆に、目標とする強度を得るための調合が上記方法から定まる。
石炭灰外割コンクリートの強度発現メカニズムについて、図16には、ポルトランドセメント単味のコンクリートと、石炭灰を外割混合したコンクリートとに関する空隙構造モデルが夫々示されている。このモデルは、モルタル中の細骨材粒子１個に対応する空間において、細骨材およびその周囲の空間を埋めるセメントや石炭灰などの粉体粒子、およびこれらの空隙で構成される。ここで、構成粒子は、球形で、それぞれの粒子ごとに平均径に相当する単一の大きさを有するものと仮定する。
【００５３】
図16(a) は、ポルトランドセメント単味（W/C=65% ）の場合で、細骨材以外の空間を埋める粒子はセメントのみである。さらに、その空隙は水が占めており、この空隙がセメントの水和反応によって生じる生成物により埋められていくことになる。調合から算定される各構成粒子の体積と、それぞれの粒子径から求められる粒子数に整合させてセメント粒子を配置すると、この場合の空隙は図16(a) 右側の拡大図のように、４個のセメント粒子に囲まれるモデルとなる。その内接円の半径、すなわち空隙径は、セメント粒子の半径をr_Cとすると、0.414r_C となる。次に、石炭灰を外割で244kg/m³混合した場合（水粉体比W/P=35％）、その体積分だけ細骨材量が減少するため、細骨材１個に対応する空間は相対的に大きなる。この空間を埋めるのは、セメントおよび石炭灰粒子である。粉末の総体積が増加したため粒子の配列が密になり、セメント及び石炭灰の粒径が同程度の場合、図16(b) の拡大図のように、空隙は３個の粉体粒子に囲まれなければならない。従って、空隙半径は0.155 r_Cとなる。このモデルの特徴は、空隙の総量が単位水量に等しく、石炭灰外割調合では単位水量が一定であるため、両調合の総細孔量が等しいことである。即ち、石炭灰を外割混合するコンクリートでは、同一体積内での総空隙量は同じであるが、空隙を構成する粒子の同一体積あたりの個数が異なるため、コンクリート内部の空隙径は、単位粉体量が大きいほど小さくなる。この違いは練り混ぜ直後から成立する。これは、強度発現に関して、セメントの水和生成物が埋める空隙のサイズが練り混ぜ直後から小さく、従って、初期材齢から緻密な硬化体組織を構成し易いことを意味する。結果的に、石炭灰外割混合コンクリートの強度は、ポルトランドセメント単味のコンクリートの強度に比べ、初期材齢から高くなる。
【００５４】
実証実験における使用材料を下表１０に示す。セメントは、JIS R 5210（ポルトランドセメント）に規定する普通ポルトランドセメントを、細骨材は、壱岐産海砂を使用した。石炭灰（FA）は、比表面積が1000、2700、4000、7000 cm²/gの４種類を用いた。また、比較のため、比表面積が1200cm²/g の石粉（GP）を使用した。
【表１０】

【００５５】
実証実験における調合が、下表１１に示されている。
【表１１】

実証実験では、単位水量を185kg/m³、水セメント比65% （単位セメント量=285kg/m３）を一定とし、単位石炭灰量を、0 、85、126 及び332kg/m³と変化させ、水粉体比W/Pを変化させた。なお、粗骨材は、コンクリートの調合から除かれている。なお、各粉末とも体積比を一定とした。また、いずれの調合においても高性能AE減水剤は使用していない。
【００５６】
試験体はJIS R 5201（セメントの物理試験方法）に従い、寸法40×40×160mm の型枠に成型後、20℃、90％R.H.の環境下で1 日間湿空養生を行い、脱型して所定材齢（1,3,7,28日）まで水中養生を行った。各材齢ごとに供試体の内部から試料を採取し、試料を直径2 〜3mm の粒状に粉砕して、アセトンで水和を停止させ、１日真空乾燥した後、水銀圧入式ポロシメータを用いて、細孔半径6.0 〜90432nm の範囲で細孔径分布を測定して、細孔容積を求めた。なお強度試験はJIS R 5201（セメントの物理試験方法）に従って行った。
【００５７】
図17に、設定した種々の調合について水銀圧入式ポロシメータで測定した総細孔量の測定結果を、材齢1,3,7 日の場合について示す。いずれの材齢においても、単位石炭灰量の違いと無関係に、総細孔量はほぼ同程度となっている。このことは、石炭灰外割調合では単位セメント量と単位水量を一定として細骨材の一部を石炭灰で置換する形となるため、単位石炭灰量が変化しても細孔の総量が一定となることを示しており、先に示したモデルでの検討結果と一致する。なお、図17には、石炭灰の比表面積が異なる場合や、粉体として石粉を用いた場合の結果も併記しているが、いずれの場合も水粉体比が一定であれば総細孔量は同程度であることがわかる。
【００５８】
図18に、各調合における細孔径分布を、一例として材齢3 日の場合について示す。図より明らかなように、単位粉体量が大きくなるとともに細孔径の分布がより小さい側に移行していることがわかる。この傾向は他の材齢においても同様であった。この時期には石炭灰のポゾラン反応はほとんど進行しないことを考慮すると、空隙の緻密化は、先に述べたように、粉体量が大きくなることによって空間を埋める粒子の個数が多くなるために、コンクリート内部の空隙径が練り混ぜ直後から小さいことに起因すると判断し得る。従って、空隙を埋めるセメント水和物の量が同じであっても、単位粉体量の増大につれて、同じ材齢における組織構造がより緻密になることは明らかである。図19に単位粉体量と50nm以上の空隙量との関係を示す。図より明らかなように、単位粉体量が大きくなるにしたがって50nm以上の径の空隙量が小さくなる傾向がみられる。
【００５９】
図20に、各調合、ならびに各材齢における圧縮強度と単位粉体量の関係を示す。先の図11と同様、単位粉体量が大きくなるにしたがって初期材齢から圧縮強度が大きくなっている。図21に細孔量と圧縮強度の関係を示す。種々の細孔径において強度との相関を検討した結果、圧縮強度は、50nm以上の空隙量と最も高い相関を示しており、50nm以上の空隙量の低減は、圧縮強度の増大をもたらした。
図19に示すように、石炭灰(FA)を外割で混合することにより、ポルトランドセメント単味の場合と比較して50nm以上の空隙量が材齢初期から減少するため、石炭灰外割コンクリートは、ポゾラン反応のほとんど進行しない初期材齢から高い強度を発現することが確認された。このことは、図20、図21に併記しているように、反応性を有さない砕石粉(GP)を用いた場合でも同様であり、粉体を外割混合したコンクリートの強度発現は、これらの粉体の空隙形成特性に依存し、粉体の反応性とは無関係であることが明らかである。また、本方法で示した強度発現メカニズムは、有効利用が望まれる石炭灰以外の粉体においても適用できることが明らかである。
【００６０】
(3) 目標とする耐中性化性状を得るための調合方法
中性化速度係数は、硬化体の水酸化カルシウム量と透気係数から下式(14)のように表すことができる。
【数１４】

