WO2012111474A1 - 繊維補強セメント系混合材料 - Google Patents

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WO2012111474A1
WO2012111474A1 PCT/JP2012/052682 JP2012052682W WO2012111474A1 WO 2012111474 A1 WO2012111474 A1 WO 2012111474A1 JP 2012052682 W JP2012052682 W JP 2012052682W WO 2012111474 A1 WO2012111474 A1 WO 2012111474A1
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fiber
fibers
convex
cement
strength
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PCT/JP2012/052682
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Inventor
田中　良弘
理 橋本
一彦 西
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大成建設株式会社
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    • C04—CEMENTS; CONCRETE; ARTIFICIAL STONE; CERAMICS; REFRACTORIES
    • C04B—LIME, MAGNESIA; SLAG; CEMENTS; COMPOSITIONS THEREOF, e.g. MORTARS, CONCRETE OR LIKE BUILDING MATERIALS; ARTIFICIAL STONE; CERAMICS; REFRACTORIES; TREATMENT OF NATURAL STONE
    • C04B16/00—Use of organic materials as fillers, e.g. pigments, for mortars, concrete or artificial stone; Treatment of organic materials specially adapted to enhance their filling properties in mortars, concrete or artificial stone
    • C04B16/04—Macromolecular compounds
    • C04B16/06—Macromolecular compounds fibrous
    • C04B16/0616—Macromolecular compounds fibrous from polymers obtained by reactions only involving carbon-to-carbon unsaturated bonds
    • C04B16/0625—Polyalkenes, e.g. polyethylene
    • C04B16/0633—Polypropylene
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
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    • C04B28/00—Compositions of mortars, concrete or artificial stone, containing inorganic binders or the reaction product of an inorganic and an organic binder, e.g. polycarboxylate cements
    • C04B28/02—Compositions of mortars, concrete or artificial stone, containing inorganic binders or the reaction product of an inorganic and an organic binder, e.g. polycarboxylate cements containing hydraulic cements other than calcium sulfates
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    • C04B2111/00—Mortars, concrete or artificial stone or mixtures to prepare them, characterised by specific function, property or use
    • C04B2111/20—Resistance against chemical, physical or biological attack
    • C04B2111/2038—Resistance against physical degradation
    • C04B2111/2053—Earthquake- or hurricane-resistant materials
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
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    • C04B2111/00—Mortars, concrete or artificial stone or mixtures to prepare them, characterised by specific function, property or use
    • C04B2111/34—Non-shrinking or non-cracking materials

