技術報告�技術報告�

山�　順二*1、岩清水　隆*2、木村　芳幹*3、二村　誠二*4、吉見　　正*5

Influence of Properties of Fresh Concrete on Pumpability of Concrete

フレッシュコンクリートの性状がポンプ�圧送性に及ぼす影響について�

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１．はじめに

近年、建物の高層化に伴い設計基準強度が高くなり、

使用されるコンクリートも高強度化してきている。高強

度コンクリートは粘性が高いため、一般に、ポンプ圧送

時の管内圧力損失が大きくなる傾向にある。また、普通

強度のコンクリートにおいても、骨材事情の枯渇化に対

応するため、改良砕砂など様々な種類の骨材が使用され

ており、調合条件や使用材料によってはポンプ圧送性が

大きく異なる場合がある。このような状況において、打

込み予定のコンクリートの圧送性を評価してポンプ車の

機種を選定しようとする場合、管内圧力損失の設定や評

価方法に関して不明な点が多く、施工条件に対して適切

な圧送計画がなされていないのが現状である。

そこで、関西地区において、コンクリートの調合条件

や使用材料の違いが圧送時の水平管1m当たりの管内圧力

損失（以降「K値」と記す）に及ぼす影響を調査するこ

とに加えて、調合条件やフレッシュコンクリートの性状

に応じたK値を推定する手法について検討するため、実

大規模のポンプ圧送実験および高強度コンクリート実打

設時の圧送計測を行った。

２．普通強度コンクリートのポンプ圧送性

2．1 実大規模のポンプ圧送実験の概要

コンクリートの調合条件や使用材料の違いがポンプ圧

送性に及ぼす影響を評価するために、調合条件および使

用材料の異なる計24種類のコンクリートを用いて、実大

でのポンプ圧送実験を行った。

2．1．1 圧送条件

圧送実験時の状況を写真-1に、配管状況を図-1に示す。

水平圧送距離を30mとし、3カ所（P1，P3，P2）で管内圧

力を測定した。圧送にはピストン式ポンプ車（PY120-33）

を使用し、圧力の測定区間は全て125A管で配管した。

＊1 YAMASAKI Junji：（株）淺沼組　技術本部　技術研究所 建築研究グループ＊2 IWASHIMIZU Takashi：（株）竹中工務店　大阪本店　建築技術部　技術担当副部長＊3 KIMURA Yoshimoto：（財）日本建築総合試験所　材料部　大淀試験室室長＊4 NIMURA Seiji：大阪工業大学　工学部建築学科　助教授＊5 YOSHIMI Tadashi：（社）全国コンクリート圧送事業団体連合会　技術委員長