【００６１】
また、水酸化カルシウム量Q および透気係数K は、それぞれ式(15)および式(16)で表すことができる。
【数１５】

【数１６】

【００６２】
次に、これらを上式(14)に代入すると、中性化速度式は単位石炭灰量の関数として下式(17)のように表される。
【数１７】

【００６３】
圧縮強度と同じ材料、調合の試験体を作成し、温度20℃、相対湿度60％、炭酸ガス濃度5 ％の環境下で促進中性化試験を行った。試験体は材齢91日で脱型後、20℃、相対湿度60％の恒温恒湿室で1 週間の乾燥を行っている。中性化深さの測定はフェノールフタレイン1 ％溶液を割裂面に噴霧した後、呈色しない部分をノギスで測定し、その平均値を中性化深さとした。
【００６４】
図22に中性化速度係数と単位石炭灰量の関係を示す。なお、中性化速度係数は各試験材齢における実験結果を√t 則により近似して求めたものである。水セメント比90％では、他の水セメント比(65、50、40％)と比較して著しく中性化速度が大きくなっている。しかしながら、いずれの水セメント比においても、石炭灰の使用量が大きくなるに伴って中性化速度係数が小さくなっていることから、水セメント比に関わらず石炭灰の大量使用は、コンクリートの中性化を抑制する上で有効であることが明らかである。また、図中の実線は、実測値に式(17)を近似した結果であるが、いずれの場合にあっても、実測値の傾向をよく示している。ここで、式(17)における実験定数α_c , γ_c1およびγ_c2の値は、それぞれ単位セメント量の関数として、図23に示す実測値との整合により、それぞれ下式(18)〜(20)のように表すことができる。
【数１８】

【数１９】

【数２０】

【００６５】
これらの結果をまとめると、式(17)は、以下の式(21)で表される。
【数２１】

以上より、中性化速度に関する等ポテンシャルラインを表す単位石炭灰量と単位セメント量の関係式が得られ、式(22)で表される。
【数２２】

【００６６】
図24には、式(22)から算出される中性化速度に関する等ポテンシャルラインが示されている。圧縮強度と同様、等ポテンシャルラインは式(22)中の中性化速度係数Ａを一定としたときの単位セメント量C と単位石炭灰量F の関係として算定される。中性化速度に関しても圧縮強度と同様に、内割調合を示す斜めの矢印では、置換率の増大に伴い普通ポルトランドセメント単味と比較して低下する場合と、逆に向上する場合とがみられる。ただし、ポテンシャルラインはある置換率を超えると横軸に対して垂直になることから、内割調合では普通ポルトランドセメント単味と比較して急激に中性化抵抗性が低下することがわかる。一方、外割調合を示す縦の矢印は、単位セメント量に関わらず単位石炭灰量の増加に伴って常にポテンシャルの高い方に向かっていることから、外割調合の利点が確認される。また単位セメント量が200kg/m³のように少ない場合においても、石炭灰を使用することで性能が向上することがわかる。
【００６７】
以上の結果より、石炭灰を外割混合するコンクリートはベースとなるポルトランドセメント単味のコンクリートよりも、任意の材齢、調合において、常に圧縮強度および耐中性化性状が向上し、また、これらの物性、ならびにフレッシュ性状を計画調合段階で予測可能となった。
【００６８】
【発明の効果】
以上説明した如く、本発明の上記構成によれば、、コンクリート原料としての石炭灰の大量且つ有効な利用を可能にする石炭灰コンクリート及びその配合方法を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】石炭灰の内割調合と外割調合との関係及び相違を示す線図である。
【図２】石炭灰外割コンクリートをにおける各構成材料の使用量の関係を示す線図である。
【図３】水粉体比の下限値と単位石炭灰量の上限値との関係を示す線図である。
【図４】理論上の間隙比の最小値を与える理論最密組成と理論最密間隙比の関係を概念的に示す線図である。
【図５】空隙率測定試験の試験方法を示す測定器具の概略正面図である。
【図６】石炭灰の細粉と粗粉の混合割合を変化させた場合にみられる組成とフロー値との関係を示すとともに、組成と間隙比との関係を示す線図である。
【図７】間隙比の極大値と、フロー値の極大値との対応関係を示す線図である。
【図８】スランプ18cmを目標として混練したコンクリートにおける単位石炭灰量及び高性能ＡＥ減水剤添加量の関係を示す線図である。
【図９】高性能ＡＥ減水剤添加量に対する粉末度の影響を示す線図である。
【図１０】各構成材料の使用量と、フレッシュコンクリートの性状との関係を示す線図である。
【図１１】圧縮強度と単位石炭灰量との関係を示す線図である。
【図１２】実験定数、単位セメント量、水セメント比の関係を示す線図である。
【図１３】材齢７日の圧縮強度に関する等ポンシャルラインを示す線図である。
【図１４】材齢２８日の圧縮強度に関する等ポンシャルラインを示す線図である。
【図１５】材齢９１日の圧縮強度に関する等ポンシャルラインを示す線図である。
【図１６】ポルトランドセメント単味のコンクリートと、石炭灰を外割混合したコンクリートとに関する空隙構造モデルを示す概念図である。
【図１７】石炭灰外割混合が総細孔量に及ぼす影響を示す線図である。
【図１８】石炭灰外割混合が細孔径分布に及ぼす影響を示す線図である。
【図１９】単位粉体量と50nm以上の空隙量との関係を示す線図である。
【図２０】石炭灰外割混合がコンクリートの圧縮強度に及ぼす影響を示す線図である。
【図２１】 50nm以上の細孔量とコンクリート圧縮強度との関係を示す線図である。
【図２２】中性化速度係数と単位石炭灰量との関係を示す線図である。
【図２３】実験定数と単位セメント量との関係を示す線図である。
【図２４】中性化速度に関する等ポテンシャルラインを示す線図である。[0001]
[Technical field to which the invention belongs]
The present invention relates to coal ash concrete and a blending method thereof, and more particularly, to a coal ash concrete and a blending method thereof that enable a large amount and effective use of coal ash as a concrete raw material.
[0002]
[Prior art]
Over 60% of the coal ash generated as a by-product from pulverized coal fired boilers at coal-fired power plants is used as a substitute for clay during cement production and as a cement-related raw material such as fly ash cement. Most of it is disposed of in landfills, and its use as a concrete admixture is low at about 3%. The amount of coal ash generated from thermal power plants nationwide is currently about 5.4 million tons, but is expected to exceed 10 million tons in FY2010.
[0003]
In the future, it is difficult to expect a dramatic increase in cement consumption, and in the current situation where landfill disposal is becoming difficult year by year, the generation of coal ash, which continues to increase in terms of environmental conservation and effective use of resources, is expected. There is a need to establish a method for effectively using large quantities of concrete.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
When coal ash is mixed with concrete, the blending design has been carried out in accordance with the blending method of internal blending in which coal ash is blended internally with respect to the unit cement amount. As shown in Table 1 below, the internal blending is a blending design in which the cement amount and the coal ash amount are constant, that is, the unit binder amount is set to a constant amount. In addition to reducing the amount of cement used, the use of good quality coal ash can improve the fluidity of the concrete and, in addition, reduce the hydration heat in high powder concrete. Is obtained. However, this blending method tends to cause problems such as a decrease in strength as the cement substitution rate with coal ash increases and a decrease in durability (particularly, a decrease in durability due to neutralization). The upper limit of the amount of coal ash tends to be inevitably determined by concrete strength and durability.
[0005]
[Table 1]