Definitions

  • the present invention relates to a fiber-reinforced cement-based mixed material having a high strength produced by mixing fibers in a cement-based matrix that does not contain coarse aggregates.
  • Ultra high-strength fiber reinforced concrete in which reinforcing fibers such as metal fibers and organic fibers are mixed in a cement-based matrix in which cement particles and pozzolanic reactive particles (pozzolanic material) are mixed with aggregate particles with a maximum aggregate particle size of 1-2 mm Is known (see Patent Documents 1-3).
  • Such ultra-high-strength fiber reinforced concrete is able to secure a certain level of tensile strength and toughness even after cracking by combining high-strength fibers with a dense, ultra-high-strength cement matrix. It has characteristics. That is, it is considered to be due to a so-called cross-linking effect in which, when tensile stress acts on the material and cracks occur in the cement matrix, the fiber bears a tensile force instead of the cement matrix.
  • such an ultra-high-strength fiber reinforced concrete does not require reinforcement by a reinforcing bar.
  • assembled using such an ultra-high-strength fiber reinforced concrete can make a member thin and lightweight.
  • ultra high strength fiber reinforced concrete is formed into a denser hydrated structure during the hydration reaction process when the cementitious matrix is heat-cured, which can greatly improve the durability. it can.
  • Patent Documents 1 and 2 are inventions in which a dense and ultra-high strength cement-based matrix material is reinforced with steel fibers. Regarding the adhesion between the cement-based matrix and the fibers, the steel fibers By showing the relationship between the length and the diameter, only the minimum required adhesion length is presented.
  • a method of increasing the adhesion area by increasing the fiber length and a method of increasing the adhesion area by increasing the fiber diameter can be easily considered.
  • the fiber length is increased, the dispersion of the fibers in the cementitious matrix is deteriorated, and the probability that the fibers are entangled with each other increases, so that the risk of separation of the fibers in the cementitious matrix increases.
  • the flowability of ultra-high strength fiber reinforced concrete containing long fibers decreases, so there is a limit to increasing the fiber length.
  • the fiber cross-sectional area related to the fiber strength is proportional to the square of the diameter
  • the adhesion area related to the adhesion strength is proportional to the square of the diameter.
  • Patent Document 3 discloses a case where the reinforcing fiber is an organic fiber or a combination of an organic fiber and a metal fiber, but the adhesive force between the cementitious matrix and the fiber is described above. Similar to Patent Documents 1 and 2, only the relationship between the length and diameter of the fiber is presented.
  • the fiber comes out (or slips between the cementitious matrix and the fiber) with a tensile force lower than the tensile strength of the fiber, and the mixed fiber is The original tensile strength could not be fully utilized.
  • Patent Document 4 the surface of the fiber is made uneven by embossing, and by applying a surface treatment agent to the fiber surface, the adhesion and hydrophilicity are improved to improve the chemical properties of concrete and fiber.
  • a technique for increasing the adhesive force is disclosed.
  • Patent Document 5 discloses a technique for increasing the adhesion force by making the fiber itself a corrugated shape instead of a straight line.
  • the concrete material which is fiber-reinforced in Patent Document 4 or 5 is conventional concrete in which coarse aggregate is blended.
  • the main purpose is to improve the initial adhesion between the fiber and the concrete, and the adhesion between the fiber and the concrete is recovered once the adhesion is broken. Since it is not something that can be expected, a significant improvement in toughness cannot be expected.
  • Conventional concrete includes normal fluid, high-fluidity concrete, mass concrete, underwater concrete, etc. that are applied to civil engineering and building structures depending on the purpose of use. It is the assumed material.
  • FRC Fiber Reinforced Concrete
  • Aggregate particles in these concrete blends are composed of fine aggregate and coarse aggregate.
  • the most commonly used concrete is 400-700%, and even powder-based high-fluidity concrete that contains many powders Is about 250-300%.
  • the maximum particle size of coarse aggregate used in conventional concrete is most often limited to 20mm and 25mm when applied to general structures, and limited to 40mm and 80mm when applied to dams, etc. . Therefore, the adhesion mechanism between fibers and concrete in conventional fiber reinforced reinforced concrete is not expected for the mechanical adhesion force through the aggregate mixed in the concrete, but between concrete hydrate (cement paste) and fibers. This is expected for chemical adhesion and friction.
  • concrete hydrate is filled so as to cover the periphery of the fiber, and the chemical adhesion is mainly expected. Is.
  • an object of the present invention is to provide a fiber-reinforced cement-based mixed material that can ensure high tensile strength and high toughness even after the occurrence of cracks.
  • the fiber reinforced cementitious mixed material of the present invention includes a cement (weight C), an admixture (weight A), water, an admixture, and a total weight of the cement and the admixture.
  • the fiber is formed into a concavo-convex fiber having a concavo-convex formed on the surface, and the ratio h (H / H) of the concavo-convex depth h of the concavo-convex fiber to the minimum cross-sectional diameter H is 0.05-0.8. It is characterized by being molded as follows.
  • the thus configured fiber-reinforced cement-based mixed material of the present invention is a material in which fibers having high tensile strength are combined with a dense and ultra-high-strength cement-based matrix. And at least one part of the fiber mixed is made into the uneven fiber by which the unevenness
  • a structure constructed using a fiber-reinforced cement-based mixed material that can exhibit performance with excellent toughness with little decrease in yield strength even when deformed greatly can be expected to increase final yield strength.
  • seismic energy can be absorbed significantly compared to conventional reinforced concrete, making it ideal as a material for seismic structures.
  • FIG. 6 is a cross-sectional view for explaining an adhesion resistance experiment of Example 2.
  • 6 is a graph for explaining the results of an adhesion resistance experiment of Example 2 (Examples 1 to 3 and Comparative Examples 1 to 3).
  • 6 is a graph illustrating the results of an adhesion resistance experiment of Example 2 (Examples 1 to 3 and Comparative Examples 4 to 6).
  • 7 is a graph illustrating the results of a bending toughness experiment of Example 2 (Example-T1, Example-T2, Comparative Example-T1, Comparative Example-T7, Comparative Example-T8).
  • 6 is a graph for explaining the results of a bending toughness experiment of Example 2 (Example-T3 to Example-T6, Comparative Example-T2 to Comparative Example-T4).
  • 7 is a graph illustrating the results of a bending toughness experiment of Example 2 (Example-T7, Comparative Example-T5, Comparative Example-T6).
  • the ultra-high-strength fiber reinforced concrete as the fiber-reinforced cement-based mixed material of the present embodiment contains cement, an admixture, water, an admixture, aggregate particles, and fibers.
  • Portland cement ordinary Portland cement, early strong Portland cement, super early strong Portland cement, moderately hot Portland cement, low heat Portland cement, sulfate resistant Portland cement, etc.
  • Admixtures include silica fume, precipitated silica, ground granulated blast furnace slag (blast furnace slag fine powder), ground granulated blast furnace slag, fly ash, classified fly ash, coal gasification fly ash, volcanic ash, diatomaceous earth, silicic acid Etchingite-forming admixtures such as clay, truss, expansion material, limestone fine powder, anhydrous gypsum, polymer dispersions and re-emulsifying resin powdered from them can be used.
  • the admixture is a material that chemically reacts in the presence of cement.
  • the chemical reaction can be broadly classified into a mutual chemical reaction between the admixture and the cement constituent compound and a chemical reaction of the admixture itself.
  • these admixtures can be used alone or in combination.
  • the admixture is an additive used for many purposes such as improvement of fluidity and strength development, setting control, and improvement of durability, and at least one kind is used.
  • This admixture includes high-performance water reducing agents, high-performance AE water reducing agents, fluidizing agents, antifoaming agents, setting accelerators, setting retarders, thickeners, shrinkage reducing agents, quick setting agents, foaming agents, and rust prevention
  • a single agent or the like can be used alone or in combination.
  • aggregate particles for concrete particles such as crushed sand, river sand, sea sand, quartz sand, limestone crushed sand, recycled aggregate sand, bauxite crushed material, iron ore crushed material, slag crushed material Anything possible can be used.
  • the average particle diameter phi A of the aggregate particles is preferably in the 0.2-0.8 mm.
  • the average particle diameter phi A of the aggregate particles, in the particle size accumulation curve of the aggregate particles, the weight ratio of the passage weight percentage (or passage rate) is the particle diameter corresponding to 50% (diameter), so-called It corresponds to the average particle diameter D 50.
  • organic fibers for example, polypropylene (PP) fibers, polyvinyl alcohol (PVA) fibers, aramid fibers, polyethylene fibers, ultra high strength polyethylene fibers, polyethylene terrestrial fibers
  • PP polypropylene
  • PVA polyvinyl alcohol
  • aramid fibers polyethylene fibers
  • ultra high strength polyethylene fibers polyethylene terrestrial fibers
  • PET Talat
  • rayon fiber rayon fiber
  • nylon fiber PVC fiber
  • polyester fiber acrylic fiber
  • alkali-resistant glass fiber etc.
  • inorganic fiber steel fiber, high-tensile steel fiber, stainless steel fiber, titanium fiber, aluminum
  • Fiber carbon fiber, basalt fiber, mineral fiber, and the like.
  • not only one type of fiber but also a plurality of types may be combined.
  • the cross-sectional shape of the fiber may be any shape such as a flat ellipse, a circle, and a rectangle as shown in FIG.
  • the circular cross section has the smallest adhesion area for the same cross sectional area.
  • the flat cross section has an adhesion area larger than that of the circular cross section with respect to the same cross sectional area. Therefore, the flat elliptic cross section and the rectangular cross section are more advantageous for the adhesion.
  • the total volume of the mixed fibers is preferably 0.7-8% of the total volume. That is, if there is a fiber mixing rate of 0.7%, it is an amount that can be expected although the cross-linking effect of the fiber is small as ultra-high strength fiber reinforced concrete. On the other hand, the fiber mixing rate of 8% is an amount that can sufficiently expect the fiber cross-linking effect. However, if a larger amount of fiber is mixed in the cement matrix, the fresh properties of the kneaded material cannot be maintained and self-filling is difficult. Therefore, there is a possibility that it cannot be applied substantially as a structural material.
  • the total amount of fibers to be mixed can more preferably be 1.0-5.5% of the total volume.
  • the uneven fiber 1 having an uneven surface as shown in FIG.
  • a plurality of concave portions 11 are arranged in a staggered manner at intervals on the fiber surface, and a convex portion 12 is formed between the concave portions 11, 11.
  • This uneven shape can be formed by embossing the fiber surface, for example.
  • the convex part 12 should just protrude with respect to the bottom face of the recessed part 11, even if the space
  • the recess 11 is formed into a rhombus in plan view having a depth of h.
  • the depth h of the concave portion 11 refers to a distance from the highest height of the convex portion 12 to the lowest height (bottom surface) of the concave portion 11 as shown in FIG.
  • the maximum section diameter B is the maximum diameter passing through the center of gravity G
  • the minimum section diameter H is the minimum diameter passing through the center of gravity G.
  • the minimum cross-sectional diameter H is measured by making the bottom face of the recessed part 11 into an outer peripheral surface as shown in FIG.
  • the depth h of the concave / convex concave portion 11 is formed such that the ratio h / H to the minimum cross-sectional diameter H of the concave / convex fiber 1 is 0.05-0.8.
  • the pitch p of the concave / convex concave portions 11 in the length direction of the concave / convex fibers 1 is a ratio p / B to the maximum cross-sectional diameter B of the concave / convex fibers 1. It is adjusted to be 0.3-10.0.
  • the length Li of the concavo-convex fiber 1 is 1 mm or more.
  • the ultra high strength fiber reinforced concrete of the present embodiment configured as described above is a material in which a fiber having high tensile strength is combined with a dense and ultra high strength cement matrix.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing an enlarged upper half section of the uneven fiber 1 and aggregate particles 2,... And cement hydrate 4 contained in the cementitious matrix.
  • the cementitious matrix formed along the concave portions 11 and the convex portions 12 of the concavo-convex fiber 1 is dotted with aggregate particles 2,. 2,... Enter the recess 11 of the uneven fiber 1.
  • the cement-based matrix containing ⁇ ⁇ becomes an anchor portion for the uneven fiber 1.
  • the convex part 12 between the concave part 11 and the concave part 11 of the concavo-convex fiber 1 becomes an anchor part for the cementitious matrix.
  • the cementitious matrix of the ultra-high-strength fiber reinforced concrete according to the present embodiment includes aggregate particles 2 of appropriate size and amount, the conventional ultra-high-strength fiber reinforcement Compared to concrete, the mutual shear transmission resistance inside the cementitious matrix is increased by the meshing of the aggregate particles 2.
  • blended aggregate particles generally have higher elastic modulus and compressive strength than cement hydrate 4 excluding the aggregate particles in the cementitious matrix. It is considered that high shear resistance can be expected.
  • the parameters related to the uneven shape of the surface of the uneven fiber 1 and the amount of aggregate particles are defined.
  • WR is less than 50%
  • the aggregate particle 2 contained in the cementitious matrix of the concave portion 11 of the concave-convex fiber 1 is too small, and the aggregate particle 2 meshes with the concave portion 11.
  • the weight ratio WR exceeds 95%
  • the depth h of the concave portions 11 of the concavo-convex fibers 1 is a ratio h / H to the minimum cross-sectional diameter H of the concavo-convex fibers 1 as a parameter. It is set. When the ratio h / H is reduced, the depth h of the concave portion 11 becomes shallow, so that the mechanical adhesion (mechanical bond) tends to decrease.
  • the ratio h / H in the range of 0.05 to 0.8, it is expected that the mechanical adhesion force (mechanical bond) generated by an appropriate amount of aggregate particles engaged with the concave and convex portions of the concave and convex fiber 1 will be greatly improved. In addition, the possibility of fiber breakage and a decrease in fiber rigidity can be minimized.
  • the ratio h / H is less than 0.05, in the relative depth of the concave portion 11 of the concavo-convex fiber 1 is small, even if the average particle diameter phi A of the aggregate particles 2 small combination, the recess of the uneven fiber 1
  • the aggregate particle 2 in 11 is too large, and the probability that the aggregate particle 2 is effectively meshed with the recess 11 decreases, and high shear rigidity and high shear resistance cannot be expected.
  • the ratio h / H exceeds 0.8, the effect of meshing with the aggregate particles 2 is considered to increase, but since the cross-sectional defect of the uneven fiber 1 is increased, the aggregate particles 2 are interposed.
  • the parameter of the ratio h / H related to the depth h of the concave portion 11 of the concave-convex fiber 1 is more preferably in the range of 0.05-0.5.
  • the average particle diameter phi A of the aggregate particles 2 in the range of 0.2-0.8mm is preferred.
  • the average particle diameter phi A of the aggregate particles 2 is less than 0.2mm, the probability that aggregate particles 2 is too small to aggregate the particles 2 in the recess 11 of the uneven fiber 1 is engaged directly into the recess 11 As a result, the effect of high stiffness or high shear resistance around the concave portion 11 of the uneven fiber 1 is reduced. Further, if the average particle diameter phi A is small, the deviation shear force resistance of one per aggregate particles 2 is reduced in proportion to the square of the diameter. However, when the average particle diameter phi A is large on the contrary increases in proportion to the square of the diameter.
  • the average particle diameter phi A is exceeding 0.8mm, although deviations shear force resistance of one per aggregate particles 2 increases, the size aggregate particles 2 in the recess 11 of the uneven fiber 1 Since the probability that the aggregate particles 2 are directly meshed with the concave portion 11 is reduced, the high shear rigidity and the high shear resistance are eventually reduced. That is, it is possible to increase the probability of engaging the average particle diameter phi A of the aggregate particles 2 by a 0.2-0.8 mm, the aggregate particles 2 into the recess 11 and the protrusion 12 of the uneven fiber 1.
  • the average particle diameter ⁇ A of the aggregate particles 2 is more preferably in the range of 0.2-0.6 mm.