図-1 配管状況（水平距離30m）

写真-1 ポンプ圧送実験状況

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2．1．2 コンクリートの種類と調合

実験を行ったコンクリートの種類

は、高強度コンクリートを含めて水

セメント比55％、45％、35％の3水準、

スランプ18cm、21cm、23cmの3水準

とした。コンクリート製造工場は、

使用材料が異なる大阪および京都の4

工場とした。表-1に各工場の使用材

料と調合の組合せを、表-2に調合計

画の概要を示す。

2．1．3 フレッシュコンクリートの

試験項目

フレッシュコンクリートの試験項

目は、流動性や粘性を評価すること

も考慮し、通常に行われるスランプ、

空気量の試験に加え、スランプフロ

ー試験、L型フロー試験およびVロー

ト試験とし、試験方法は対応するJIS

および土木学会基準に準じた。また、

傾斜Lフロー試験、単位水量、単位容

積質量も測定した。傾斜Lフロー試験

およびVロート試験の状況を写真-2および写真-3に示す。

2．2 フレッシュコンクリート試験結果

スランプおよびスランプフローの試験結果を図-2に、

Lフロー値およびLフロー初速度の試験結果を図-3に示

す。なお、その他のフレッシュコンクリートの試験結果

は、既往の文献1）を参照されたい。

一般に、ポンプ圧送性は、フレッシュコンクリートの

レオロジー的性質（流動性・粘性）や材料分離抵抗性に

よって大きく異なるといわれているが、これらの性質を、

従来からフレッシュコンクリートのコンシステンシー試

験値として扱われているスランプ値だけで評価すること

は困難である。つまり、スランプやスランプフローは流

動性を評価した試験値であって、粘性をスランプで評価

することはできない。

一方、スランプで品質管理を行うコンクリートは、塑

性粘度の範囲が小さいことが知られている。このことか

ら、スランプで管理されるコンクリートについては、流

動性と分離抵抗性を評価することによって、ポンプ圧送

性をある程度の範囲で評価することが可能であると考え

られる。

そこで、コンクリートのコンシステンシーとワーカビ

写真-2 傾斜Lフロー試験状況

写真-3 Vロート試験状況

表-1 各工場の使用材料と調合の組合せ

表-2 調合計画の概要

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リティーを合わせて評価する場合に有効として提案され

ている2）スランプフローとスランプとの比率（式（1）で表

現されるF／S（エフバイエス））を指標として用いるこ

ととする。

F／S＝（スランプフロー／スランプ）

（1）

ここでF／Sについて、スランプで管

理するコンクリートでは、F／Sが1.6～

1.9程度であれば性状が良好である2）とい

われている。つまり、F／Sが2.0以上の

場合はコンクリートが分離する傾向にあ

り、F／Sが1.6を下回るコンクリートで

は、ガサつきが見られてワーカビリティ

ーが悪い。このことから、F／Sが適正

な範囲であれば、過剰な圧送負荷や閉塞

などの問題が生じることなくポンプ圧送

が可能であると考えられる。

F／Sとフレッシュコンクリートの試

験値との関係について、図-4にスランプ

を、図-5にスランプフローを、図-6に単

位容積質量を、図-7にLフロー初速度を

それぞれ示す。なお、これらの図には、スランプの目標

値がJISの範疇よりも大きい、水セメント比が35％の調合

も併せて示してある。

図-5 F／Sとスランプフロー

図-4 F／Sとスランプ

図-7 F／SとLフロー初速度

図-6 F／Sと単位容積質量

図-2 コンクリートのスランプおよびスランプフロー

図-3 コンクリートのLフローおよびLフロー初速度

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一般に、スランプは流動性を評価した試験値であるが、

図-4より、F／Sとの関係に相関性がみられないことが分

かる。また、図-5に示したスランプフローとの関係では、

やや相関がみられるものの、一般的な値である30～40cm

の範囲においてはF／Sが大きくばらついている。さらに、

Lフロー初速度は粘性と流動性を併せて評価した試験値

であるが、図-7ではF／Sとの関係に相関性は認められな

い。このことから、F／Sはフレッシュコンクリートのレ

オロジー的性質とは異なった性質（つまり分離抵抗性な

ど）を評価した指標であると考えられる。

2．3 調合条件の違いがＫ値に及ぼす影響

水セメント比、単位水量、設計スランプ値などの調合

条件の違いがポンプ圧送性およびK値に及ぼす影響につい

て検討する。なお、K値はP1-P2間の圧力差より算出した。

A-a工場でのK値と実吐出量の関係を図-8に、B工場で

のK値と実吐出量の関係を図-9に示す。図にはコンクリ

ートの種類ごとに回帰線を示しているが、K値と実吐出

量との間には、両工場とも全てのコンクリートにおいて

高い相関が認められた。

まず、水セメント比がK値に及ぼす影響については、

これまでの一般的な知見と同様に、A工場およびB工場

とも、水セメント比が小さくなるほどK値が大きくなり、

かつ回帰線の傾きが大きくなる傾向が認められた。また、

同一水セメント比で比較すると、図-9に示したB工場で

は、単位水量やスランプの増大に伴ってK値が小さくな

った。図-8に示したA-a工場では、W/C45％の調合にお

いて単位水量とK値の関係が他の調合と傾向が異なるも

のもあるが、これは製造時の単位水量（水セメント比）

図-9 Ｂ工場でのK値と実吐出量の関係

図-8 Ａ-a工場でのK値と実吐出量の関係

図-11 A-c工場でのK値と実吐出量の関係

図-10 Ａ-b工場でのK値と実吐出量の関係

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の変動によるものであると推察される。

次に、実験結果から得られたK値と、日本建築学会コ