In the case of such internal blending, the amount of unit cement decreases as the coal ash replacement rate increases, and usually the strength at the initial age is reduced compared to ordinary Portland cement plain concrete. In addition, the strength and durability in the long-term age may be improved as compared with ordinary Portland cement plain concrete, or may be reduced depending on the replacement rate and the mixing and curing conditions.
[0006]
In particular, regarding the durability, since the calcium hydroxide generated by the hydration reaction of cement is consumed by the pozzolanic reaction of coal ash, the neutralization rate of concrete with a high substitution rate compared to ordinary Portland cement plain concrete Becomes bigger.
[0007]
Therefore, in the case of internal blending, the strength and durability decrease due to a decrease in the amount of unit cement accompanying an increase in the replacement rate. It is determined by the limits that can allow a decrease in strength and durability as compared to a simple plain concrete. For this reason, the Architectural Institute of Japan sets the upper limit of the internal replacement rate as 30%, and the amount of coal ash used is limited. In addition, it is recognized that the strength and durability of concrete is greatly influenced by the quality of coal ash used in the internal composition.
[0008]
This invention is made | formed in view of such a subject, The place made into the objective provides the coal ash concrete which enables the large-scale and effective utilization of the coal ash as a concrete raw material, and its preparation method. There is.
[0009]
[Means and Actions for Solving the Problems]
As a result of intensive studies to achieve the above object, the present inventor set the unit cement amount and the water cement ratio to be constant in the case of an outer blend that mixes coal ash with cement and water at an outer ratio. Although the amount of coal ash used will be changed above, in this case, at least the target compressive strength and durability of concrete can be ensured, and moreover, due to the densification of the structure by mixing coal ash, The present inventors have found that strength enhancement and durability improvement can be expected from the young age, and have achieved the present invention based on such knowledge.
[0010]
  That is, the present invention determines a unit cement amount in a method for preparing coal ash concrete in which cement, water, aggregate, and coal ash are mixed.Coarse powder and coal ash fine powderFormulated by external preparationAndReduce the amount of fine aggregate blended in the mass equivalent to the amount of coal ashAnd unit coal ash amount 455 kg / m ^Three In addition to blending the above coal ash, adjust the fluidity of the concrete by setting the mixing ratio of coarse and fine coal ashA method for preparing coal ash concrete is provided.
[0011]
  The present invention also provides a method for preparing coal ash concrete in which cement, water, aggregate, and coal ash are mixed, wherein the unit cement amount and the water cement ratio are determined based on the target strength of the concrete, and the unit cement amount and the unit water amount are determined. Determine the amount of coal ash and aggregate to be mixed with cement and water.Unit ash amount 455 kg / m ^Three Combine the above coal ash coarse powder and coal ash fine powder,Adjust the fresh properties, strength, and neutralization speed of concrete by the amount of coal ash.At the same time, adjust the fluidity of the concrete by setting the mixing ratio of coarse and fine coal ash.A method for preparing coal ash concrete is provided.
[0012]
  From another aspect, the present invention provides coal ash concrete prepared by the above preparation method.
  When coal ash is mixed with a constant unit cement amount, the compressive strength and durability of the concrete are improved from the initial age due to the densification of the concrete structure by a mechanism unrelated to the pozzolanic reaction. The mixing of coal ash with cement always results in an increase in compressive strength and a decrease in the neutralization rate, so that a large amount of coal ash can be blended, which means a large amount of coal ash as a concrete raw material. Enable use. In addition, the action of densifying the concrete structure by a mechanism unrelated to the pozzolanic reaction can be obtained in the same way with low-powder coal ash, and because the influence of coal ash quality is small, low powder with a relatively low utilization rate. Can be used as concrete raw material.
  In addition, since the ratio of the amount of coal ash in the constituent material of the concrete is large in the outer mix, the difference in the fineness of the constituent material, the type of the coal ash, etc. has a relatively large effect on the fluidity of the concrete. According to the present invention, the fluidity of the concrete is controlled by setting the mixing ratio of the coarse and fine coal ash powder. There is a composition in which the flow value becomes a maximum value by changing the mixing ratio of fine powder and coarse powder, the gap ratio (maximum gap ratio that can be filled with water) corresponding to the unit water amount in each preparation and the mixed powder From the relationship with the gap ratio, it is possible to predict the excess water amount corresponding to the unit water amount and adjust the fluidity of the concrete. In addition, the combined use of coal ash coarse powder and coal ash fine powder enables high performance. AE Can reduce the amount of water-reducing agent, and also has high performance AE It is also possible to set the limit at which addition of a water reducing agent or the like is indispensable from the gap ratio and unit water amount.
[0013]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
According to a preferred embodiment of the present invention, the composition at which the fluidity of concrete is optimal is determined from the gap ratio of the blended material. Preferably, the theoretical close-packed gap ratio and the theoretical close-packed composition are obtained from the inherent gap ratio of the material to be blended, and the composition with the optimum fluidity is determined based on the theoretical close-packed gap ratio and the theoretical close-packed composition. The
[0014]
  As mentioned above,Since the ratio of the amount of coal ash to the constituent material of the concrete is large in the outer composition, the fineness of the constituent material, the difference in the type of the coal ash, etc. have a relatively large influence on the fluidity of the concrete. According to the above configuration, the fluidity of the concrete (flow) based on the theoretically or actually measured gap ratio, or based on the theoretical close-packed gap ratio and theoretical close-packed composition theoretically determined from the gap ratio inherent to each component material. Value and the like can be determined theoretically and quantitatively, or a compound that can minimize the amount of chemical admixture added. Further, according to such a blending method, coal ash having a different particle size distribution can be blended relatively easily, so that the coal ash coarse powder that has been recognized as being relatively low in the prior art is effectively utilized. It becomes possible to do.
[0015]
In another preferred embodiment of the present invention, the compressive strength of the concrete is determined by adding the strength increase value due to coal ash mixing to the compressive strength obtained in the case of a simple cement, , Defined as a function of unit coal ash content and concrete age. Preferably, the void amount of the concrete after mixing is obtained, and the void amount is used as a factor for setting the compressive strength of the concrete. More preferably, a void amount having a void diameter of 50 nm or more is required, and the compressive strength of the concrete is reduced corresponding to the increase in the void amount.
[0016]
According to yet another embodiment of the present invention, the neutralization rate coefficient of concrete is reduced in proportion to the increase in the amount of unit coal ash. In external preparation, the neutralization rate coefficient can be shown as a function of unit coal ash content. According to the outer mix, as the amount of coal ash used increases, the neutralization rate coefficient always decreases, so the use of large amounts of coal ash prevents the neutralization of concrete regardless of the water-cement ratio. It is effective in.
[0017]
【Example】
Hereinafter, the Example of the coal ash concrete mixing method which concerns on this invention is described in detail.
As shown in Table 2 below, the outer split blending is a blending method in which the cement ash amount and the aggregate amount are changed after setting the cement amount to a constant value. Since the unit cement amount is constant, the minimum strength and durability can be ensured, while the water binding ratio and aggregate amount fluctuate greatly due to fluctuations in the amount of coal ash used. There is a need to.
[0018]
[Table 2]