  • the ratio p / B to the maximum cross-sectional diameter B of the uneven fiber 1 is set to 0.3-10.0.
  • this ratio p / B is less than 0.3, the pitch p of the projections and depressions in the length direction is shortened, that is, the length of the projections 12 is shortened.
  • the resistance length of the anchor portion of the concavo-convex fiber 1 described above decreases, so that the convex portion 12 of the concavo-convex fiber 1 against the shear shear force generated between the concavo-convex fiber 1 and the cementitious matrix.
  • a decrease in shear shear rigidity results in an increase in crack width and a decrease in toughness of ultra high strength fiber reinforced concrete, and a decrease in shear shear strength results in a decrease in tensile strength of ultra high strength fiber reinforced concrete.
  • the ratio p / B related to the pitch p of the concave and convex portions 11 in the length direction of the concave and convex fibers 1 is more preferably in the range of 0.5 to 7.0.
  • the ultra-high-strength fiber reinforced concrete according to the present embodiment has the irregularities defined in the range in which the unevenness of the fiber surface is present in the cement matrix in which the aggregate particles of the formulation weight defined in a certain range are blended.
  • the fibers 1 By mixing and combining the fibers 1, it is possible to obtain the adhesion effect between the concavo-convex fibers 1 and the cementitious matrix and the crosslinking effect as fiber reinforced concrete, which could not be obtained individually. That is, by the synergistic effect of the combination of the uneven shape of the uneven fiber 1 and the blended weight of the aggregate particles, high tensile strength and high toughness after occurrence of cracks, which were not obtained with conventional ultrahigh strength fiber reinforced concrete, are obtained. I was able to do it.
  • the ratio AR is less than 10, when satisfying the average particle diameter phi A and formulation weight of the combination condition of irregular shape and aggregate particles 2 of uneven fiber 1 according to this embodiment also, adhesion area is too small Sufficient adhesion performance cannot be ensured.
  • the ratio AR exceeds 500, sufficient adhesion performance can be secured between the uneven fiber 1 and the cementitious matrix.
  • the length of the fiber becomes too long, the fibers become entangled when mixed with the cement-based matrix, and the risk of forming a fiber ball increases rapidly. For this reason, it becomes difficult to disperse
  • the aspect ratio AR of the ultra-high-strength fiber reinforced concrete of the present embodiment has a width depending on the flow performance of the fiber material and the cementitious matrix, but the conventional ultra-high strength can be improved because the adhesion performance can be improved. Compared with fiber reinforced concrete, the aspect ratio AR can be set small, and the amount of the mixed fibers 1 can be increased.
  • This ratio DR is set to 2-20.
  • the maximum particle diameter Dmax of the aggregate particle 2 is a particle diameter (diameter) in which the weight ratio of the passing weight percentage (or passing ratio) is 100% in the aggregate particle diameter curve of the aggregate particle 2. Is the minimum value.
  • the ratio DR is less than 2
  • the average length Lm of the concavo-convex fibers 1 is less than twice the maximum particle diameter Dmax, and therefore, the crosslinking effect by the fibers in the vicinity of the aggregate cannot be expected.
  • the aggregate particles 2 generally have higher strength and rigidity than the cement-based matrix, and the matrix around the aggregate particles 2 in the cement-based matrix is in a state of being easily peeled off.
  • the ratio DR exceeds 20
  • the cross-linking effect by the fibers can be expected sufficiently, but the fiber length becomes too long and the fibers are entangled when the fibers are mixed into the cement matrix. Therefore, the risk of fiber ball generation increases rapidly. Therefore, the function as ultra high strength fiber reinforced concrete cannot be performed.
  • the amount of mixed fibers it is possible to obtain ultra high strength fiber reinforced concrete in which the dispersibility and fresh properties of the fibers are adjusted to desired characteristics. Furthermore, by controlling the length and diameter of the concavo-convex fiber 1, the fresh properties such as the dispersibility and fluidity of the fiber can be adjusted to desired characteristics.
  • the cross-sectional shape of the uneven fiber 1A-1E may be any of a circle, an ellipse, a crushed circle, a rectangle, a polygon, and the like.
  • embossing is generally used, but is not limited to this, and any processing method such as cutting and folding may be used.
  • any processing method such as cutting and folding may be used.
  • the uneven shape is provided, for example, on both opposing surfaces (upper surface and lower surface) of the fiber, the uneven shape provided mainly on the upper surface of the fiber will be described below.
  • the shape of the recesses 11A-11E, 13A, and 13B is not limited, and may be any shape such as a rhombus in plan view, a triangle in plan view, a circle in plan view, an ellipse in plan view, a polygon in plan view, and a slit shape. May be. Moreover, it may be formed not only on the bottom having a flat shape but also on an inclined surface such as a mortar shape or a pyramid shape.
  • the concavo-convex fiber 1A shown in FIG. 3 matches the concavo-convex fiber 1 described in the above embodiment in that it has a flat elliptical cross section.
  • concave portions 11A having a rhombic shape in a plan view are formed in a row at intervals in the length direction. Further, on both sides where the recesses 11A,... Are formed, recesses 13A,.
  • the pitch p between the concave portions 11A and 13A sandwiching the convex portion 12A of the concavo-convex fiber 1A is the distance in the length direction between the concave portion 11A and the concave portion 13A adjacent thereto as shown in FIG.
  • the concave-convex fiber 1A is displaced from the position of the concave portion 11A at the center of the lower surface and the position of the concave portion 13A at the side of the upper surface. This is a value obtained by subtracting the depth (h + h) of the recess 11A and the recess 13A from the thickness of 1A.
  • the concavo-convex fiber 1B shown in FIG. 4 has a rectangular cross section, and linear concave portions 11B, 13B,.
  • the concave portions 11B and 13B may not be linear, but may be curved or continuous sinusoidal.
  • the recesses 11B and 13B are formed into a square cross section having a depth h by embossing or cutting.
  • the cross sections of the recesses 11B and 13B are not limited to a quadrangle, and may be a semicircle or an inverted triangle.
  • the recess 11B is a groove that inclines in the first direction and crosses the fiber surface
  • the recess 13B is a groove that inclines in the direction opposite to the first direction from the end of the recess 11B and crosses the fiber surface.
  • a convex portion 12B having an isosceles triangle shape in plan view is formed between the concave portion 11B and the concave portion 13B.
  • the pitch p of the concave and convex portions 11B and 13B of the concave and convex fiber 1B is the distance in the length direction between the end portion of the concave portion 11B and the end portion of the concave portion 13B on the same side as shown in FIG.
  • the maximum cross-sectional diameter B of the concavo-convex fiber 1B is the maximum diagonal length of the cross section passing through the center of gravity G as shown in the cross section of FIG.
  • the minimum cross-sectional diameter H is a value obtained by subtracting the depth (h + h) of the concave portion 11B on the upper surface and the concave portion 13B on the lower surface from the length of the short side of the rectangle passing through the center of gravity G.
  • the uneven fiber 1C shown in FIG. 5 has a rectangular cross section, and linear recesses 11C crossing the fiber surface are formed at intervals in the length direction.
  • the recess 11C may not be linear, but may be a curve or a waveform.
  • the recess 11C is formed into an inverted triangular cross section having a depth (height) h by embossing or cutting.
  • the cross section of the recess 11C is not limited to an inverted triangle, and may be a semicircle or a rectangle.
  • corrugated recessed part 11C of the uneven fiber 1C becomes the distance of the length direction between the valleys of the recessed parts 11C and 11C, as shown in FIG.
  • a convex portion 12C having a rectangular shape in plan view is formed between the concave portions 11C and 11C.
  • the maximum cross-sectional diameter B of the concavo-convex fiber 1C is a diagonal length of a rectangle passing through the center of gravity G where the concave portion 11C does not appear in the cross section as shown in FIG.
  • the minimum cross-sectional diameter H is a value obtained by subtracting the depth h of the concave portion 11C from the thickness of the concave / convex fiber 1C.
  • the uneven fiber 1D shown in FIG. 6 has a rectangular cross section in which the diagonal of the rectangle has the maximum cross-sectional diameter B and the short side has the minimum cross-sectional diameter H, and has a saw blade shape on both sides of the fiber.
  • the concave portions 11D and the convex portions 12D are alternately formed.
  • the convex part 12D is shape
  • the cross-sectional area is always constant in the length direction.
  • this blade shape may not be formed with a plane, but may be formed with a curved surface.
  • this recessed part 11D is shape
  • recessed part 11D when recessed part 11D is formed in a curved surface, it becomes a dome shape in planar view.
  • corrugation of the uneven fiber 1D becomes the distance of the length direction between the valleys of the recessed parts 11D and 11D, as shown in FIG.
  • a convex portion 12D having an isosceles triangle shape in plan view is formed between the concave portions 11D and 11D.
  • the uneven fiber 1E shown in FIG. 7 has a rectangular cross section, and a plurality of rectangular columnar recesses 11E,... Are formed in a lattice shape at regular intervals in the length and width directions on the fiber surface.
  • the recess 11E may not be a quadrangular prism, but may be a cylinder or a polygonal column.
  • the recess 11E is formed to a certain depth h by embossing or cutting.
  • the recessed part 11E may not be a column shape of the fixed depth h, but may be a mortar shape or a pyramid shape.
  • the pitch p of the concave and convex portions 11E of the concave and convex fiber 1E is the distance between the concave portion 11E and the concave portion 11E adjacent to it in the length direction, as shown in FIG. Further, a convex portion 12E having a square shape in plan view is formed between the concave portions 11E and 11E.
  • the maximum cross-sectional diameter B of the uneven fiber 1E is the maximum diagonal length of the cross-section passing through the center of gravity G as shown in the cross-section of FIG. Furthermore, since the position of the concave portion 11E on the upper surface and the position of the concave portion 11E on the lower surface of the concave / convex fiber 1E is shifted, the minimum cross-sectional diameter H is a value obtained by subtracting the depth h of the concave portion 11E from the thickness of the concave / convex fiber 1E. Become.
  • Example 2 the results of experiments conducted to confirm the performance of the ultra-high-strength fiber-reinforced concrete described in the above embodiment or Example 1 will be described.
  • the description of the same or equivalent parts as those described in the above embodiment or Example 1 will be given the same reference numerals.
  • the mechanical properties of the above ultra-high-strength fiber reinforced concrete depend on the material and surface shape of the concavo-convex fibers 1 and 1A-1E to be mixed as shown below, even when a cement-based matrix having the same composition is used. A certain amount of width occurs with respect to strength characteristics.
  • the ultra-high-strength fiber reinforced concrete of this embodiment has a compressive strength (test result of a cylindrical specimen of ⁇ 10 ⁇ 20 cm) of 100-250 N / mm 2 and a bending tensile strength (4 ⁇ 4 ⁇ 16 cm). Bending specimen test result) is 20-80 N / mm 2 , tensile strength at which initial cracking occurs (split test result with ⁇ 10 ⁇ 20 cm cylindrical specimen) is 5-20 N / mm 2 , fracture energy for bending tension Has a mechanical property such that is 5 to 150 N / mm.
  • the cement-based matrix has a very low water-cement ratio of 20-26%, and the close-packing technology is applied to the mixing of admixtures and aggregate particles other than cement. It becomes a reactant and becomes a material that maintains durability on the order of 100 years.
  • the close-packing technique is a technique for obtaining the particle size distribution and the mixing volume (weight) ratio of each material so that the material mixed in the cement-based matrix has the maximum density.
  • this is a technique for packing a material so as to obtain the maximum density. For example, by blending admixtures such as silica fume and blast furnace slag fine powder having a particle size smaller than that of cement particles, these fine particles are packed in the gaps between the cement particles, and the density increases.
  • the durability is greatly improved.
  • the salinity diffusion coefficient is 1.0 ⁇ 10 ⁇ 3 ⁇ 5.0 ⁇ 10 ⁇ 3 cm 2 / year
  • the hydraulic conductivity is 2 ⁇ 10 ⁇ 17 ⁇ 8 ⁇ 10 -17 cm / sec.
  • no decrease in the relative dynamic elastic modulus is observed even after 500 or more freeze-thaw cycles in the freeze-thaw test (JIS A 1148 underwater freeze-thaw test method).
  • the resistance to neutralization is such that the neutralization depth after 500 years is 2 mm or less and does not require verification for neutralization.
  • the cement matrix mixed by close-packing is expected to have a filler effect and a bearing effect by mixing an admixture with a particle size smaller than cement particles and by mixing the aggregate of aggregate particles 2 with adjusted particle size.
  • the fluidity of the cementitious matrix is greatly increased.
  • a high-performance water reducing agent or the like is applied as an admixture, self-fillability can be realized even with a small water cement ratio (W / C ratio).
  • W / C ratio water cement ratio
  • Factors affecting the tensile properties of the ultra-high-strength fiber reinforced concrete of the present embodiment or Example 1 include (1) cracking strength of the cement matrix, and (2) tensile strength (adhesion strength) of the cement matrix. (3) Tensile rigidity of fibers mixed for reinforcement including uneven fibers 1, 1A-1E, (4) Tensile strength of the fibers, (5) Adhesive strength between the fibers and the cementitious matrix, etc. .
  • (1) to (4) are directly influenced by the characteristics of the cementitious matrix material and the fiber material, but the “adhesion strength between the fiber and the cementitious matrix” in (5) The combination of these materials is considered to have an effect, leading to the present invention.
  • adhesion resistance experiment conducted to prove the performance of the ultra-high-strength fiber-reinforced concrete according to an embodiment of the present invention will be described.
  • This specimen 3 is a rectangular parallelepiped of 12 cm ⁇ 12 cm ⁇ 2 cm, and a cylindrical portion 3 a of ⁇ 20 mm is provided at the bottom so that the thickness of the central portion of the rectangular parallelepiped is 6 mm, and the uneven fiber 1 is vertically embedded in the center. Created.
  • the cement-based matrix specimen 3 in which the concavo-convex fibers 1 are embedded is thermally cured in a predetermined temperature environment and time, both ends of the specimen 3 are fixed to a loading tester (Instron tester is used in this experiment). It fixed to the tools 35 and 35, and it pulled out and loaded with respect to the uneven fiber 1 which protruded from the upper part of the test body 3.
  • FIG. Therefore, the adhesion length of the uneven fiber 1 is 6 mm (the thickness of the central portion of the specimen 3 above the cylindrical portion 3a) in all the experimental examples described below.
  • a measurement hole 36 is provided immediately below the cylindrical portion 3 a, and the lower end of the concavo-convex fiber 1 hanging down therein is used as a reflector 32 as a target. Attached. And the laser displacement meter 33 was installed just under the reflecting plate 32, and the displacement amount of the reflecting plate 32 which irradiates a laser was measured. Simultaneously with the measurement of the pull-out amount of the uneven fiber 1, the pull-out load of the uneven fiber 1 was also measured.
  • the pulling speed of the upper end of the concavo-convex fiber 1 by an Instron testing machine was 1.0 mm / min. Further, since it is difficult to hold the uneven fiber 1 directly with the steel air chuck 34 when pulling up the tip of the uneven fiber 1, the periphery of the upper end of the uneven fiber 1 is reinforced with an epoxy resin and held. A portion 31 was formed, and the gripping portion 31 was sandwiched between air chucks 34 to apply a pulling load. [Specifications of each example] Table 1 shows specifications such as characteristics of the cementitious matrix used in the adhesion resistance experiment.
  • the strength characteristics of the cementitious matrix shown in Table 1 are those in a state where 100% strength is exhibited by heat curing at 90 ° C. for 30 hours. That is, after heat curing, there is no tendency to increase in strength, and shrinkage due to drying shrinkage does not occur.
  • the compressive strength shown in Table 1 is the compressive strength of only a cement-based matrix that does not mix fibers using a cylindrical specimen of ⁇ 5 ⁇ 10 cm.
  • the bending strength is a bending strength obtained by a bending test (JIS A 1106) using a 4 ⁇ 4 ⁇ 16 cm square column specimen made of a cement-based matrix in which fibers are not mixed. This bending strength shows a strong positive correlation with the tensile strength of the cementitious matrix.