Fig. 1 shows the difference between the internal and external blending of coal ash. In the figure, the horizontal axis is the unit cement amount C and the vertical axis is the unit coal ash amount F. The dotted line passing through the origin in the figure represents a line with a constant replacement rate Afin = F / (C + F) in the case of the inner composition, and the solid line passing through the origin is the replacement ratio Afout = F / in the case of the outer composition. C Represents a constant line. Further, the solid line on the lower right is a line in which the sum of the unit cement amount and the unit coal ash amount is constant, and when the unit water amount is constant, the water-powder ratio is also constant on this line.
[0019]
The amount of coal ash in the case of internal mix is 30% for the upper limit of the internal replacement rate and 270kg / m for the lower limit of the unit cement amount.^ThreeThe lower limit of the water powder ratio that can be kneaded is determined within a region surrounded by straight lines (region within a square with dots). In this area, simply increasing the unit coal ash amount inevitably requires an increase in the unit cement amount, but even in this case, the maximum unit coal ash amount is 300 kg / m.^ThreeDegree.
[0020]
On the other hand, the amount of unit coal ash in the case of the outer split is the lower limit 20% (see FIG. 3 to be described later) of the water powder ratio that can be mixed, and the region surrounded by the lower limit of the unit cement amount, that is, the inner split 1m of concrete, defined in the triangle in the figure including the area of^ThreeIt becomes possible to mix more than 600kg of coal ash. That is, the outer split blending is characterized in that the unit coal ash amount can be increased when the unit cement amount is small.
[0021]
With regard to the performance, ie, potential, of strength and durability of concrete mixed with coal ash, FIG. 1 shows an equipotential line (as an image) as a line that can be regarded as constant. In addition, as shown in a specific example by experimental data to be described later, the potential increases as it moves to the upper right in the diagram of FIG.
[0022]
In the internal blending, when increasing the substitution rate, blending is performed on an oblique arrow along the (C + F) constant line in the figure. In this case, the substitution rate increases in the direction of the arrow, and the unit cement amount decreases. For this reason, depending on conditions, the case where the performance of concrete falls and the case where performance improves conversely arise. In other words, when the slanted arrow is above the normal portland cement line with respect to the constant potential line (example: unit cement amount 900 kg / m in the figure)^ThreeIf the performance is improved and is on the lower side (example: unit cement amount 500 kg / m in the figure)^ThreeArrows starting from), performance is degraded.
[0023]
On the other hand, since the blending is performed along a vertical arrow with a constant unit cement amount, the arrow always goes to the higher potential side as the replacement rate increases. This means that performance such as strength and durability is improved by increasing the substitution rate.
[0024]
Next, the method of outer split formulation will be described.
In the external split blending, the water-powder ratio varies greatly depending on the amount of coal ash used, and a wide range of concrete is targeted for blending, from ordinary concrete to high-strength concrete and high-fluidity concrete. Further, since the amount of fine aggregate having the same volume is reduced by the amount of coal ash used, the fine aggregate volume varies greatly as a result, which greatly affects the fresh properties of concrete. At the same time, the strength and durability change greatly depending on the value of the unit coal ash amount.
[0025]
Below, the method of setting the usage-amount of each material according to a coal-ash usage-amount, and the method of estimating the property of the concrete obtained by this method are demonstrated.
[0026]
(1) Mixing method to obtain target properties of fresh concrete
The relationship of each volume of water W, cement C, coal ash F, fine aggregate S, and coarse aggregate G, which are the components of concrete, is expressed by the following equation (1). However, in the formula, air is 1m of concrete.^ThreeAir volume (l / m^Three).
[Expression 1]

[0027]
Using equation (1) as a basic equation, unit coal ash volume V_F And the substitution rate V when assuming that the coal ash is replaced with fine aggregate_s / (V_F + V_s The following equation (2) representing the relationship with) is obtained.
[Expression 2]

[0028]
Also, V_F / (V_F + V_S ) = 1-V_S / (V_F + V_S ) Unit coal ash volume V_FAnd unit fine aggregate volume V_SIs given by the following equation (3).
[Equation 3]

[0029]
Similarly, the maximum value of the unit coal ash amount, the minimum value of the water powder ratio, and the water cement ratio are obtained from the following equation (4) indicating that the water powder ratio becomes the minimum when the unit coal ash amount becomes the maximum. The following equation (5) representing the relationship of
[Expression 4]

[Equation 5]

[0030]
In the external blending, the water cement ratio and the unit cement amount are first determined, and then the unit coal ash amount and the amount of aggregate and other materials used are determined. As an example, water-cement ratio W / C = 65%, unit water volume W = 185kg / m^Three, Unit cement amount C = 285kg / m^ThreeFIG. 2 shows the relationship between the amount of each constituent material including coal ash when the air amount is 4.5%. The values shown in the figure are obtained using Equation (2) and Equation (3).
[0031]
Using the figure, unit coal ash volume V_F (Vertical axis in the figure), unit coarse aggregate volume V_G (A straight line passing through the origin in the figure), Unit fine aggregate volume V_S (Hyperbola in the figure), substitution rate V when coal ash is regarded as a substitute for fine aggregate_F / (V_F + V_S ) If any two values are given in (horizontal axis in the figure), the other two values can be determined. The theoretically possible range of blending is limited to the hatched portion in the figure due to restrictions such as the actual volume ratio of coarse aggregate and the ratio of water powder that can be mixed. Solutions for blending satisfying conditions such as slump or slump flow, fresh properties such as separation resistance and pumpability, strength development properties and durability exist in this region. FIG. 3 shows the relationship between the lower limit value of the water-powder ratio obtained from the equation (4) and the upper limit value of the unit coal ash amount. If the water cement ratio and the unit water amount are the same, the upper limit Fmax of the unit coal ash amount increases rapidly as the water powder ratio decreases. The water cement ratio and unit water volume increase Fmax as the value increases, but the effect is not as significant as in the case of the water powder ratio.
[0032]
The optimum blending method in such a kneadable region is shown below.
The fluidity of the coal ash concrete is determined by whether the unit water amount is insufficient or surplus with respect to the void volume formed by other constituent materials. FIG. 4 is a diagram conceptually showing the relationship between the theoretical close-packed composition and the theoretical close-packed gap ratio that give the minimum theoretical gap ratio in the close-packed packing theory. In the figure, the composition X on the horizontal axis (= Vg / (Vs + Vg) (where Vs and Vg are the volumes of the particle groups s and g, respectively)) indicates the absolute volume ratio of the particle group g to all the particle groups. When X is 0 and 1, the particle group s is simple and the particle group g is simple. Further, the gap ratio P on the vertical axis is a value obtained by dividing the void amount when the particle group is filled in the container by the total particle group volume, and is an index representing the size of the void amount. Theoretical close-packed composition X giving the theoretical minimum of the gap ratio X₀ And theoretical close-packed gap ratio P₀[X = 0, P = Ps (inherent gap ratio of particle group s)] and [X = 1, P = 0] and [X = 1, P = Pg (particle group g ) And a straight line P2 connecting [X = 0, P = -1]. The actual mixed material gap ratio curve always appears above the theoretical value because the particles actually have an asymmetric shape, and the gap ratio at the closest packing, that is, the minimum value of the curve, is also the theoretical value. Closest gap ratio P₀Become bigger.
[0033]
FIG. 4 shows the gap ratio corresponding to the unit water amount, that is, the maximum void amount that can be filled with water. When the gap ratio of the constituent material (mixed particle group) is lower than this (Case 1 in the figure), water is surplus with respect to the constituent material, and the fluidity is improved. On the other hand, when the gap ratio is on the upper side (Case 2), water is insufficient with respect to the constituent materials, and it is considered that it is difficult to disperse the constituent materials with water alone. Therefore, this region is a region where it is necessary to add a dispersant such as a high performance AE water reducing agent.
[0034]
Tables 3 and 4 below show the materials used and the quality of the coal ash.
[Table 3]

[Table 4]

[0035]
In this example, normal Portland cement was used as the cement, and fine aggregate was obtained by sieving Genkai sea sand at 2.5 mm. The coal ash used was classified fine powder (F40) and coarse powder (F10) that had not been adjusted in particle size. The two types of coal ash are hereinafter simply referred to as fine powder and coarse powder, respectively.
[0036]
Tables 5 (a) and 5 (b) below show the formulation conditions. Under this mixing condition, the mixing of the concrete paste part and the mortar part has a unit water amount W of 185 kg / m.^Three, Unit cement amount C is 285kg / m^ThreeIs a constant value. Each table shows the values when converted to concrete. Of these, Table 5 (a) assumes that the volume of coal ash is constant and the coarse powder is replaced by 0, 20, 40, 60, 80 and 100% by volume. Table 5 (b) shows the mixing ratio of the fine powder with respect to the fine aggregate by the external mixing.
[Table 5]

[0037]
In order to calculate the gap ratio of the constituent materials, the porosity was measured. To measure the porosity, first mix the sample thoroughly by hand, then place it in a 50φ × 100 mm (196.2 ml) stainless steel container as shown in FIG. The container was filled. The sample was filled until the height of the upper surface of the sample read on the scale did not change. Incidentally, the number of drops is about 500 times per sample. Thereafter, the sample was ground so that the upper surface of the sample matched the upper surface of the stainless steel container, and the mass was measured to obtain the actual volume ratio. The porosity and the gap ratio were calculated by the following equations (6) and (7) based on the actual volume ratio obtained from the measurement results. In addition, the value computed from preparation was used for the density of the mixed sample required in the case of calculation of an actual volume ratio.
[Formula 6]

[Expression 7]

[0038]
Here, the respective symbols are as follows.
p: porosity
P: gap ratio
a: Actual rate
[0039]
6 (a) and 6 (b) show the relationship between the composition and the flow value and the relationship between the composition and the gap ratio when the mixing ratio of the fine powder and coarse powder of coal ash is changed. . 6 (a) and 6 (b) show the results when the volume ratio of water to powder is 93%, 78% and 63% from the left. The powder ratio corresponds to a mass ratio of about 35%, 30%, and 25%.
[0040]
As is clear from the figure, there is a composition in which the flow value becomes a maximum value by changing the mixing ratio of fine powder and coarse powder, and the composition at this time coincides with the composition in which the gap ratio curve shows the minimum value. ing. In addition, when focusing on the gap ratio corresponding to the unit water amount in each formulation, that is, the relationship between the maximum gap ratio that can be filled with water and the gap ratio of the mixed powder, a gap of most of the composition is obtained at a water powder ratio of 35%. Since the ratio is lower than the broken line corresponding to the unit water amount, the water is in an excess state, and the fluidity is improved as the gap ratio is lower than this line. Therefore, in this case, the degree of freedom of blending for obtaining the target fluidity is relatively large. On the other hand, as the water-powder ratio becomes smaller, the gap ratio of the constituent materials often exceeds the broken line corresponding to the amount of water, and water is insufficient. In particular, at a water powder ratio of 25%, the gap ratio is on the upper side for most compositions with respect to the broken line corresponding to the unit water volume, resulting in a lack of water relative to the powder volume, resulting in a decrease in flow value. In addition, the range of compositions that cannot be mixed is also widened. Even when the water powder ratio is 25%, the composition of [F10 / (C + F40 + F10)] is about 55%, the gap ratio and water volume are almost the same, so the water powder ratio is low. Nevertheless, kneading was possible without the addition of a high-performance AE water reducing agent.
[0041]
Next, the relationship between the composition and the flow value in the case of changing the composition of coal ash fine powder and fine aggregate, assuming a mixed system of expanded powder and fine aggregate, that is, assuming a mortar part of concrete. The relationship between the composition and the gap ratio is shown in FIGS. 7 (a) and 7 (b). As in the case of the fine powder and the coarse powder, the composition in which the flow value has a maximum value and the composition in which the gap ratio has a minimum value are in good agreement. Furthermore, when the gap ratio of the constituent materials is lower than the gap ratio corresponding to the unit water amount, kneading is possible without a dispersant. Therefore, in the area where a small amount of coal ash is used, fluidity is improved by mixing coal ash, but if the mixing amount is increased to a certain amount, it cannot be dispersed with water alone, and the addition of a high-performance AE water reducing agent is not possible. Indispensable. This boundary is represented by the intersection of the gap ratio curve and the amount of water.
[0042]
From the above, when mixing coal ash by external split blending, when targeting a mixed system of coarse particles and fine particles, if the inherent gap ratio is known, the fluidity can be improved by the above method based on that. It is possible to obtain an optimum composition and to obtain an optimum blending design that can minimize the amount of chemical admixture added based on the relationship with the gap ratio corresponding to the unit water amount. In this blending method, only the inherent gap ratio of the constituent material alone needs to be measured, and a blending method that can be easily applied to practical use is provided regardless of the particle size distribution characteristics. Moreover, according to this method, it is possible to effectively use coarse powder having a relatively low utilization rate.
[0043]
Next, as an example of mixing concrete, unit water volume 185kg / m^Three 165kg / m^ThreeFIG. 8 shows the relationship between the amount of unit coal ash and the amount of high-performance AE water reducing agent added with respect to the concrete that was kneaded with a slump of 18 cm as a target. Table 6 below shows the formulation, Table 7 below shows the quality of the coal ash, and Table 8 shows the specifications of other materials used. Coal ash is EP ash (FA4,000) compatible with JIS A 6201 (Fly ash for concrete) type II and classified coarse powder (FA1,000) not compatible with any of classes I to IV. In this case, in the preparation with a water powder ratio of 25% and 20%, the inner ratio was replaced by 40% with respect to the former.
[Table 6]