  • Table 2 shows specifications such as the characteristics of the fibers used in the adhesion resistance experiment.
  • the fibers used in the experiment are polypropylene fibers (PP fibers) and polyvinyl alcohol fibers (PVA fibers).
  • PP fibers polypropylene fibers
  • PVA fibers polyvinyl alcohol fibers
  • the tensile strength of the fiber can be obtained from the product of the cross-sectional area of the fiber and the tensile strength of the fiber.
  • Comparative Examples f-1 and f-2 are comparative examples when there is no unevenness, and therefore, when FIGS. 1 and 3 are used as reference diagrams, they are referred to as having no recesses 11 and 11A.
  • Table 3 shows combinations of the cementitious matrix shown in Table 1 and the fibers shown in Table 2.
  • Examples-1 to 3 are included in the fiber-reinforced cementitious mixed material of one embodiment of the present invention, and are comparative examples.
  • -1 to Comparative Example-6 are comparative examples for confirming the effect of one embodiment of the present invention.
  • Results of adhesion resistance experiment 9 and 10 show the results of the adhesion resistance experiment using the combinations shown in Table 3.
  • FIG. 9 shows the result of comparing Example-1 to Example-3 with Comparative Example-1 to Comparative Example-3.
  • the graph shown in FIG. 9 is a graph showing the relationship between the adhesion stress shown on the vertical axis and the fiber pull-out amount shown on the horizontal axis.
  • Example-1, Example-2, Example-3 the adhesion stresses of the examples (Example-1, Example-2, Example-3) are the same as in any of the Comparative Examples (Comparative Example-1, Comparative Example-2, Comparative Example-3). It can be seen that the adhesion stress is clearly higher than that.
  • Example-1 and Example-2 the type of cementitious matrix is different, but the uneven fibers 1 to be mixed are of the same shape and the same material.
  • Example-1 and Example-3 the type of cementitious matrix is the same, but the concavo-convex fibers 1 to be mixed have different shapes (the materials are the same).
  • the example can generate a larger adhesion stress than the comparative example because the aggregated particles having an appropriate particle size contained in an appropriate amount in the cementitious matrix are provided on the surface of the uneven fiber 1. It is considered that the result is that the adhesion characteristics are improved by meshing with the moderate uneven shape (the concave portion 11 and the convex portion 12), and the mechanical adhesion (mechanical bond) is excellent. Even when the pull-out amount further increases, a resistance force due to mechanical meshing is newly generated between the unevenness imparted to the fiber surface and the aggregate particles in the cementitious matrix, and a sustainable adhesive force (sustainable) This is thought to be the result of the continuous bond).
  • Comparative Example-1 and Comparative Example-2 are the same type of cementitious matrix as Example-1 or Example-2, but the fibers to be mixed are PP fibers of the same material as each Example. However, there is no uneven shape on the fiber surface of the comparative example.
  • the adhesion stress of Comparative Example-1 and Comparative Example-2 shown in FIG. 9 is considerably smaller than the adhesion stress of Example-1 and Example-2.
  • the reason for this is that even if an appropriate amount of aggregate particles having an appropriate particle size is mixed in the cementitious matrix, if the surface shape of the PP fiber is flat (smooth surface), the mechanical adhesive force (mechanical bond) is effective. It can be expected that only the adhesion stress due to the adhesion strength and frictional resistance of the cementitious matrix itself can be expected.
  • Comparative Example-3 shows a behavior that fluctuates as the pull-out amount increases, and is similar to Examples (Example-1, Example-2, Example-3).
  • Comparative Example-3 applies PP fiber having the uneven shape of Example f-2 as the fiber to be mixed, but the cementitious matrix is Comparative Example m-1, so that the blended aggregate The average particle diameter of the particles is outside the numerical limit range of one embodiment of the present invention.
  • Comparative Example-3 like this shows a lower adhesion stress than the Examples (Example-1, Example-2, Example-3).
  • Comparative Example-3 uses a fiber having a concavo-convex shape on the fiber surface
  • mechanical adhesive strength can be expected from Comparative Example-1 and Comparative Example-2. Since the average particle size of the aggregate particles contained in the cement matrix is small, it becomes difficult to strongly mesh the aggregate particles of the cement matrix and the uneven shape of the fiber surface, and the desired mechanical adhesion ( It is thought that the mechanical bond could not be obtained.
  • Example-3 and Comparative Example-3 the same type of PP fiber having the concavo-convex shape of Example f-2 is applied as the fiber to be mixed, but the cementitious matrix of Example-3 is an example.
  • the cementitious matrix of Comparative Example-3 is Comparative Example m-1, and the average particle diameter of the blended aggregate particles is outside the numerical limit range of one embodiment of the present invention. ing. Therefore, in Comparative Example-3, it was difficult to strongly mesh the aggregate particles of the cementitious matrix and the uneven shape of the fiber surface, and as a result, the adhesion stress was lower than that of Example-3.
  • the graph shown in FIG. 10 shows a comparison between the examples (Example-1, Example-2, Example-3) and the comparative examples (Comparative Example-4, Comparative Example-5, Comparative Example-6).
  • the fibers of the comparative examples are all PVA fibers that are not provided with an uneven shape. Therefore, as can be seen from the results of the comparative example, once the adhesion between the cementitious matrix and the fibers is broken, the adhesion stress rapidly decreases with an increase in the amount of pull-out.
  • the cement matrix was Example m-1 and Example m-2, and the initial adhesion stress was larger than that in Example. This is presumably because the hydrophilicity of the PVA fibers worked and a chemical bond with the cementitious matrix acted.
  • the ultra-high strength fiber reinforced concrete of the present embodiment or Example 1 has improved adhesion strength due to the combination of the cement-based matrix and the concavo-convex shape of the fiber, and the concavo-convex fiber 1 and the cement-based matrix. It was confirmed that even when the initial adhesion with the sag was once reduced and the concavo-convex fiber 1 slipped out of the cementitious matrix, the adhesion stress was maintained without significantly decreasing.
  • the ultra high strength fiber reinforced concrete of the present embodiment or example 1 shows high tensile strength and high toughness (stickiness strength) in comparison with the example and the comparative example.
  • the bending toughness experiment was carried out according to the Japan Society of Civil Engineers standard "Bending strength and bending toughness test method of steel fiber reinforced concrete" (JSCE-G 552-2010). Specifically, this is an experimental method in which a 10 ⁇ 10 ⁇ 40 cm square column specimen is loaded with a trisection load and the deflection of the center point and the load are measured. Further, the bending stress f b was determined from the load Q by the following formula.
  • f b QL / bh 2
  • Q is the loaded load (N)
  • the load load speed was adjusted so that the rate of increase in bending stress was 0.06 ⁇ 0.04 N / mm 2 per second.
  • the flexural toughness coefficient was determined according to the Japan Society of Civil Engineers' standard "Bending strength and bending toughness test method for steel fiber reinforced concrete" (JSCE-G 552-2010).
  • the strength characteristics of the cementitious matrix shown in Table 4 are the results obtained by conducting experiments on specimens manufactured under the same curing conditions.
  • the compressive strength is a compressive strength obtained by a compressive strength test (JIS A 1108) using a cylindrical specimen of ⁇ 10 ⁇ 20 cm manufactured using a cement-based matrix in which fibers are not mixed.
  • the bending strength is a bending strength obtained by a bending test (JIS A 1106) using a 4 ⁇ 4 ⁇ 16 cm square column specimen made of a cement-based matrix in which fibers are not mixed. This bending strength shows a strong positive correlation with the tensile strength and adhesion strength of the cementitious matrix.
  • Table 5 shows specifications such as the characteristics of the fibers used in the bending toughness experiment.
  • Example F-4 and Example F-5 are blends in which two types of fibers, ie, the uneven fiber 1 and a fiber without unevenness (here, steel fiber) are mixed.
  • Table 6 shows the bending toughness test performed on specimens manufactured under the same curing conditions by placing ultrahigh-strength fiber reinforced concrete combining the cementitious matrix of Table 4 and the fibers of Table 5. The results were shown.
  • FIG. 11 to FIG. 13 plot the results of the bending toughness experiment in a graph in which the vertical axis indicates the bending stress and the horizontal axis indicates the deflection of the center point. The following can be mentioned as a common behavior of the bending toughness curve drawn by the result of this bending toughness experiment.
  • the bending toughness curve has a behavior in which the bending stress increases linearly with respect to the deflection of the center point at the initial stage of the loaded load, and then the bending stress rapidly decreases.
  • a zone exhibiting this behavior is referred to as a “first zone”.
  • the first peak is referred to as “first peak”.
  • the bending stress tends to increase again.
  • the magnitude of the increase may or may not be greater than the first first peak.
  • the increased bending stress tends to gradually decrease again as the deflection at the center point increases.
  • a zone exhibiting this behavior is referred to as a “second zone”.
  • the second peak is referred to as “second peak”.
  • the specimen In the first zone, in the behavior process in which the deflection of the center point increases linearly with the initial load increase, the specimen is not cracked and is considered to be elastic. In addition, the bending stress decreases at the first peak, and this is considered to be because the bending stress sharply decreases because bending cracks occurred at the lower end near the center of the specimen.
  • the bending stress at the first peak is considered to have a positive correlation with the crack initiation strength of the cement matrix obtained by the split test.
  • the bending stress sharply decreases after the first peak because bending cracks are generated at the lower end of the specimen, and thereafter, a behavior in which the bending stress increases again is observed. This is a behavior due to the tensile force being applied to the fibers where the crack surfaces where the cracks are generated are cross-linked.
  • the degree of decrease in bending stress after the first peak tends to decrease as the rigidity of the fiber increases, the amount of mixed fibers increases, and the initial adhesion resistance between the cementitious matrix and the fibers increases. Show.
  • the bending stress tends to increase again.
  • the increased second peak may or may not be larger than the first peak.
  • the reason why the bending stress is increased is that the fibers cross-linked with each other bear the tensile force.
  • This tensile strength is the maximum tensile stress when a pure tensile force is applied to ultrahigh strength fiber reinforced concrete.
  • Two methods are used as a method for obtaining the tensile strength of the ultra-high-strength fiber reinforced concrete material by a test.
  • One is a method of obtaining directly from the peak of tensile strength by a direct tensile loading test.
  • the test control method of the direct tensile loading test itself is difficult, and there is a problem that the test results vary.
  • the other is to perform a bending load test, obtain the relationship between tensile stress and crack width by inverse analysis from the load-notch crack width curve or load-deflection curve obtained by the test, and calculate the tensile strength from it.
  • a notch may or may not be put in the center of the bending specimen.
  • this method has an advantage that the bending test method is easy and there are few variations due to the test, but time and cost are required for the reverse analysis.
  • the area of the portion surrounded by the bending toughness curve indicates the fracture energy of the material, and it can be said that the larger the area, the higher the toughness (or stickiness).
  • FIG. 11 is a comparison under the same conditions in which the fiber mixing ratio is all 3.0%, and is a comparison result excluding the influence factor that the bending strength increases as the fiber mixing amount (mixing ratio) increases.
  • Example-T1 and Example-T2 consist of the uneven fiber 1 of Example F-1 shown in Table 5 and the cementitious matrix of Example M-2 and Example M-5 shown in Table 4. It is a combination.
  • the fibers of Comparative Example-T7 and Comparative Example-T8 are all fibers of Comparative Example F-1 shown in Table 5, and no irregularities are formed on the fiber surface.
  • the material of the fiber is PVA fiber rich in hydrophilicity, it is considered that the adhesive force with the cementitious matrix is high.
  • Example-T1 and Example-T2 show higher bending stress and higher toughness than Comparative Example-T1, Comparative Example-T7 and Comparative Example-T8. Yes.
  • Example-T1 and Example-T2 show clearly higher values than the other three comparative examples, and any second peak is much higher than the first peak. The value is shown. This indicates that the two examples have high tensile strength.
  • Example-T1 and Example-T2 show that the bending stress gradually decreases after the second peak, and the bending resistance does not decrease until large deformation, that is, shows high toughness performance. Recognize.
  • Table 6 described above shows the tensile strength estimated from the second peak in each experiment and the fracture energy obtained from the area of the bending toughness curve. As is apparent from the numerical values shown in Table 6, it can be seen that the tensile strength of the example is 1.6 to 2.0 times that of the comparative example, and the fracture energy is 2.5 to 3.6 times.
  • the combination of materials of Comparative Example T7 in the bending toughness experiment is similar to the combination of materials of Comparative Example 6 of the adhesion resistance experiment.
  • the second peak is smaller than the first peak, and the bending stress rapidly decreases after the second peak.
  • Comparative Example-6 of the adhesion resistance experiment the initial adhesion stress is low, and the fiber comes out when the pull-out amount is about 0.5 mm. This is consistent with the fact that Comparative Example-T7 rapidly decreases the bending stress after the second peak in the bending toughness experiment.
  • Example F-4 the results of Example F-4 in Table 5 in which the fiber surface is a hybrid mixed fiber of PP fiber having a concavo-convex shape and steel fiber having no concavo-convex shape.
  • the fiber shown in Example F-5 was used.
  • the mixing rate of the entire fiber is 2.8%
  • the breakdown of the amount of fibers is that the PP fiber which is the uneven fiber 1 has a mixing rate of 2.7. %
  • Steel fiber without irregularities on the fiber surface is 0.1%.
  • the second peak in each example is larger than that in the comparative example, and the area of the bending toughness curve is also large.
  • the 2nd peak of an Example is larger than a 1st peak
  • the 2nd peak is smaller than a 1st peak in a comparative example.
  • Table 6 the numerical values of the tensile strength and the fracture energy are also larger in the example than in the comparative example.
  • Example-T7 and Comparative Example-T5 show that the fiber mixing rate is 2.8%, and one type of fiber is used for each.
  • the same fiber as Example F-2 shown in Table 5 is mixed.
  • Example-T7 and Comparative Example-T5 draw different bending toughness curves even though the same type of uneven fiber 1 is used. That is, in Example-T7, the second peak was larger than the first peak, but in Comparative Example-T5, the first peak was large, but the second peak was small.
  • Example-T7 has clearly higher tensile strength and higher toughness than Comparative Example-T5 and Comparative Example-T6.
  • the ultra-high-strength fiber reinforced concrete of the present embodiment has not been obtained so far due to the combination of the cement-based matrix aggregate particles and the uneven shape of the surface of the uneven fiber 1. It was found that such a high tensile strength and high toughness can be achieved.
  • the feature of the ultra-high-strength fiber reinforced concrete according to the present embodiment is not limited to a specific material for any material of the cement-based matrix and the concavo-convex fiber 1, but the average of aggregate particles is not limited to the cement-based matrix.
  • the particle size and the weight ratio represented by aggregate / (cement + admixture) are specified, and the uneven fiber 1 is not specified the material but only the uneven shape of the surface.
  • the reason why the tensile strength of the ultra-high-strength fiber reinforced concrete is increased is that the adhesion resistance stress between the uneven fiber 1 and the cementitious matrix is greatly improved. Further, the toughness is increased because the adhesion resistance stress between the concavo-convex fiber 1 and the cementitious matrix does not decrease even if the fiber pull-out increases, It can be said that these results can be obtained by combining the combination of aggregate particles contained in an appropriate cementitious matrix.
  • the organic fiber is the uneven fiber 1
  • the present invention is not limited to this, and an inorganic fiber such as a steel fiber can also be an uneven fiber.