[Table 7]

[Table 8]

[0044]
Regarding the effect of fineness, when the unit coal ash amount is small, the effect of using coarse powder is small, but when the unit coal ash amount is large, the effect tends to become obvious. That is, the required amount of high-performance AE water reducing agent is smaller when about 40% of 1,000-brane coarse powder is mixed than when 4,000-brane fine powder is used alone (see FIG. 9). ). This confirms the relationship between the gap ratio curve and the amount of water shown in FIGS.
[0045]
Unit water volume 185kg / m^ThreeAnd 165kg / m^ThreeFigures 10 (a) and 10 (b) show the amount of each component used in each formulation and the properties of fresh concrete. Using this figure, it is possible to predict the type of concrete (ordinary, medium-flowing, high-fluidity concrete) obtained from the set blending, or know the range of blending for realizing the intended concrete type.
(2) Formulation method to obtain the target compressive strength
[0046]
FIG. 11 shows the relationship between the compressive strength and the unit coal ash amount of test specimens prepared by kneading with the formulation shown in Table 9 below using the coal ash shown in Table 7.
[Table 9]

[0047]
FIG. 11 illustrates the relationship between the unit coal ash amount and compressive strength at the age of 28 days. The strength in the case where the coal ash is mixed by outside split is generally larger than that of the cement alone, and at the same time increases as the unit coal ash amount increases. There is a clear correlation between the unit coal ash amount and the compressive strength, and the relationship between them can be expressed by the following equation (8).
[Equation 8]

[0048]
The first term α in equation (8)_s Is the compressive strength (N / mm²) And the compressive strength is expressed by the following equation (9) as a function of the water-cement ratio by matching with the actually measured values shown in FIG.
[Equation 9]

[0049]
Also, β in the second term in equation (8)_s (N / mm²) Represents the magnitude of coal ash contribution to compressive strength. By matching with the actual measurement values shown in FIG._s (N / mm²) Is a function of age only, and γ_s (kg / m^Three) Can be defined by the following formula (10) and the following formula (11), respectively, regardless of the age and the unit coal ash amount.
[Expression 10]

## EQU11 ##

[0050]
Summarizing these results, the above equation (8) can be expressed by the following equation (12).
[Expression 12]

From these, a relational expression between the unit coal ash amount and the unit cement amount is obtained as a function representing an equipotential line with respect to the compressive strength, and this is expressed by the following equation (13).
[Formula 13]

[0051]
FIG. 13 to FIG. 15 show isoponcial lines relating to compressive strength at ages 7 days, 28 days, and 91 days, respectively. As described above, the equipotential line is calculated as the relationship between the unit cement amount C and the unit coal ash amount F when fc in Equation (12) or Equation (13) is constant. The black circle in each figure is an actual measurement value of compressive strength. For example, in FIG. 13 shown for the age of 28 days, when paying attention to the diagonal arrow indicating the internal mix, the unit cement amount is 740 kg / m^Three In the case of an arrow starting from, the compressive strength is improved up to an internal substitution rate of about 20%, and is lowered at a substitution rate higher than that. On the other hand, unit cement amount 463 kg / m^Three In the case of the formulation starting from, the strength always decreases as the substitution rate increases. Even in other ages, it can be seen that in the case of internal preparation, the compressive strength may be reduced and may be improved depending on the unit cement amount and the age as compared with ordinary Portland cement alone. On the other hand, the vertical arrows indicating the outer split blending always go toward the higher potential as the unit coal ash amount increases, confirming the advantage of the outer split blending. In addition, it is clear that the strength is higher in the case of the outer mix than in the case of the simple cement from the early age (FIG. 13). Furthermore, blending is possible even in areas where the unit cement amount is small, and the unit cement amount is 200 kg / m.^Three Even in the case of blending, the unit coal ash amount is 100 kg / m^Three Over 30N / mm² The above compressive strength is obtained.
[0052]
In this way, the set concrete strength can be obtained by the above method. On the contrary, the preparation for obtaining the target strength is determined from the above method.
With respect to the mechanism of strength development of coal ash outer split concrete, FIG. 16 shows a void structure model for Portland cement plain concrete and coal ash mixed concrete. This model is composed of fine aggregates and powder particles such as cement and coal ash that fill the surrounding space in a space corresponding to one fine aggregate particle in the mortar, and voids thereof. Here, it is assumed that the constituent particles are spherical and have a single size corresponding to the average diameter for each particle.
[0053]
Fig. 16 (a) shows the case of Portland cement alone (W / C = 65%), and the only particle that fills the space other than fine aggregate is cement. Furthermore, the voids are occupied by water, and the voids are filled with products generated by the cement hydration reaction. When cement particles are arranged so as to match the volume of each constituent particle calculated from the formulation and the number of particles obtained from each particle size, the void in this case is 4 as shown in the enlarged view on the right side of FIG. 16 (a). The model is surrounded by individual cement particles. The radius of the inscribed circle, that is, the void diameter is the radius of the cement particle r_CThen, 0.414r_C It becomes. Next, 244kg / m for coal ash^ThreeWhen mixed (water-powder ratio W / P = 35%), the amount of fine aggregate decreases by the volume, so the space corresponding to one fine aggregate is relatively large. It is cement and coal ash particles that fill this space. When the total volume of the powder is increased and the particle arrangement becomes dense, and the cement and coal ash have similar particle sizes, the void is surrounded by three powder particles as shown in the enlarged view of Fig. 16 (b). It must be done. Therefore, the gap radius is 0.155 r_CIt becomes. This model is characterized by the fact that the total amount of voids is equal to the unit water amount, and the unit water amount is constant in the coal ash extra preparation, so the total pore amount of both preparations is equal. In other words, in concrete in which coal ash is mixed externally, the total void volume within the same volume is the same, but the number of particles constituting the void per volume is different. The smaller the body weight, the smaller. This difference is established immediately after mixing. This means that in terms of strength development, the size of the voids filled with the cement hydration product is small immediately after kneading, and therefore it is easy to form a dense hardened body structure from the initial age. As a result, the strength of the coal ash outer split mixed concrete is higher from the initial age than the strength of Portland cement plain concrete.
[0054]
Table 10 shows the materials used in the demonstration experiment. The cement used was ordinary Portland cement as defined in JIS R 5210 (Portland cement), and the fine aggregate was Iki sea sand. Coal ash (FA) has a specific surface area of 1000, 2700, 4000, 7000 cm²Four types of / g were used. For comparison, the specific surface area is 1200cm.²/ g stone powder (GP) was used.
[Table 10]

[0055]
Formulations in the demonstration experiment are shown in Table 11 below.
[Table 11]

In the demonstration experiment, the unit water volume is 185 kg / m.^Three, Water cement ratio 65% (unit cement amount = 285kg / m3), unit coal ash amount is 0, 85, 126 and 332kg / m^ThreeThe water powder ratio W / P was changed. The coarse aggregate has been removed from the concrete mix. The volume ratio of each powder was constant. Also, no high-performance AE water reducing agent is used in any formulation.
[0056]
In accordance with JIS R 5201 (physical test method for cement), the specimen was molded into a 40 x 40 x 160 mm formwork, then subjected to wet air curing in an environment of 20 ° C and 90% RH for 1 day, and demolded Underwater curing was carried out until the specified age (1, 3, 7, 28 days). A sample is taken from the inside of the specimen for each age, and the sample is pulverized to a particle with a diameter of 2 to 3 mm. The pore volume distribution was determined by measuring the pore size distribution in the pore radius range of 6.0 to 90432 nm. The strength test was conducted according to JIS R 5201 (cement physical test method).
[0057]
FIG. 17 shows the measurement results of the total pore volume measured with a mercury intrusion porosimeter for the various preparations set for the age of 1, 3, and 7 days. Regardless of the difference in unit coal ash amount, the total pore amount is almost the same at any age. This is because, in coal ash extra preparation, the unit cement amount and unit water amount are constant and a part of fine aggregate is replaced with coal ash, so even if the unit coal ash amount changes, the total amount of pores remains. This is consistent with the results of the previous model. FIG. 17 also shows the results when the specific surface area of the coal ash is different or when stone powder is used as the powder. It can be seen that the amounts are comparable.
[0058]
FIG. 18 shows the pore size distribution in each preparation as an example when the age is 3 days. As is apparent from the figure, it can be seen that as the unit powder amount increases, the pore size distribution shifts to the smaller side. This tendency was the same at other ages. Considering that the pozzolanic reaction of coal ash hardly progresses at this time, the densification of voids is because the number of particles filling the space increases as the amount of powder increases as described above. It can be determined that the void diameter inside the concrete is small immediately after mixing. Therefore, it is clear that even when the amount of cement hydrate filling the voids is the same, the texture structure at the same age becomes more dense as the unit powder amount increases. FIG. 19 shows the relationship between the unit powder amount and the void amount of 50 nm or more. As is apparent from the figure, the amount of voids having a diameter of 50 nm or more tends to decrease as the unit powder amount increases.
[0059]
FIG. 20 shows the relationship between the compression strength and the unit powder amount for each formulation and each age. Similar to FIG. 11, the compressive strength increases from the initial age as the unit powder amount increases. FIG. 21 shows the relationship between the pore volume and the compressive strength. As a result of examining the correlation with the strength at various pore sizes, the compressive strength showed the highest correlation with the void amount of 50 nm or more, and the reduction of the void amount of 50 nm or more resulted in an increase of the compressive strength.
As shown in Fig. 19, by mixing coal ash (FA) in the outer split, the void volume of 50 nm or more is reduced from the early age of the age compared with the case of Portland cement alone, so the coal ash outer split concrete Was confirmed to develop high strength from the early age when pozzolanic reaction hardly progressed. This is the same even when using non-reactive crushed stone powder (GP), as shown in FIG. 20 and FIG. It is clear that it depends on the void-forming properties of these powders and is independent of the reactivity of the powder. Moreover, it is clear that the strength development mechanism shown in this method can be applied to powders other than coal ash for which effective utilization is desired.
[0060]
(3) Formulation method to obtain the targeted resistance to neutralization
The neutralization rate coefficient can be expressed by the following formula (14) from the calcium hydroxide amount and the air permeability coefficient of the cured product.
[Expression 14]

[0061]
Further, the calcium hydroxide amount Q and the air permeability coefficient K can be expressed by the equations (15) and (16), respectively.
[Expression 15]

[Expression 16]

[0062]
Next, when these are substituted into the above equation (14), the neutralization rate equation is expressed as the following equation (17) as a function of the unit coal ash amount.
[Expression 17]

[0063]
A specimen of the same material and blend as the compressive strength was prepared, and an accelerated neutralization test was conducted in an environment of a temperature of 20 ° C., a relative humidity of 60%, and a carbon dioxide concentration of 5%. The specimens were demolded at a material age of 91 days and then dried for one week in a constant temperature and humidity room at 20 ° C and 60% relative humidity. The neutralization depth was measured by spraying a 1% phenolphthalein solution onto the splitting surface, measuring the non-colored portion with calipers, and setting the average value as the neutralization depth.
[0064]
Fig. 22 shows the relationship between the neutralization rate coefficient and the unit coal ash amount. The neutralization rate coefficient is obtained by approximating the experimental results for each test material age by the √t rule. When the water cement ratio is 90%, the neutralization rate is remarkably increased as compared with other water cement ratios (65, 50, 40%). However, at any water cement ratio, the neutralization rate coefficient decreases as the amount of coal ash used increases. It is clear that it is effective in suppressing sexification. In addition, the solid line in the figure is the result of approximating the equation (17) to the actual measurement value, but in any case, the tendency of the actual measurement value is well shown. Where the experimental constant α in equation (17)_c , γ_c1And γ_c2Can be expressed as the following formulas (18) to (20), respectively, as a function of the unit cement amount and by matching with the actual measurement values shown in FIG.
[Expression 18]

[Equation 19]

[Expression 20]

[0065]
Summarizing these results, Expression (17) is expressed by the following Expression (21).
[Expression 21]