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Abstract

ひび割れ発生後も高い引張強度と高いじん性を確保することができる繊維補強セメント系混合材料を提供する。　セメントと、混和材と、水と、混和剤と、セメントと混和材の合計重量に対する重量比率で50－95％の割合で含まれる骨材粒子と、繊維とを含有する繊維補強セメント系混合材料である。　そして、骨材粒子の平均粒径を0.2－0.8mmとし、繊維の少なくとも一部を表面に凹凸が形成された凹凸繊維１にするとともに、その凹凸繊維の凹凸の凹部１１の深さｈを最小断面径Ｈに対する比率（ｈ／Ｈ）が0.05－0.8となるように成形し、凹凸繊維の長さ方向における凹凸の凹部のピッチｐを最大断面径Ｂに対する比率（ｐ／Ｂ）が0.3－10.0となるように成形している。

Description

繊維補強セメント系混合材料
　本発明は、粗骨材を含まないセメント系マトリックスに繊維を混入して製造される強度が高い繊維補強セメント系混合材料に関するものである。
　最大骨材粒径が1－2mmの骨材粒子にセメントとポゾラン反応粒子（ポゾラン材）とを混合したセメント系マトリックスに、金属繊維や有機繊維などの補強繊維を混入した超高強度繊維補強コンクリートが知られている（特許文献１－３など参照）。
　このような超高強度繊維補強コンクリートは、緻密で超高強度なセメント系マトリックスに引張強度の高い繊維を組み合わせることにより、ひび割れ発生後においても引張強度とじん性（ねばり強さ）をある程度確保できるという特性を有している。すなわち、材料に引張応力が作用してセメント系マトリックスにひび割れが発生した際に、セメント系マトリックスに代わって繊維が引張力を負担する、いわゆる架橋効果によるものであると考えられている。
　このため、このような超高強度繊維補強コンクリートは、従来の鉄筋コンクリートとは異なり、鉄筋による補強が不要となる。そして、このような超高強度繊維補強コンクリートを使って構築されるコンクリート構造物は、部材を薄肉化、軽量化することができる。
　また、このような超高強度繊維補強コンクリートは、セメント系マトリックスが熱養生される際の水和反応過程において更なる緻密な水和組織に形成されるので、耐久生を大幅に向上させることができる。
特開平１１－２４６２５５号公報 特表平９－５００３５２号公報 特表２００２－５１４５６７号公報 特開平１１－１１６２９７号公報 特開２０００－３０２４９４号公報
　しかしながら、特許文献１－３に開示された従来の超高強度繊維補強コンクリートは、セメント系マトリックスと繊維との間の付着が充分であるとは言えない。これに対して、上述した架橋効果を充分に発揮させるには、セメント系マトリックスと繊維との間の付着力が充分に確保されていなければならない。
　この点について検証してみると、特許文献１，２は、緻密で超高強度のセメント系マトリックスの材料を鋼繊維によって補強する発明であり、セメント系マトリックスと繊維との付着に関しては、鋼繊維の長さと径との関係を示すことにより最低限必要とされる付着長を提示しているに過ぎない。
　ここで、繊維の付着強度を増大させるには、繊維長を長くして付着面積を増大させる方法と繊維径を大きくして付着面積を増大させる方法とが容易に考えられる。しかし、繊維長を長くした場合、セメント系マトリックス中の繊維の分散を悪化させ、また長い繊維は繊維同士が絡み合う確率が高まるために、セメント系マトリックス中の繊維は分離するリスクが増大する。その結果、長い繊維を含む超高強度繊維補強コンクリートは流動性が低下するので、繊維長を長くするには限界がある。
　一方、繊維径を大きくする方法では、繊維強度に関係する繊維断面積は直径の二乗に比例し、付着強度に関係する付着面積は直径の一乗に比例するので、付着強度と繊維強度の比率で考えると、繊維直径の拡大は付着強度の増大にとって効果的な方法とはいえない。
　また、特許文献３には、補強繊維が有機繊維の場合や、有機繊維と金属繊維とを組み合せた場合が開示されているが、セメント系マトリックスと繊維との間の付着力に関しては、上述した特許文献１，２と同様に、繊維の長さと径の関係を提示しているに過ぎない。
　このため、従来の超高強度繊維補強コンクリートでは、繊維が持つ引張強度よりも低い引張力で繊維の抜け出し（又はセメント系マトリックスと繊維との間のすべり）が生ずることになり、混入した繊維が本来保有する引張強度を充分に生かすことができていなかった。
　さらに、セメント系マトリックスと繊維との間のすべりが一旦生ずると、急激に付着力が低下するために、ひび割れ幅が急激に拡大する現象が起きて架橋効果も発揮されなくなり、充分なじん性（ねばり強さ）を確保することができなかった。
　他方、鉄筋コンクリートを補強するために混入される有機繊維であれば、表面処理を施すことによって従来のコンクリートと有機繊維との付着力を増加させることができることが知られている（特許文献４，５など参照）。
　ここで、特許文献４には、繊維の表面をエンボス加工によって凹凸形状にするとともに、繊維表面に表面処理剤を付与することによって、付着力と親水性とを向上させてコンクリートと繊維との化学的付着力を増加させる技術が開示されている。
　また、特許文献５には、繊維そのものを直線ではなく波形形状にすることによって付着力を増加させる技術が開示されている。ここで、特許文献４又は５において繊維補強されるコンクリート材料は、粗骨材が配合された従来のコンクリートである。このように従来のコンクリートを対象とする場合は、繊維とコンクリートとの間の初期付着力の向上を主たる目的としており、繊維とコンクリートとの間の付着が一旦切れた後の付着力の回復が期待できるようなものではないため、じん性の大幅な改善を期待することはできない。
　従来のコンクリートには、その使用目的に応じて土木・建築構造物に適用する通常のコンクリートから高流動コンクリート、高強度コンクリート、マスコンクリート、水中コンクリートなどがあるが、基本的には鉄筋による補強を前提とした材料である。しかし、近年、これら従来のコンクリートに鉄筋補強の補助的役割や部材の角欠け防止、乾燥収縮によるひび割れ防止の目的で短繊維が混入された、いわゆる繊維補強鉄筋コンクリート（ＦＲＣ=Fiber Reinforced Concrete）が適用される傾向にある。これらのコンクリートの配合における骨材粒子は、細骨材と粗骨材とから構成されている。一般的に従来のコンクリートでは、コンクリート単位体積中に含まれる骨材の単位重量は、粉体の単位重量（＝セメントの単位重量＋混和材の単位重量）に比べて大きい。例えば、骨材単位重量／粉体単位重量の比率で示すと、最も一般的に使用されるコンクリートでは、400－700％であり、粉体を多く含むとされる粉体系の高流動コンクリートでさえも250－300％程度である。
　また、従来のコンクリートに使用する粗骨材の最大粒径は、一般の構造物への適用では、20mmや25mmに限定されるものが最も多く、ダムなどの適用では40mmや80mmの限定がある。従って、従来の繊維補強鉄筋コンクリートにおける繊維とコンクリートとの付着機構は、コンクリートに配合された骨材を介した機械的付着力に期待するものではなく、コンクリート水和物（セメントペースト）と繊維との化学的付着力や摩擦力に期待するものである。あるいは、繊維表面にエンボス加工をおこなった場合や、繊維全体を波型形状とする場合においては、コンクリート水和物を繊維の周囲を覆うように充填させて、主に化学的付着力に期待するものである。なお、一部には機械的付着力も働くと思われるが、前述のように骨材粒径の多くは繊維の凹凸形状に比べて大きいために、機械的付着力における骨材粒子による噛み合わせのような効果は期待できない。従来のコンクリート水和物の圧縮や引張強度は、後述する本発明の繊維補強セメント系混合材料に比べて相当に低いために、エンボス加工を施した繊維であっても大きな化学的付着力を期待できないだけでなく、付着が一旦切れると繊維が容易に抜け出してしまい充分なじん性を期待することはできない。
　そこで、本発明は、ひび割れ発生後も高い引張強度と高いじん性を確保することができる繊維補強セメント系混合材料を提供することを目的としている。
　前記目的を達成するために、本発明の繊維補強セメント系混合材料は、セメント（重量Ｃ）と、混和材（重量Ａ）と、水と、混和剤と、前記セメントと前記混和材の合計重量（Ｙ（＝Ｃ＋Ａ））に対する重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）で50－95％の割合で含まれる骨材粒子（重量Ｓ）と、繊維とを含有する繊維補強セメント系混合材料であって、前記繊維の少なくとも一部を表面に凹凸が形成された凹凸繊維にするとともに、その凹凸繊維の凹凸の凹部の深さｈを最小断面径Ｈに対する比率（ｈ／Ｈ）が0.05－0.8となるように成形したことを特徴とする。
　このように構成された本発明の繊維補強セメント系混合材料は、緻密で超高強度なセメント系マトリックスに引張強度の高い繊維を組み合わせた材料である。そして、混入する繊維の少なくとも一部を表面に凹凸が形成された凹凸繊維にしている。さらに、凹凸繊維の凹凸の凹部の深さｈを所定の範囲に規定している。
　このため、繊維表面に付与された凹凸とセメント系マトリックス中の骨材粒子との間で機械的な噛み合わせが起き、凹凸繊維と骨材粒子との機械的付着力（mechanical bond）を増大させることができる。
　このように機械的付着力が増大されると、一旦、繊維表面とセメント系マトリックスとの化学的付着力(chemical bond)が切れたとしても、繊維とセメント系マトリックスとの間での大変形の付着ずれ（すべり）に対して繊維表面に付与された凹凸とセメント系マトリックス中の骨材粒子との間の機械的な噛み合わせによる抵抗力が発生し、持続的付着力(sustainable bond)を保持することができる。このため、ひび割れ幅が増大しても、引張力を負担している凹凸繊維の架橋効果が持続し、引張強度の増加とじん性の向上を図ることができる。
　また、大きく変形しても耐力の低下が少なく、じん性に優れた性能を示すことができる繊維補強セメント系混合材料を使って構築された構造物は、最終耐力の増大を見込むことができる。
　さらに、高いじん性を確保できれば、従来の鉄筋コンクリートに比較して地震エネルギーを大幅に吸収することができるため、耐震構造物の材料としても最適である。
本発明による実施の形態の繊維補強セメント系混合材料に混入する凹凸繊維の構成を説明する斜視図である。 凹凸繊維と骨材粒子との機械的付着力を説明する説明図である。 実施例１で説明する凹凸繊維の構成を示した斜視図である。 実施例１で説明する別の凹凸繊維の構成を示した斜視図である。 実施例１で説明する別の凹凸繊維の構成を示した斜視図である。 実施例１で説明する別の凹凸繊維の構成を示した斜視図である。 実施例１で説明する別の凹凸繊維の構成を示した斜視図である。 実施例２の付着抵抗実験を説明するための断面図である。 実施例２の付着抵抗実験の結果（実施例－１から実施例－３、比較例－１から比較例－３）を説明するグラフである。 実施例２の付着抵抗実験の結果（実施例－１から実施例－３、比較例－４から比較例－６）を説明するグラフである。 実施例２の曲げタフネス実験の結果（実施例－Ｔ１，実施例－Ｔ２、比較例－Ｔ１，比較例－Ｔ７，比較例－Ｔ８）を説明するグラフである。 実施例２の曲げタフネス実験の結果（実施例－Ｔ３から実施例－Ｔ６、比較例－Ｔ２から比較例－Ｔ４）を説明するグラフである。 実施例２の曲げタフネス実験の結果（実施例－Ｔ７、比較例－Ｔ５，比較例－Ｔ６）を説明するグラフである。
　以下、本発明の実施の形態について図面を参照して説明する。
　本実施の形態の繊維補強セメント系混合材料としての超高強度繊維補強コンクリートは、セメントと、混和材と、水と、混和剤と、骨材粒子と、繊維とを含有している。
　ここで、セメントには、ポルトランドセメント（普通ポルトランドセメント、早強ポルトランドセメント、超早強ポルトランドセメント、中庸熱ポルトランドセメント、低熱ポルトランドセメント、耐硫酸塩ポルトランドセメントなど）が使用できる。
　また、混和材には、シリカフューム、沈降シリカ、高炉水砕スラグ微粉末（高炉スラグ微粉末）、高炉徐冷スラグ微粉末、フライアッシュ、分級フライアッシュ、石炭ガス化フライアッシュ、火山灰、珪藻土、珪酸白土、トラス、膨張材、石灰石微粉末、無水石こう系などのエトリンガイト生成系混和材、ポリマーディスパーションやそれを粉末とした再乳化樹脂などが使用できる。ここで、混和材とは、セメントの存在下で化学反応する材料であり、その化学反応としては、混和材とセメント構成化合物との相互化学反応および混和材自体の化学反応に大別できる。また、これらの混和材は、単独で使用したり複数の組み合せで使用したりすることができる。
　さらに、混和剤は、流動性や強度発現性の向上、凝結コントロール、耐久性の向上などの多くの目的で使用される添加剤で、少なくとも1種類を使用する。この混和剤には、高性能減水剤、高性能ＡＥ減水剤、流動化剤、消泡剤、凝結促進剤、凝結遅延剤、増粘剤、収縮低減剤、急結剤、発泡剤、防錆剤などを単独で使用したり複数の組み合せで使用したりすることができる。
　また、骨材粒子には、砕砂、川砂、海砂、珪砂、石灰石の砕砂、再生骨材の砂、ボーキサイトの粉砕物、鉄鉱石の粉砕物、スラグの粉砕物など、コンクリートの骨材として使用可能なものはすべて使用することができる。
　この骨材粒子（重量Ｓ）は、セメント（重量Ｃ）と混和材（重量Ａ）の合計重量（Ｙ（＝Ｃ＋Ａ））に対する重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）で50－95％の割合で超高強度繊維補強コンクリートに配合される。また、この骨材粒子の平均粒径φＡは、0.2－0.8mmとするのが好ましい。ここで、骨材粒子の平均粒径φＡとは、骨材粒子の粒径加積曲線において、通過重量百分率（あるいは通過率）の重量比が50％にあたる粒径（直径）であり、いわゆる平均粒径D50に相当するものである。
　また、超高強度繊維補強コンクリートに混入される繊維としては、有機繊維（例えば、ポリプロピレン（ＰＰ）繊維、ポリビニールアルコール（ＰＶＡ）繊維、アラミド繊維、ポロエチレン繊維、超高強力ポリエチレン繊維、ポリエチレンテレフタラート（ＰＥＴ）繊維、レーヨン繊維、ナイロン繊維、ポリ塩化ビニール繊維、ポリエステル繊維、アクリル繊維、耐アルカリガラス繊維など）、又は無機繊維（鋼繊維、高張力鋼繊維、ステンレス繊維、チタン繊維、アルミニューム繊維、炭素繊維、バサルト繊維、鉱物繊維など）などを使用することができる。さらに、使用する繊維は、１種類だけでなく複数種類を組み合わせても良い。
　この繊維の断面形状は、図１に示すような扁平な楕円形、円形、長方形などのいずれの形状であっても良い。なお、同じ断面積に対して円形断面は付着面積が最小となる。これに対して扁平断面は、同じ断面積に対して付着面積が円形断面よりも大きくなるため、扁平な楕円断面や長方形断面の方が付着に対して有利となる。
　また、混入する繊維の合計容積量は、全容積の0.7－8％にするのが好ましい。すなわち、0.7％の繊維混入率があれば、超高強度繊維補強コンクリートとして繊維の架橋効果は小さいものの期待できる量である。一方、繊維混入率8％は繊維の架橋効果を充分に期待できる量であるが、これ以上の量の繊維をセメント系マトリックスに混入すると、練りあがりのフレッシュ性状が保てなくなって自己充填が難しくなり、実質的に構造材として適用することができないおそれがある。混入する繊維の合計量は、より好ましくは全容積の1.0－5.5％とすることができる。
　そして、超高強度繊維補強コンクリートに混入する繊維の少なくとも一部は、図１に示すように表面に凹凸が形成された凹凸繊維１とする。この凹凸繊維１は、複数の凹部１１，・・・が繊維表面に間隔を置いて千鳥配置され、凹部１１，１１間が凸部１２となる。この凹凸形状は、繊維表面に例えばエンボス加工を施すことによって成形できる。なお、凸部１２は、凹部１１の底面に対して突出していれば良いので、凹部１１，１１間が平坦であっても、ドーム状に盛り上がっていても凸部１２になる。
　この凹部１１は、本実施の形態では、深さがｈの平面視菱形に成形される。ここで、凹部１１の深さｈとは、図２に示すように凸部１２の最も高い高さから凹部１１の最も低い高さ（底面）までの距離をいう。また、図１に示すように凹凸繊維１の断面における重心点をＧとすると、最大断面径Ｂは重心点Ｇを通る最大径となり、最小断面径Ｈは重心点Ｇを通る最小径となる。なお、断面に凹部１１が現れる場合は、最小断面径Ｈは図１に示すように凹部１１の底面を外周面として計測される。
　そして、凹凸の凹部１１の深さｈは、凹凸繊維１の最小断面径Ｈに対する比率ｈ／Ｈが0.05－0.8となるように成形する。また、凹凸繊維１の長さ方向における凹凸の凹部１１のピッチｐ（凹部１１とそれに隣接する凹部１１との長さ方向の距離）は、凹凸繊維１の最大断面径Ｂに対する比率ｐ／Ｂが0.3－10.0となるように調整される。
　また、凹凸繊維１の平均断面径ｄは、最小断面径Ｈと最大断面径Ｂの平均としてｄ＝（Ｈ+Ｂ）／２で示される。さらに、凹凸繊維１の１本の長さＬiは、１mm以上とする。そして、凹凸繊維１の長さＬiの平均断面径ｄに対する比率（アスペクト比）ＡＲ（＝Ｌi／ｄ）は、10-500とする。
　次に、本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートの作用について説明する。
　このように構成された本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートは、緻密で超高強度なセメント系マトリックスに引張強度の高い繊維を組み合わせた材料である。
　本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートでは、混入する凹凸繊維１の凹凸形状とセメント系マトリックスに配合される骨材粒子の平均粒径と骨材粒子が配合される重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）とによって、繊維とセメント系マトリックスとの間の付着抵抗力を大幅に増大させている。
　そして、実施例２で説明する曲げタフネス実験によって、本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートは、非常に大きな引張強度やじん性の値を示すことが確認できた。
　ここで、本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートの付着力が増大されるメカニズムについて、図２を参照しながら説明する。この図２は、凹凸繊維１の拡大された上半部断面と、セメント系マトリックスに含有される骨材粒子２，・・・及びセメント水和物４とを模式的に描いた図である。この図２に示すように、凹凸繊維１の凹部１１と凸部１２に沿って形成されるセメント系マトリックスには骨材粒子２，・・・が点在しており、一部の骨材粒子２，・・・は凹凸繊維１の凹部１１に入り込んでいる。
　そして、超高強度繊維補強コンクリートによって構築された構造物にひび割れが発生するなどして架橋効果が生じて凹凸繊維１に引張力が作用すると、凹部１１に充填された骨材粒子２，・・・を含むセメント系マトリックスが、凹凸繊維１に対するアンカー部となる。これに対して、凹凸繊維１の凹部１１と凹部１１との間の凸部１２が、セメント系マトリックスに対するアンカー部となる。
　このように本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートのセメント系マトリックスには、適切な大きさと量の骨材粒子２，・・・が含まれているために、従来の超高強度繊維補強コンクリートと比べて、セメント系マトリックス内部の相互のせん断伝達抵抗が骨材粒子２，・・・の噛み合せにより大きくなっている。
　それに加えて、セメント系マトリックスによって形成される上述したアンカー部に含まれる骨材粒子２，・・・の一部が、図２に示すように、凹凸繊維１の凹部１１に噛み合わされるために、凹凸繊維１の架橋効果に伴って凹部１１周辺に発生するずれせん断力に対して、高いずれ剛性と、高いずれせん断抵抗力を発揮させることができる。
　その主な理由として、配合された骨材粒子は、セメント系マトリックス中の骨材粒子を除いたセメント水和物４と比較すると、一般的に弾性係数や圧縮強度が高いために、高いずれ剛性と高いずれせん断抵抗力を期待できるものと考えられる。
　また、本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートでは、凹凸繊維１の表面の凹凸形状に関するパラメータと骨材粒子の混入量とを規定している。
　骨材粒子の混入量に関する重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）は50－95％とするのが好ましい。図２を参照しながら説明すると、ＷＲ＝50％未満の場合には、凹凸繊維１の凹部１１のセメント系マトリックスに含まれる骨材粒子２が少なすぎて、骨材粒子２が凹部１１に噛み合わされる確率が減少し、結果として凹部１１周辺に発生するずれせん断力に対して、高いずれ剛性と高いずれせん断抵抗力を期待できなくなる。一方、重量比率ＷＲが95％を超えた場合には、セメント系マトリックス中の粉体材料（＝セメント＋混和材）（結合材料）が大幅に減少するので、超高強度繊維補強コンクリート自身の圧縮強度や引張強度など、必要とされる力学的特性値を実現することが困難となる。つまり骨材粒子２を取り囲んでいるセメント系マトリックスの占める割合が低下するので、骨材粒子２が凹部１１に引っ掛かっても周囲のセメント水和物４が骨材粒子２からのずれ力を充分に伝達できないので、結局、高いずれ剛性と高いずれせん断抵抗を期待できなくなる。骨材粒子の混入量に関する重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）は、55－95％とするのがより好ましい。
　セメント系マトリックスの骨材粒子２と凹凸繊維１の付着相互作用を考慮して、凹凸繊維１の凹部１１の深さｈに関しては、凹凸繊維１の最小断面径Ｈに対する比率ｈ／Ｈをパラメータとして設定している。この比率ｈ／Ｈが小さくなると、凹部１１の深さｈが浅くなり、そのために機械的付着力(mechanical bond)が低下する傾向となる。
　反対に、この比率ｈ／Ｈを大きくすると、機械的付着力(mechanical bond)は増大するが、凹凸繊維１の断面欠損が大きくなり、凹凸繊維１自体の引張強度や繊維の剛性が低下して、セメント系マトリックスがずれせん断破壊する前に、凹凸繊維１が途中で破断するリスクが増大したり、繊維の引張剛性が低下することによりひび割れ幅が増大したりすることが考えられる。
　そこで、比率ｈ／Ｈを0.05－0.8の範囲にすることによって、凹凸繊維１の凹部や凸部に噛み合わされる適量の骨材粒子により生ずる機械的付着力(mechanical bond)の大幅な向上を期待することができ、さらに繊維が切れる可能性や繊維の剛性低下を最小限に抑えることができる。
　比率ｈ／Ｈが0.05未満の場合には、凹凸繊維１における凹部１１の相対深さが小さくなるために、骨材粒子２の平均粒径φＡが小さな組み合せの場合でも、凹凸繊維１の凹部１１における骨材粒子２が大きすぎて骨材粒子２が凹部１１に有効に噛み合わされる確率が減少し、高いずれせん断剛性や高いずれせん断抵抗を期待できなくなる。他方、比率ｈ／Ｈが0.8を超えるような場合には、骨材粒子２との噛み合わせ効果は増大すると考えられるが、凹凸繊維１の断面欠損が大きくなるために、骨材粒子２を介したずれせん断力による機械的付着力(mechanical bond)が増大する前に、凹凸繊維１の凹部１１付近の断面において凹凸繊維１が破断するリスクが増大する。また、凹凸繊維１の断面欠損が大きくなると、凹凸繊維１の引張剛性が低下するので、凹凸繊維１とセメント系マトリックスとの間の機械的付着力が充分であっても、繊維自身が伸び変形するので、セメント系マトリックスのひび割れ幅が増大して、繊維補強効果の目的を達成できなくなる。凹凸繊維１の凹部１１の深さｈに関する比率ｈ／Ｈのパラメータは、0.05－0.5の範囲とするのがより好ましい。
　骨材粒子２の平均粒径φＡは、0.2－0.8mmの範囲が好ましい。骨材粒子２の平均粒径φＡが0.2mm未満の場合には、凹凸繊維１の凹部１１における骨材粒子２が小さすぎて骨材粒子２が凹部１１に直接的に噛み合わされる確率が減少し、結果として凹凸繊維１の凹部１１周辺における、高いずれ剛性や高いずれせん断抵抗の効果が減少する。また、平均粒径φＡが小さい場合には、骨材粒子２の１個当たりのずれせん断力抵抗力は、直径の自乗に比例して小さくなる。しかし、平均粒径φＡが大きい場合はこれとは逆に、直径の自乗に比例して大きくなる。他方、平均粒径φＡが0.8mmを超えるような場合には、骨材粒子２の１個当たりのずれせん断力抵抗力は増大するものの、凹凸繊維１の凹部１１における骨材粒子２が大きすぎて骨材粒子２が凹部１１に直接的に噛み合わされる確率が減少するために、結局、高いずれせん断剛性や高いずれせん断抵抗が低下する。すなわち、骨材粒子２の平均粒径φＡを0.2－0.8mmとすることによって、骨材粒子２を凹凸繊維１の凹部１１や凸部１２に噛み合わせる確率を高めることができる。骨材粒子２の平均粒径φＡは、0.2－0.6mmの範囲がより好ましい。
　また、凹凸繊維１の長さ方向における凹凸のピッチｐに関しては、凹凸繊維１の最大断面径Ｂに対する比率ｐ／Ｂを0.3－10.0に設定している。この比率ｐ／Ｂが0.3未満になると、長さ方向の凹凸のピッチｐが短くなるので、すなわち凸部１２の長さが短くなることになる。この結果、上述した凹凸繊維１のアンカー部の抵抗長さが減少することになるので、凹凸繊維１とセメント系マトリックスとの間に発生するずれせん断力に対して、凹凸繊維１の凸部１２におけるずれせん断剛性の低下とずれせん断耐力の低下が生ずることになる。ずれせん断剛性の低下は、超高強度繊維補強コンクリートのひび割れ幅の増大とじん性の低下となり、またずれせん断耐力の低下は、超高強度繊維補強コンクリートの引張強度の低下となる。
　反対に、比率ｐ／Ｂが10.0を超えるようになると、上記の問題は改善されるが、凹凸繊維１の凹部１１，・・・の数が減少することになり、上述したセメント系マトリックスのアンカー部の数が減少して、セメント系マトリックスのずれせん断破壊するリスクが増大して全体としてもずれせん断抵抗力、つまり機械的付着力が低下することになる。
　そこで、比率ｐ／Ｂを0.3－10.0とすることにより、セメント系マトリックスのアンカー部と凹凸繊維１のアンカー部とがバランスよく配置されることになり、大きなずれせん断変位（付着抜出し）が生じても、付着機構のアンバランスにより発生する付着抵抗力の大きな減少は生じなくなる。凹凸繊維１の長さ方向における凹凸の凹部１１のピッチｐに関する比率ｐ／Ｂは、より好ましくは0.5－7.0の範囲にするのがよい。
　このように本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートは、ある範囲で規定された配合重量の骨材粒子が配合されたセメント系マトリックスに、繊維表面の凹凸形状がある範囲で規定された凹凸繊維１を混入して組み合わせることにより、それぞれの単独では得られなかった凹凸繊維１とセメント系マトリックスとの付着効果及び繊維補強コンクリートとしての架橋効果を得ることができる。すなわち、凹凸繊維１の凹凸形状と骨材粒子の配合重量との組み合せの相乗効果によって、従来の超高強度繊維補強コンクリートでは得られなかった高い引張強度と、ひび割れ発生後の高いじん性を得ることができるようになった。
　また、凹凸繊維１を含む超高強度繊維補強コンクリートに混入される繊維の長さＬiの平均断面径ｄに対する比率であるアスペクト比ＡＲ（＝Ｌi／ｄ）は、繊維とセメント系マトリックスが最小限の付着を満足させるための条件であり、この比率ＡＲ（＝Ｌi／ｄ）を10-500にすることによって、本実施の形態の骨材粒子と組み合せた際に、充分な付着を確保することができる。
　比率ＡＲを10未満とした場合、本実施の形態による凹凸繊維１の凹凸形状と骨材粒子２の平均粒径φＡ及び配合重量の組み合せ条件を満足した場合においても、付着面積が少なすぎて充分な付着性能を確保することはできない。他方、比率ＡＲが500を超えるような場合には、凹凸繊維１とセメント系マトリックスとの間には充分な付着性能を確保することはできる。しかし、繊維の長さが長くなりすぎることにより、セメント系マトリックスと混合した際に繊維同士が絡み合うようになり、ファイバーボールができるリスクが急激に増大する。このためにセメント系マトリックス中に繊維が均等に分散することが困難となり、超高強度繊維補強コンクリートとしての機能が果たせなくなる。本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートのアスペクト比ＡＲについては、繊維の材料やセメント系マトリックスの流動性能に依存して幅を有するが、付着性能の向上が図れるために従来の超高強度繊維補強コンクリートに比べれば、アスペクト比ＡＲを小さく設定することができ、凹凸繊維１の混入量を増やすことが可能となる。アスペクト比ＡＲ（＝Ｌi／ｄ）の設定は、より好ましくは15－300にすることができる。
　さらに、凹凸繊維１の平均長さＬmの骨材粒子２の最大粒径Ｄmaxに対する比率ＤＲ（＝Ｌm／Ｄmax）は、骨材粒子２の最大骨材粒径に対する凹凸繊維１の長さである。この比率ＤＲを2-20とする。ここで、骨材粒子２の最大粒径Ｄmaxとは、骨材粒子２の粒径加積曲線において、通過重量百分率（あるいは通過率）の重量比が100％にあたる粒径（直径）の中での最小値である。
　この比率ＤＲが2未満の場合には、凹凸繊維１の平均長さＬｍが最大粒径Ｄmaxの２倍未満となるために、骨材近傍における繊維による架橋効果を期待できなくなる。その理由は、一般的に骨材粒子２はセメント系マトリックスよりも強度や剛性が高く、セメント系マトリックス中の骨材粒子２周囲のマトリックスは、剥離しやすい状態にあるためである。他方、この比率ＤＲが20を超えるような場合は、繊維による架橋効果を充分に期待できるようになるが、繊維長が長くなりすぎて、繊維をセメント系マトリックスに混入した際に繊維同士が絡み合ってファイバーボールが発生してしまうリスクが急激に増大する。そのために、超高強度繊維補強コンクリートとしての機能を果たせなくなる。凹凸繊維１の平均長さＬmの骨材粒子２の最大粒径Ｄmaxに対する比率ＤＲ（＝Ｌm／Ｄmax）の設定は、より好ましくは4－20にすることができる。
　上述したように繊維の混入量を制御することにより、繊維の分散性やフレッシュ性状を所望する特性に調整した超高強度繊維補強コンクリートにすることができる。さらに、凹凸繊維１の長さ及び直径を制御することによっても、繊維の分散性や流動性などのフレッシュ性状を所望する特性に調整することができる。
　以下、この実施例１では、前記した実施の形態とは別の実施の形態について図３－図７を参照しながら説明する。なお、前記実施の形態で説明した内容と同一乃至均等な部分の説明については同一符号を付して説明する。
　この実施例１では、様々な形態の凹凸繊維１Ａ－１Ｅについて説明する。凹凸繊維１Ａ－１Ｅの断面形状は、円形、楕円形、潰れた円形、長方形、多角形などのいずれであっても良い。
　また、凹凸形状を成形する方法としては、エンボス加工が一般的であるが、これに限定されるものではなく、切り込み加工、折り加工などいずれの加工方法であってもよい。さらに、凹凸形状は、例えば繊維の対向する両面（上面と下面）に設けるが、以下では主に繊維上面に設けられた凹凸形状について説明する。
　また、後述するように凹部１１Ａ－１１Ｅ，１３Ａ，１３Ｂの形状に制限はなく、平面視菱形、平面視三角形、平面視円形、平面視楕円、平面視多角形、スリット形などいずれの形状であってもよい。また、底面が平らに成形されたものだけでなく、すり鉢状や角錐状など傾斜面に成形されていてもよい。
　まず、図３に示した凹凸繊維１Ａは、前記実施の形態で説明した凹凸繊維１と扁平な楕円断面である点で一致している。また、凹凸繊維１Ａの表面中央には、長さ方向に間隔を置いて平面視菱形の凹部１１Ａ，・・・が一列に成形されている。さらに、凹部１１Ａ，・・・が成形された両側には、平面視二等辺三角形の凹部１３Ａ，・・・がそれぞれ列をなして成形されている。
　この２種類の凹部１１Ａ，１３Ａは、いずれも同じ深さｈである。そして、凹凸繊維１Ａの凸部１２Ａを挟んだ凹部１１Ａ，１３Ａ間のピッチｐは、図３に示すように、凹部１１Ａとそれに隣接する凹部１３Ａとの長さ方向の距離になる。
　また、この凹凸繊維１Ａは、図３の断面に示すように、下面の中央の凹部１１Ａの位置と上面の側方の凹部１３Ａの位置とがずれているため、最小断面径Ｈは、凹凸繊維１Ａの厚みから凹部１１Ａと凹部１３Ａの深さ（ｈ＋ｈ）を引いた値となる。
　一方、図４に示した凹凸繊維１Ｂは、長方形断面であって、繊維表面に直線状の凹部１１Ｂ，１３Ｂ，・・・が波状に成形されている。なお、凹部１１Ｂ，１３Ｂは直線状でなくても、曲線でも連続した正弦波状であってもよい。
　また、この凹部１１Ｂ，１３Ｂは、エンボス加工又は切り込み加工によって深さｈの四角形断面に成形される。なお、凹部１１Ｂ，１３Ｂの断面は、四角形に限定されるものではなく、半円や逆三角形などであってもよい。
　この凹部１１Ｂは第１方向に傾いて繊維表面を横断する溝であり、凹部１３Ｂは凹部１１Ｂの端部から第１方向とは逆方向に傾いて繊維表面を横断する溝である。そして、凹部１１Ｂと凹部１３Ｂとの間には、平面視二等辺三角形状の凸部１２Ｂが成形される。
　そして、凹凸繊維１Ｂの凹凸の凹部１１Ｂ，１３Ｂのピッチｐは、図４に示すように、凹部１１Ｂの端部とそれと同じ側の凹部１３Ｂの端部との長さ方向の距離になる。また、この凹凸繊維１Ｂの最大断面径Ｂは、図４の断面に示すように、重心点Ｇを通る断面の最大の対角の長さとなる。さらに、最小断面径Ｈは、重心点Ｇを通る長方形の短辺の長さから上面の凹部１１Ｂと下面の凹部１３Ｂの深さ（ｈ＋ｈ）を引いた値となる。
　また、図５に示した凹凸繊維１Ｃは、長方形断面であって、繊維表面を横断する直線状の凹部１１Ｃ，・・・が長さ方向に間隔を置いて成形されている。なお、凹部１１Ｃは直線状でなくても、曲線でも波形でもよい。
　さらに、この凹部１１Ｃは、エンボス加工又は切り込み加工によって深さ（高さ）ｈの逆三角形断面に成形される。なお、凹部１１Ｃの断面は、逆三角形に限定されるものではなく、半円や四角形などであってもよい。
　そして、凹凸繊維１Ｃの凹凸の凹部１１Ｃのピッチｐは、図５に示すように、凹部１１Ｃ，１１Ｃの谷間の長さ方向の距離になる。また、凹部１１Ｃ，１１Ｃ間には、平面視長方形状の凸部１２Ｃが成形される。
　また、この凹凸繊維１Ｃの最大断面径Ｂは、図５に示すように凹部１１Ｃが断面に現れない位置の重心点Ｇを通る長方形の対角の長さとなる。さらに、凹凸繊維１Ｃは、上面の凹部１１Ｃの位置と下面の凹部１１Ｃの位置とがずれているため、最小断面径Ｈは、凹凸繊維１Ｃの厚みから凹部１１Ｃの深さｈを引いた値となる。
　続いて、図６に示した凹凸繊維１Ｄは、長方形の対角が最大断面径Ｂとなり短辺が最小断面径Ｈとなる長方形断面であって、繊維の両側面にのこぎりの刃形状になるように凹部１１Ｄと凸部１２Ｄとが交互に成形されている。また、一方の側面に凹部１１Ｄが成形された対向する位置の他方の側面には凸部１２Ｄが成形されるというように、繊維の両側面で凹凸の位置がずれているため、凹凸繊維１Ｄの断面積は長さ方向に常に一定になる。なお、この刃形状は平面で形成されていなくても、曲面で形成されていてもよい。
　さらに、この凹部１１Ｄは、切り込み加工又は折り加工によって深さｈの平面視三角形に成形される。なお、凹部１１Ｄが曲面で形成される場合は平面視ドーム状になる。
　そして、凹凸繊維１Ｄの凹凸の凹部１１Ｄのピッチｐは、図６に示すように、凹部１１Ｄ，１１Ｄの谷間の長さ方向の距離になる。また、凹部１１Ｄ，１１Ｄ間には、平面視二等辺三角形状の凸部１２Ｄが成形される。
　さらに、図７に示した凹凸繊維１Ｅは、長方形断面であって、繊維表面に複数の四角柱状の凹部１１Ｅ，・・・が長さ方向及び幅方向に一定の間隔を置いて格子状に成形されている。なお、凹部１１Ｅは四角柱状でなくても、円柱状でも多角柱状でもよい。
　さらに、この凹部１１Ｅは、エンボス加工又は切り込み加工によって一定の深さｈに成形される。なお、凹部１１Ｅは、一定の深さｈの柱状でなくても、すり鉢状や角錐状などであってもよい。
　そして、凹凸繊維１Ｅの凹凸の凹部１１Ｅのピッチｐは、図７に示すように、凹部１１Ｅと長さ方向にそれに隣接する凹部１１Ｅとの距離になる。また、凹部１１Ｅ，１１Ｅ間には平面視四角形状の凸部１２Ｅが成形される。なお、凹部１１Ｅ，・・・の配置は、格子状でなくても千鳥配置でもよい。
　また、この凹凸繊維１Ｅの最大断面径Ｂは、図７の断面に示すように、重心点Ｇを通る断面の最大の対角の長さとなる。さらに、凹凸繊維１Ｅは、上面の凹部１１Ｅの位置と下面の凹部１１Ｅの位置とがずれているため、最小断面径Ｈは、凹凸繊維１Ｅの厚みから凹部１１Ｅの深さｈを引いた値となる。
　なお、他の構成及び作用効果については、前記実施の形態と略同様であるので説明を省略する。
　以下、この実施例２では、前記した実施の形態又は実施例１で説明した超高強度繊維補強コンクリートの性能を確認するためにおこなった実験の結果について説明する。なお、前記実施の形態又は実施例１で説明した内容と同一乃至均等な部分の説明については同一符号を付して説明する。
　上述した超高強度繊維補強コンクリートの力学的特性は、同じ配合のセメント系マトリックスを使用する場合でも、以下に示すように混入する凹凸繊維１，１Ａ－１Ｅの材質や表面形状に依存して、強度特性に関してある程度の幅が生ずる。
　具体的には、本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートは、圧縮強度（φ10×20cmの円柱供試体による試験結果）が100－250N/mm2、曲げ引張強度（4×4×16cmの曲げ供試体による試験結果）が20－80 N/mm2、初期ひび割れが発生する引張強度（φ10×20cmの円柱供試体による割裂試験結果）が5－20 N/mm2、曲げ引張りに対する破壊エネルギーが5－150N/mmであるような力学的特性を有する。
　また、セメント系マトリックスの配合は、水セメント比が20－26％と非常に小さく、セメント以外の混和材や骨材粒子の配合に対して最密充填技術が適用されるので、緻密な水和反応物となり100年のオーダーで耐久性が保たれる材料となる。
　ここで、最密充填技術とは、セメント系マトリックスに配合される材料が、最大の密度となるように各々の材料の粒度分布と配合容積（重量）比率を求める技術である。すなわち、最大密度になるように材料をパッキング（充填）する技術である。例えば、セメント粒子よりも粒径の小さなシリカフュームや高炉スラグ微粉末などの混和材を配合することにより、セメント粒子間の隙間に、これらの微粒子がパッキングされて密度が増加することになる。
　そして、このような最密充填により当然、セメント系マトリックスは密実な構造となり、その細孔構造は、毛細管空隙が減少しゲル空隙に移行することが知られている。そのために耐久性が大幅に向上し、この耐久性を数値で表すと、塩分拡散係数は1.0×10-3 －5.0×10-3 cm2/yearとなり、透水係数は、2×10-17－8×10-17cm/secとなる。また、凍結融解試験（JIS A 1148 水中凍結融解試験法）による500回以上の凍結融解サイクルに対しても相対動弾性係数の低下が見られない。さらに、中性化に対する抵抗性は、500年後の中性化深さが2mm以下となり、中性化に対する検証を必要としない特性を示す。
　また、最密充填により配合されたセメント系マトリックスは、セメント粒子より小さな粒径の混和材の配合や、粒度調整された骨材粒子２の骨材配合により、フィラー効果やベアリング効果を期待することができるために、セメント系マトリックスの流動性が大幅に増大する。さらに混和剤として高性能減水剤などを適用するために、小さな水セメント比（Ｗ／Ｃ比）であっても、自己充填性を実現できる。例えば、練り混ぜ後のコンシステンシーとしては、JIS R5201フロー試験（落下なし）によるフロー値が25±3cmであり、充分な自己充填性を有しているためにバイブレータによる締め固めの必要がなく、流し込むだけで充分に密実なコンクリートとなる。
［付着抵抗実験］
　本実施の形態又は実施例１の超高強度繊維補強コンクリートの引張特性に影響を与える要因としては、（１）セメント系マトリックスのひび割れ発生強度、（２）セメント系マトリックスの引張強度（付着強度）、（３）凹凸繊維１，１Ａ－１Ｅを含む補強用に混入する繊維の引張剛性、（４）同繊維の引張強度、（５）同繊維とセメント系マトリックスとの付着強度、などが考えられる。
　これらの要因の中で、（１）から（４）はセメント系マトリックス材料と繊維材料の特性が結果を直接左右するが、（５）の「繊維とセメント系マトリックスとの付着強度」は、それぞれの材料による相互の組み合せが影響すると考えられ、本発明に至った。そして、以下では本発明の一実施形態の超高強度繊維補強コンクリートの性能を証明するためにおこなった付着抵抗実験の詳細について説明する。
［付着抵抗実験の実験方法］
　セメント系マトリックスと凹凸繊維１，１Ａ－１Ｅ（以下、「１」の符号で代表して説明する。）との付着抵抗を調べるために、図８に示すように対象とする凹凸繊維１を埋め込んだセメント系マトリックスの供試体３を作成して、繊維の引抜き載荷実験を行った。
　この供試体３は、12cm×12cm×2cmの直方体で、その直方体の中心部の厚さが6mmとなるように底部にφ20mmの筒部３ａを設け、その中心に凹凸繊維１を鉛直に埋め込んで作成した。
　そして、凹凸繊維１を埋め込んだセメント系マトリックスの供試体３を所定の温度環境及び時間で熱養生した後、供試体３の両端を載荷試験機（この実験ではインストロン試験機を使用）の固定具３５，３５に固定し、供試体３の上部から突出している凹凸繊維１に対して引抜き載荷した。よって、この凹凸繊維１の付着長は、以下で説明するすべての実験例で6mm（筒部３ａ上方の供試体３中心部の厚さ）となる。
　また、凹凸繊維１の引抜け量を計測するために、図８に示すように筒部３ａの真下に計測孔３６を設け、その中に垂れ下がった凹凸繊維１の下端に反射板３２をターゲットとして取り付けた。そして、その反射板３２の真下にレーザ変位計３３を設置し、レーザを照射する反射板３２の変位量を測定した。また、凹凸繊維１の引抜け量の測定と同時に、凹凸繊維１の引抜き荷重も測定した。
　ここで、インストロン試験機による凹凸繊維１の上端の引上げ速度は、1.0mm/分とした。また、凹凸繊維１の先端を引上げるにあたり、凹凸繊維１を直接鋼製のエアーチャック３４で保持することは困難であるために、凹凸繊維１の上端の周囲をエポキシ系樹脂により補強して把持部３１を形成し、この把持部３１をエアーチャック３４に挟ませて引抜き荷重をかけた。
［実施例の各諸元について］
　表１に、付着抵抗実験に使用したセメント系マトリックスの特性などの諸元を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
  