From the above, the relational expression between the unit coal ash amount and the unit cement amount representing the equipotential line regarding the neutralization rate is obtained and expressed by the equation (22).
[Expression 22]

[0066]
FIG. 24 shows an equipotential line related to the neutralization rate calculated from the equation (22). Like the compressive strength, the equipotential line is calculated as the relationship between the unit cement amount C and the unit coal ash amount F when the neutralization rate coefficient A in equation (22) is constant. Regarding the neutralization rate, as with the compressive strength, the slanted arrow indicating the internal ratio blends the case where it decreases compared to the ordinary Portland cement alone as the substitution rate increases, and the case where it improves on the contrary. It is done. However, since the potential line becomes perpendicular to the horizontal axis when a certain substitution rate is exceeded, it is understood that the neutralization resistance is drastically lowered in the internal preparation compared to the ordinary Portland cement alone. On the other hand, since the vertical arrow indicating the outer blending is always toward the higher potential as the unit coal ash amount increases regardless of the unit cement amount, the advantage of the outer blending is confirmed. The unit cement amount is 200kg / m.^ThreeIt can be seen that the performance is improved by using coal ash even when the amount is as small as.
[0067]
From the above results, the concrete with externally mixed coal ash has always improved compressive strength and neutralization properties at any age and composition compared to the base Portland cement plain concrete. The physical properties as well as fresh properties can be predicted at the planned formulation stage.
[0068]
【The invention's effect】
As described above, according to the above configuration of the present invention, it is possible to provide a coal ash concrete that enables a large amount and effective use of coal ash as a concrete raw material and a blending method thereof.
[Brief description of the drawings]
BRIEF DESCRIPTION OF DRAWINGS FIG. 1 is a diagram showing the relationship and difference between inner and outer coal blending of coal ash.
FIG. 2 is a diagram showing the relationship of the amount of each constituent material used in coal ash outer split concrete.
FIG. 3 is a diagram showing the relationship between the lower limit value of the water powder ratio and the upper limit value of the unit coal ash amount.
FIG. 4 is a diagram conceptually showing the relationship between the theoretical close-packed composition giving the minimum theoretical gap ratio and the theoretical close-packed gap ratio.
FIG. 5 is a schematic front view of a measuring instrument showing a test method for a porosity measurement test.
FIG. 6 is a diagram showing the relationship between the composition and the flow value observed when the mixing ratio of the fine powder and coarse powder of coal ash is changed, and the relationship between the composition and the gap ratio.
FIG. 7 is a diagram showing a correspondence relationship between the maximum value of the gap ratio and the maximum value of the flow value.
FIG. 8 is a diagram showing the relationship between the amount of unit coal ash and the amount of high-performance AE water reducing agent added in concrete kneaded with a slump of 18 cm.
FIG. 9 is a diagram showing the influence of fineness on the amount of high-performance AE water reducing agent added.
FIG. 10 is a diagram showing the relationship between the amount of each constituent material used and the properties of fresh concrete.
FIG. 11 is a diagram showing the relationship between compressive strength and unit coal ash amount.
FIG. 12 is a diagram showing the relationship between experimental constants, unit cement amount, and water cement ratio.
FIG. 13 is a diagram showing an isopontic line relating to compressive strength at 7 days of age.
FIG. 14 is a diagram showing an isopontic line relating to compressive strength at 28 days of age.
FIG. 15 is a diagram showing an isopontic line related to the compressive strength at 91 days of age.
FIG. 16 is a conceptual diagram showing a void structure model regarding Portland cement plain concrete and concrete mixed with coal ash.
FIG. 17 is a diagram showing the influence of coal ash extraneous mixing on the total pore volume.
FIG. 18 is a diagram showing the influence of coal ash outer split mixing on the pore size distribution.
FIG. 19 is a diagram showing the relationship between the amount of unit powder and the amount of voids of 50 nm or more.
FIG. 20 is a diagram showing the effect of coal ash outer split mixing on the compressive strength of concrete.
FIG. 21 is a diagram showing the relationship between the amount of pores of 50 nm or more and the concrete compressive strength.
FIG. 22 is a diagram showing the relationship between the neutralization rate coefficient and the unit coal ash amount.
FIG. 23 is a diagram showing a relationship between an experimental constant and a unit cement amount.
FIG. 24 is a diagram showing equipotential lines relating to the neutralization rate.

Claims

Blended cement, water, in Formulation of coal ash concrete mixing aggregate and coal ash, to determine the unit cement amount, relative to the unit amount of cement, by outer percentage Formulation coal ash meal and coal ash flour The amount of fine aggregate with a mass equivalent to the amount of coal ash is reduced, and coal ash with a unit coal ash amount of 455 kg / m ³ or more is blended, and the mixing ratio of coarse and fine coal ash A method for blending coal ash concrete, characterized in that the fluidity of the concrete is adjusted by the setting of .

In the blending method of coal ash concrete in which cement, water, aggregate and coal ash are mixed, the unit cement amount and water cement ratio are determined based on the target strength of concrete, and the unit cement amount and unit water amount of cement and water are determined. The amount of coal ash and aggregate to be mixed is determined , and coal ash coarse powder and coal ash fine powder with a unit coal ash amount of 455 kg / m ³ or more are blended. A method for preparing coal ash concrete, which adjusts properties, strength and neutralization speed, and adjusts the fluidity of concrete by setting the mixing ratio of coarse and fine coal ash powders .

The blending method of coal ash concrete according to claim 1 or 2, wherein the blending that optimizes the fluidity of the concrete is obtained from the gap ratio of the blended material.

The theoretical close-packed gap ratio and the theoretical close-packed composition are obtained from the inherent gap ratio of the material to be blended, and the composition that optimizes fluidity is determined based on the theoretical close-packed gap ratio and the theoretical close-packed composition. The method for preparing coal ash concrete according to claim 1 or 2.

The compressive strength of concrete is obtained by adding the strength increase value by mixing coal ash to the compressive strength obtained in the case of cement alone, and the strength increase value is determined by the unit coal ash amount and the concrete material age. It is defined as a function, The mixing method of the coal ash concrete of any one of Claim 1 thru | or 4 characterized by the above-mentioned.

The method for blending coal ash concrete according to claim 1, 2, or 5 , wherein the void amount of the concrete after blending is obtained and the void amount is used as a factor for setting the compressive strength of the concrete.

6. The method for preparing coal ash concrete according to claim 5 , wherein the amount of voids having a void diameter of 50 nm or more is obtained, and the compressive strength of the concrete is reduced in accordance with the increase in the amount of voids.

The method for blending coal ash concrete according to any one of claims 1 to 7 , wherein the neutralization rate coefficient of concrete is reduced in accordance with an increase in the amount of unit coal ash.

Coal ash concrete prepared by the preparation method according to any one of claims 1 to 8 .