　この表１に示したセメント系マトリックスの強度特性は、90℃で30時間の熱養生を行い、強度を100％発現させた状態のものである。すなわち熱養生後は、強度増加の傾向はなく、また乾燥収縮による収縮も発生しない。
　また、表１に示す圧縮強度は、φ5×10cmの円柱供試体を使用した繊維を混入させないセメント系マトリックスのみの圧縮強度である。同様に曲げ強度は、繊維を混入させないセメント系マトリックスにより製作した4×4×16cmの四角柱供試体による曲げ試験（JIS A 1106）により求められた曲げ強度である。この曲げ強度は、セメント系マトリックスの引張強度と強い正の相関を示す。
　表１に示した３種類のセメント系マトリックスの圧縮強度や曲げ強度は、いずれもほぼ同程度の性能を示している。これらの相違点は、繊維との相互付着抵抗を表す骨材粒子２の平均粒径φＡと骨材粒子（重量Ｓ）のセメント（重量Ｃ）と混和材（重量Ａ）の合計重量（Ｙ）に対する配合重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）である。
　一方、表２に、付着抵抗実験に使用した繊維の特性などの諸元を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
  
　この表２に示したように、実験に使用した繊維の材質は、ポリプロピレン繊維（ＰＰ繊維）とポリビニールアルコール繊維（ＰＶＡ繊維）である。また、繊維の断面積と繊維の引張強度との積により、繊維の引張耐力を求めることができる。また、繊維の周長と付着長（＝6mm）との積により付着面積を求めることができる。なお、比較例f-1，f-2は、凹凸が無い場合の比較例であるため、図１，３を参考図とする場合は凹部１１，１１Ａが無いものとして参照する。
　そして、表３には、表１のセメント系マトリックスと表２の繊維との組み合せを示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
  
　この表３に示したセメント系マトリックスと繊維との組み合せにおいて、実施例－１から実施例－３が、本発明の一実施形態の繊維補強セメント系混合材料に含まれるものであって、比較例－１から比較例－６は、本発明の一実施形態の効果を確認するための比較例である。
［付着抵抗実験の結果］
　図９及び図１０に、表３に示した組み合せによる付着抵抗実験の結果を示す。ここで、図９には、実施例－１から実施例－３を、比較例－１から比較例－３までと比較した結果を示す。
　図９に示したグラフは、縦軸に示す付着応力と、横軸に示す繊維の引抜け量との関係を表したグラフである。ここで、付着応力は、繊維を引き上げる際の引抜き抵抗力を繊維の付着面積（＝繊維の周長×付着長（6mm））で除した値である。
　この図９の比較から、実施例（実施例－１、実施例－２、実施例－３）の付着応力は、いずれの比較例（比較例－１、比較例－２、比較例－３）よりも明らかに高い付着応力を示していることがわかる。また、実施例－１と実施例－２は、セメント系マトリックスの種類は異なっているが、混入する凹凸繊維１は同じ形状及び同じ材質のものを使用している。一方、実施例－１と実施例－３は、セメント系マトリックスの種類は同じであるが、混入する凹凸繊維１は異なる形状（材質は同じ）のものを使用している。
　この図９の結果を見ると、実施例の付着応力は引抜け量の増大とともに波状に変動はするものの、低下することはない。また、実施例は、引抜け量が6mm（＝付着長）を超えても付着応力が低下しないので、凹凸繊維１の付着面と接しているセメント系マトリックスの付着劣化ゾーンにおいて、セメント系マトリックスの致命的となるようなずれせん断破壊が発生していないものと考えられる。
　また、実施例が比較例に比べて大きな付着応力を発生させることができるのは、セメント系マトリックスに適度の量で含まれる適度の粒径の骨材粒子が、凹凸繊維１の表面に設けられている適度の凹凸形状（凹部１１と凸部１２）と相互に噛み合って機械的付着力（mechanical bond）が卓越して付着特性が向上する結果が得られたものと考えられる。さらに引抜け量が増大した場合においても、繊維表面に付与された凹凸とセメント系マトリックス中の骨材粒子との間に新たに機械的噛み合わせによる抵抗力が発生し、持続的付着力（sustainable bond）が作用し続けた結果と考えられる。
　一方、比較例－１と比較例－２は、実施例－１又は実施例－２とそれぞれ同じ種類のセメント系マトリックスであるが、混入させる繊維は、それぞれの実施例と同じ材質のＰＰ繊維であるものの、比較例の繊維表面には凹凸形状が設けられていない。
　この図９に示した比較例－１と比較例－２の付着応力は、実施例－１と実施例－２の付着応力よりもかなり小さな値を示している。この理由は、セメント系マトリックスに適度の粒径の骨材粒子が適量混入されていても、ＰＰ繊維の表面形状が平坦（平滑面）であれば、機械的付着力（mechanical bond）の作用を期待することができず、残すところはセメント系マトリックス自体が有している付着強度や摩擦抵抗力による付着応力しか期待できなかったためであると考えられる。
　他方、比較例―３の付着応力は引抜け量の増大とともに波状に変動する挙動を示し、実施例（実施例－１、実施例－２、実施例－３）と類似している。しかし、比較例－３は、混入させる繊維としては実施例f-2の凹凸形状を有するＰＰ繊維を適用しているが、セメント系マトリックスは比較例m-1であるために、配合した骨材粒子の平均粒径が本発明の一実施形態の数値限定範囲外となっている。このような比較例－３は、図９に示すように実施例（実施例－１、実施例－２、実施例－３）に比べると低い付着応力を示している。
　この理由として、比較例－３は、繊維表面に凹凸形状を有する繊維を使用しているために、比較例－１や比較例－２よりは機械的付着力（mechanical bond）が期待できるものの、セメント系マトリックスに配合されている骨材粒子の平均粒径が小さいために、セメント系マトリックスの骨材粒子と繊維表面の凹凸形状とが強力に噛み合うことが困難となり、所望する機械的付着力（mechanical bond）を得ることができなかったと考えられる。
　実施例－３と比較例－３は、両方共に混入させる繊維として同じ種類の実施例f-2の凹凸形状を有するＰＰ繊維を適用しているが、実施例－３のセメント系マトリックスは実施例m-1であるのに対して、比較例―３のセメント系マトリックスは比較例m-1であって配合した骨材粒子の平均粒径が本発明の一実施形態の数値限定範囲外となっている。そのために、比較例－３はセメント系マトリックスの骨材粒子と繊維表面の凹凸形状とが強力に噛み合うことが困難となり、その結果、実施例－３よりも低い付着応力の結果となった。
　しかしながら、セメント系マトリックスの比較例m-1における骨材粒子の混入量に関する重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）は49％であり、これは好ましい範囲の比率に近い。つまり、このことはセメント系マトリックスの骨材粒子の重量比率（Ｓ／Ｙ）と凹凸繊維の凹部の深さｈに関する比率（ｈ／Ｈ）の条件の両方が満足されることによって、本発明の一実施形態が想定した効果が発揮されることを示している。
　図１０に示したグラフは、実施例（実施例－１、実施例－２、実施例－３）と比較例（比較例－４、比較例－５、比較例－６）との比較を示す。比較例の繊維は、いずれも凹凸形状が設けられていないＰＶＡ繊維である。そのために、比較例の結果にみられるように、セメント系マトリックスと繊維との付着が一旦切れると付着応力は引抜け量の増大とともに急激に低下する結果となった。
　なお、比較例－４と比較例－５は、セメント系マトリックスが実施例m-1と実施例m-2の場合であり、初期の付着応力は、実施例よりも大きくなる結果となった。これは、ＰＶＡ繊維の親水性が働いてセメント系マトリックスとの化学的付着力（chemical bond）が作用したものと思われる。
［曲げタフネス実験］
　上述した付着抵抗実験により、本実施の形態又は実施例１の超高強度繊維補強コンクリートは、セメント系マトリックスと繊維の凹凸形状との組み合せにより付着強度が向上し、さらに凹凸繊維１とセメント系マトリックスとの初期付着が一旦低下して凹凸繊維１がセメント系マトリックスから抜け出した場合でも、付着応力は大幅に低下することなく保持されることが確認できた。
　以下では、これらの結果を踏まえて、本実施の形態又は実施例１の超高強度繊維補強コンクリートが、高い引張強度と高いじん性（ねばり強さ）を示すことを実施例と比較例との比較により示す。
［曲げタフネス実験の実験方法］
　曲げタフネス実験は、土木学会規準の「鋼繊維補強コンクリートの曲げ強度および曲げタフネス試験方法」（JSCE-G 552-2010）に従って実施した。具体的には、10×10×40cmの四角柱供試体に対して３等分点荷重で載荷をおこない、中央点のたわみと載荷荷重を計測する実験方法である。また、載荷荷重Qから曲げ応力fbを以下の式により求めた。
　fb = QL/bh2
　ここで、fbは曲げ応力(N/mm2)、Qは載荷荷重(N)、Lは供試体の支点間距離（スパン）(=300 mm)、bは供試体の幅(=100 mm)、hは供試体の高さ(=100 mm)を示す。また、載荷荷重の速度は、曲げ応力の増加率が毎秒0.06±0.04 N/mm2になるように調整した。
　一方、曲げじん性の性能を示す数値として、曲げじん性係数がある。そこで、曲げじん性係数を、土木学会規準の「鋼繊維補強コンクリートの曲げ強度および曲げタフネス試験方法」（JSCE-G 552-2010）に準拠して求めた。
　さらに、曲げじん性の性能を示す数値として、曲げによる破壊エネルギーがある。この曲げによる破壊エネルギーは、曲げタフネス実験で得られた曲線（後述する図１１－１３参照）で囲まれた面積を積分したものである。
［実施例の各諸元について］
　表４に、曲げタフネス実験に使用したセメント系マトリックスの特性などの諸元を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
  
　この表４に示したセメント系マトリックスの強度特性は、すべて同じ養生条件により製作された供試体に対して実験をおこなって求めた結果である。ここで、圧縮強度は、繊維を混入させないセメント系マトリックスにより製作したφ10×20cmの円柱供試体による圧縮強度試験（JIS A 1108）により求められた圧縮強度である。
　また、曲げ強度は、繊維を混入させないセメント系マトリックスにより製作した4×4×16cmの四角柱供試体による曲げ試験（JIS A 1106）により求められた曲げ強度である。この曲げ強度は、セメント系マトリックスの引張強度や付着強度と強い正の相関を示す。
　一方、表５に、曲げタフネス実験に使用した繊維の特性などの諸元を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
  
　この表５には、凹凸形状のパラメータの他に、繊維の材質、繊維の容積混入率（混入率）、繊維の引張強度、弾性係数、繊維一本あたりの断面積、繊維の長さなど、超高強度繊維補強コンクリートの曲げタフネス実験の結果に影響を与える繊維の物性値を示した。ここで、実施例F-4と実施例F-5は、凹凸繊維１と凹凸の無い繊維（ここでは鋼繊維）との２種類の繊維を混合した配合である。
　そして、表６には、表４のセメント系マトリックスと表５の繊維とを組み合せた超高強度繊維補強コンクリートを打設して、同じ養生条件で製作した供試体に対して、曲げタフネス実験をおこなった結果を示した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
  
［曲げタフネス曲線について］
　図１１－図１３は、曲げタフネス実験の結果を、縦軸を曲げ応力、横軸を中央点のたわみとしたグラフにプロットしたものである。この曲げタフネス実験の結果によって描かれる曲げタフネス曲線の共通した挙動として、以下のことが言及できる。
　曲げタフネス曲線は、載荷荷重の初期段階においては、中央点のたわみに対して曲げ応力は直線的に増加し、その後、急激に曲げ応力が低下する挙動がある。この挙動を示すゾーンを「第一ゾーン」と称する。また、最初のピークを「第一ピーク」と称する。
　その後、曲げ応力は再度、上昇する傾向にある。その上昇の程度は、最初の第一ピークに比べて大きくなる場合と、そうでない場合がある。上昇した曲げ応力は、中央点のたわみが増加するに伴い、再び緩やかに低下する傾向にある。この挙動を示すゾーンを「第二ゾーン」と称する。また、二番目のピークを「第二ピーク」と称する。
　そして、第一ゾーンにおいて、初期段階の荷重上昇に伴い中央点のたわみが直線的に増加する挙動過程では、供試体にはひび割れが発生しておらず、弾性的挙動と考えられる。また、第一ピークを境に、曲げ応力が低下するが、これは供試体の中央付近の下端に曲げひび割れが発生したために、曲げ応力が急激に低下したものと考えられる。
　この第一ピークにおける曲げ応力は、割裂試験により求められるセメント系マトリックスのひび割れ発生強度と正の相関関係にあると考えられる。また、第一ピーク以降に曲げ応力が急激に低下するのは、供試体の下端に曲げひび割れが発生するためであるが、その後、再び曲げ応力が増加する挙動が見られる。これは、ひび割れが発生したひび割れ面相互に架橋した繊維が引張力を負担したことによる挙動である。また、第一ピーク以降の曲げ応力の低下の程度は、繊維の剛性が高く、繊維の混入量が多くなるほど、またセメント系マトリックスと繊維の初期付着抵抗が大きいほど、低下量が小さくなる傾向を示す。
　また、第二ゾーンにおいて、曲げ応力は再度、上昇する傾向にある。その上昇した第二ピークは、第一ピークに比べて大きくなる場合と、そうでない場合がある。このように曲げ応力が上昇するのは、ひび割れ面相互に架橋した繊維が引張力を負担するためである。
　この第二ピークの曲げ応力は、超高強度繊維補強コンクリートの引張強度と強い正の相関があることが、実験データによって確認されている。この引張強度とは、超高強度繊維補強コンクリートに純引張力を作用させた際の最大の引張応力である。
　超高強度繊維補強コンクリート材料の引張強度を試験により求める方法として、２つの方法が用いられている。一つは直接引張載荷試験により、引張強度のピークから直接求める方法である。この方法は、直接引張載荷試験そのものの試験制御の方法が難しく、試験結果にバラツキがでる課題がある。
　もう一つは、曲げ載荷試験をおこない、その試験によって得られる荷重―切欠きひび割れ幅曲線、又は荷重―たわみ曲線から逆解析により引張応力とひび割れ幅の関係を求め、そこから引張強度を算出する方法である。曲げ載荷試験には、曲げ供試体の中央に切欠きを入れる場合と入れない場合がある。また、この方法は、曲げ試験方法が容易であり試験によるバラツキが少ない利点があるが、逆解析に時間と費用が必要となる。
　そして、第二ピークを超えて、中央点のたわみが増加するに伴い、曲げ応力は再び緩やかに低下する傾向を示す。この挙動は、架橋している繊維が切れるか、あるいは繊維とセメント系マトリックスとの間の付着抵抗が徐々に低下するために起きる現象であると考えられる。
　そして、曲げタフネス曲線で囲われた部分の面積は、その材料の破壊エネルギーを示していて、面積が大きいほど、じん性（又はねばり強さ）が高い材料といえる。
　なお、表６に示した曲げじん性係数は、土木学会規準の「鋼繊維補強コンクリートの曲げ強度および曲げタフネス試験方法」（JSCE-G 552-2010）に従って求めた。
［曲げタフネス実験の結果］
　図１１は、繊維の混入率がすべて3.0％となる同一条件下での比較であり、繊維混入量（混入率）が多いほど、曲げ強度が高くなるという影響要因を除いた比較結果である。
　この実施例－Ｔ１と実施例－Ｔ２は、表５に示した実施例F-1の凹凸繊維１と、表４に示した実施例M-2と実施例M-5のセメント系マトリックスとの組み合せである。
　一方、比較例－Ｔ１の繊維は、実施例－Ｔ１及び実施例－Ｔ２と同じ凹凸繊維１であるが、セメント系マトリックスは、表４に示した骨材粒子（重量Ｓ）のセメント（重量Ｃ）と混和材（重量Ａ）の合計重量（Ｙ）に対する配合重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）が小さい比較例M-1の材料を使用している。
　また、比較例－Ｔ７と比較例－Ｔ８の繊維は、いずれも表５に示した比較例F-1の繊維であり、繊維の表面には凹凸形状が形成されていない。しかし、繊維の材質は親水性に富んだＰＶＡ繊維であるために、セメント系マトリックスとの付着力は高いものと考えられる。そして、比較例－Ｔ７のセメント系マトリックスは、比較例M-1に示した骨材粒子の平均粒径が小さいうえに配合重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）も小さい材料であるが、比較例－Ｔ８のセメント系マトリックスは、実施例－Ｔ１に使用したセメント系マトリックスで配合重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）＝90％の実施例M-2を使用している。
　続いて図１１の曲げタフネス曲線を見ると、実施例－Ｔ１及び実施例－Ｔ２は、比較例－Ｔ１、比較例－Ｔ７及び比較例－Ｔ８と比べて高い曲げ応力と高いじん性を示している。
　他方、図１１に示した５ケースは、いずれも第一ピークが似たような値を示している。しかしながら、実施例－Ｔ１と実施例－Ｔ２の第二ピークは、他の３つの比較例よりも明らかに高い値を示しているうえに、いずれの第二ピークも第一ピークよりもはるかに高い値を示している。このことは、この２つの実施例が、高い引張強度を有していることを示している。
　また、実施例－Ｔ１及び実施例－Ｔ２は、第二ピーク以降も曲げ応力の低下が緩やかであり、大変形に至るまで曲げ抵抗力が低下しない、すなわち高いじん性性能を示していることがわかる。上記した表６には、それぞれの実験において第二ピークから推定した引張強度と、曲げタフネス曲線の面積から求められた破壊エネルギーを示してある。この表６に示した数値からも明らかなように、実施例の引張強度は比較例の引張強度の1.6倍－2.0倍あり、また破壊エネルギーは、2.5倍－3.6倍あることがわかる。
　ここで、曲げタフネス実験における比較例－Ｔ７の材料の組み合せは、付着抵抗実験の比較例－６の材料の組み合せに類似している。そして、曲げタフネス実験の比較例－Ｔ７では、第二ピークが第一ピークよりも小さく、第二ピーク以降も急速に曲げ応力が低下している。一方、付着抵抗実験の比較例－６では、初期の付着応力が低く、引抜け量が0.5mm程度で繊維が抜け出す結果となっている。このことは、曲げタフネス実験において比較例－Ｔ７が第二ピーク以降に急速に曲げ応力を低下させていることと符合している。
　続いて、図１２に示した曲げタフネス実験の結果は、繊維表面が凹凸形状に形成されたＰＰ繊維と凹凸形状の無い鋼繊維とのハイブリッド混合繊維である、表５の実施例F-4と実施例F-5に示した繊維を使用したものである。この実施例F-4及び実施例F-5は、繊維全体の混入率が2.8％であって、その繊維量（混入率2.8％）の内訳は、凹凸繊維１であるＰＰ繊維が混入率2.7％、繊維表面に凹凸形状の無い鋼繊維が混入率0.1％となっている。
　そして、図１２の曲げタフネス曲線を見ると、いずれの実施例も比較例に比べて第二ピークが大きくなっており、また曲げタフネス曲線の面積も大きいことがわかる。また、実施例の第二ピークは第一ピークよりも大きくなっているが、比較例では第二ピークは第一ピークより小さくなっている。さらに、表６に示すように、引張強度と破壊エネルギーの数値も、実施例の方が比較例よりも大きくなっている。
　図１２に示した実施例－Ｔ３，Ｔ４，Ｔ５，Ｔ６に適用しているセメント系マトリックスはすべて配合重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）が50－95％の範囲に入っている実施例M-5,M-1,M-4,M-3である。しかし実施例M-4のみが骨材粒子の平均粒径が0.15と、好ましい0.2－0.8mmの範囲よりも小さい。つまり、図１２及び表６において、実施例－Ｔ５を比較例－Ｔ２，Ｔ３，Ｔ４と比較すると引張強度やじん性が優れていることがわかるので、セメント系マトリックスの骨材粒子の重量比率（Ｓ／Ｙ）と凹凸繊維の凹部の深さｈに関する比率（ｈ／Ｈ）の条件が、他のパラメータよりも重要であることがわかる。
　また、図１３に示した曲げタフネスの実験結果は、繊維の混入率を2.8％とし、それぞれ一種類の繊維を使用している。そして、実施例－Ｔ７と比較例－Ｔ５は、表５に示した実施例F-2という同じ繊維を混入している。しかしながら、比較例－Ｔ５で使用したセメント系マトリックスは比較例M-1を使用しており、これは骨材粒子の平均粒径が小さいうえに配合重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）も小さい材料である。その結果、実施例－Ｔ７と比較例－Ｔ５は、同じ種類の凹凸繊維１を使用しているにも関わらず、異なる曲げタフネス曲線を描くことになった。すなわち、実施例－Ｔ７は、第二ピークが第一ピークよりも大きくなっているが、比較例－Ｔ５は、第一ピークは大きいものの、第二ピークが小さくなる結果となった。そして、表６からも、実施例－Ｔ７が、比較例－Ｔ５及び比較例－Ｔ６に比べて明らかに引張強度が高く、高いじん性を示していることがわかる。なお、実施例－Ｔ７に適用しているセメント系マトリックスの骨材粒子の平均粒径は0.15mmと小さいものの、配合重量比率ＷＲ（＝Ｓ／Ｙ）は70％である。
　以上の実験結果から、本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートは、セメント系マトリックスの骨材粒子の配合と、凹凸繊維１の表面の凹凸形状との組み合せにより、これまでには得られなかったような高い引張強度と高いじん性にできることがわかった。
　また、その組み合せを作るためには、特別に高価な材料を混入するのではなく、従来から使用されている材料を選択して使用するだけなので、経済的である。
　すなわち、本実施の形態の超高強度繊維補強コンクリートの特徴は、セメント系マトリックスと凹凸繊維１のいずれの材料についても、特定の材質に限定するのではなく、セメント系マトリックスでは骨材粒子の平均粒径と、骨材／（セメント＋混和材）で表される重量比率を特定し、凹凸繊維１に関しては材質を特定するのではなく表面の凹凸形状を特定しているのみである。
　そして、超高強度繊維補強コンクリートの引張強度が高くなるのは、凹凸繊維１とセメント系マトリックスとの間の付着抵抗応力が大幅に向上するためである。また、じん性が高くなるのは、凹凸繊維１とセメント系マトリックスとの間の付着抵抗応力が、繊維の抜け出しが増大しても低減しないことによるものであり、繊維表面の適切な凹凸形状と、適切なセメント系マトリックス中に含まれる骨材粒子の配合とを組み合せたことによりこれらの結果を得ることができたといえる。
　以上、図面を参照して、本発明の実施の形態及び実施例を詳述してきたが、具体的な構成は、この実施の形態又は実施例に限らず、本発明の要旨を逸脱しない程度の設計的変更は、本発明に含まれる。
　例えば、前記実施の形態及び実施例では、有機繊維を凹凸繊維１にした場合について説明したが、これに限定されるものではなく、鋼繊維などの無機繊維を凹凸繊維にすることもできる。
［関連出願への相互参照］
　本出願は、２０１１年２月１８日に日本国特許庁に出願された特願２０１１－３３０９０に基づいて優先権を主張し、その全ての開示は完全に本明細書で参照により組み込まれる。
１，１Ａ－１Ｅ　凹凸繊維
１１　　　　　　凹部
１１Ａ－１１Ｅ　凹部
１３Ａ，１３Ｂ　凹部
１２　　　　　　凸部
１２Ａ－１２Ｅ　凸部
２　　　　　　　骨材粒子
ｈ　　　　　　　深さ
Ｈ　　　　　　　最小断面径
ｐ　　　　　　　ピッチ
Ｂ　　　　　　　最大断面径
Ｃ　　　　　　　セメント重量
Ａ　　　　　　　混和材重量
Ｓ　　　　　　　骨材粒子重量
ＷＲ　　　　　　重量比率
φＡ　　　　　　骨材粒子の平均粒径
 

Claims (5)

  1. 　セメントと、混和材と、水と、混和剤と、前記セメントと前記混和材の合計重量に対する重量比率で50－95％の割合で含まれる骨材粒子と、繊維とを含有する繊維補強セメント系混合材料であって、
    　前記繊維の少なくとも一部を表面に凹凸が形成された凹凸繊維にするとともに、その凹凸繊維の凹凸の凹部の深さｈを最小断面径Ｈに対する比率（ｈ／Ｈ）が0.05－0.8となるように成形したことを特徴とする繊維補強セメント系混合材料。
  2. 　前記骨材粒子の平均粒径を0.2－0.8mmとしたことを特徴とする請求項１に記載の繊維補強セメント系混合材料。
  3. 　前記凹凸繊維の長さ方向における凹凸の凹部のピッチｐを最大断面径Ｂに対する比率（ｐ／Ｂ）が0.3－10.0となるように成形したことを特徴とする請求項１又は２に記載の繊維補強セメント系混合材料。
  4. 　前記繊維の長さＬiは、１mm以上、かつ平均断面径ｄに対する比率（Ｌi／ｄ）が10-500であり、前記繊維の合計容積量が全容積の0.7－8％であることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか一項に記載の繊維補強セメント系混合材料。
  5. 　前記凹凸繊維の平均長さＬmは、前記骨材粒子の最大粒径Ｄmaxに対する比率（Ｌm／Ｄmax）が2－20であることを特徴とする請求項１乃至４のいずれか一項に記載の繊維補強セメント系混合材料。
     
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