ンクリートポンプ工法施工指針3）に示されたK値とを比

較する。図-8および図-9に太線で示す（両図中の赤線が

下からK、2K、3K、4Kを表す）ように、普通骨材高強

度コンクリートの図に示されたK～4Kの線と、図-8に示

したA-a工場の回帰直線の傾きはほぼ一致することがわ

かる。しかし、B工場の場合については、ポンプ指針3）

に示された値よりもK値が全体的にやや大きくなってい

る。これは、実験場所までの輸送時間がA-a工場は20分

程度であったのに対し、B工場は約1時間であったことか

ら、経時変化に伴うフレッシュコンクリートの粘性増大

や、製造時の単位水量が設計値よりも全体的に小さかっ

たことなどの影響によるものと推察される。

さらに、水セメント比がK値に及ぼす影響について、

A-b工場での関係を図-10に、A-c工場での関係を図-11に

示す。両図とも、水セメント比が小さいコンクリートほ

どK値が大きくなっており、水セメント比との関連性が

認められた。

以上より、調合条件の違いがK値に及ぼす影響は、水

セメント比、単位水量および設計スランプ値が小さくな

るほど、K値が大きくなることが認められた。

2．4 使用材料の違いがＫ値に及ぼす影響

コンクリートの圧送性や管内圧力損失に及ぼす影響

は、骨材やセメント種類の違いによる影響も大きいと考

えられる。そこで、これらの違いがポンプ圧送性および

K値に及ぼす影響について検討する。

まず、骨材の違いがK値に及ぼす影響について、調合

①および調合②におけるK値と実吐出量の関係を図-12お

よび図-13に示す。なお、各工場で使用した細骨材およ

び粗骨材の品質を表-3に示す。

一般に、粗骨材を砕石とするよりも山砂利とした方が

ポンプ圧送性に優れていると考えられるが、図-12に示し

た調合①では、山砂利による改善効果は認められなかっ

た。しかし、図-13に示した調合②のBでは、山砂利を用

いたコンクリートの単位水量が極端に小さいにもかかわ

らず、K値は砕石を使用したコンクリートと同等であった。

これより、W/C55％程度の高水セメント比の領域では

粗骨材の粒形による影響はほとんどないが、W/C45％程

度のコンクリートにおいては、粒形の良い山砂利を使用

することによってK値が小さくなるものと考えられる。

また、石灰砕石を使用したコンクリートでは、図-13

に示すようにスランプや単位水量が小さいにもかかわら

ずK値が小さくなっている。これは、石灰砕石の周囲に

付着している微粉によって、ポンプ圧送性が若干ではあ

るが改善されたことによるものと考えられる。

一方、細骨材に改良砕砂（湿砕）を混合もしくは全量

図-12 調合①におけるＫ値と実吐出量の関係

表-3 各工場で使用した骨材の品質

図-13 調合②におけるＫ値と実吐出量の関係

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使用したコンクリートは、山砂や川砂を使用したものよ

りもK値がやや小さくなる傾向が認められた。実験に用い

た改良砕砂（湿砕）は、粒形が良く角ばりが少ないもの

であったことが、K値をやや小さくした一因と考えられる。

なお、調合⑤におけるK値と実吐出量の関係を図-14に

示す。水セメント比が35％の高強度コンクリートでは、

単位セメント量が多くなるために骨材の影響よりも単位

水量の測定値の方が支配的となり、骨材の違いがK値に

及ぼす影響は明確には認められなかった。図-15にセメ

ントの違いによるK値と実吐出量の関係を示す。同一調

合の場合、一般には普通ポルトランドセメント（N）の場

合にK値が最も大きく、逆にシリカフュームセメントと

普通ポルトランドセメントの混合使用（SFC5＋N5）では、

シリカフューム微粉末の効果によりコンクリートの粘性

が低減されK値が最も小さくなると推察される。本実験

においても、SFC5+N5のK値はNのK値よりもやや小さ

くなっているが、セメントの違いによる明確な差異は認

められなかった。これは、低熱ポルトランドセメント（L）

を用いたコンクリートの単位水量の実測値が極端に小さ

くなったことによると考えられる。

以上より、使用材料の違いがK値に及ぼす影響は、高

水セメント比や低水セメント比のコンクリートでは顕著

ではなかったが、細骨材では改良砕砂を用いた場合に、

粗骨材では石灰砕石や山砂利を用いた場合にK値がやや

小さくなる傾向が認められた。セメント種類の違いによ

る影響については、今後の検討が必要である。

３．高強度コンクリートのポンプ圧送性

3．1 実打設時における圧送計測の概要

実打設時における高強度コンクリートのポンプ圧送計

測は、大阪市内において鉄筋コンクリート造地上54階建

ての複合施設を建設中の作業所にて行った。

圧送計測を行ったコンクリートの計画調合を表-4に示

す。測定対象は、8階～14階に打込まれるコンクリート

とした。設計基準強度は8階、10階柱・壁（調合記号S-1，

R-1）が70N/mm2、12階、14階柱・壁（調合記号S-2，O-1）

が60N/mm2の高強度コンクリート、12階床（調合記号S-

3）が30N/mm2の普通コンクリートであった。圧送に使

用したコンクリートポンプは、P社製ピストン式ポンプ

車（形式MOLI-BSF2107-HP）である。地上部の輸送管経

路を図-16に示す。輸送管は、地上水平部分がφ139.8×

t8.8mm、鉛直部分がφ139.8×t6.6mmのものである。配

管長さは、地上水平部が約35m、鉛直部が40m～60mの

図-15 セメント種類によるＫ値と実吐出量の関係 図-16 地上部の輸送管配管経路

図-14 調合⑤におけるＫ値と実吐出量の関係

表-4 圧送計測を行ったコンクリートの計画調合

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範囲である。管内圧力の計測は地上配管部で2カ所（P1，

P2）とした。圧力計間の距離は約27m（90°ベント管を2

カ所含む）とした。

3．2 高強度コンクリートの管内圧力損失

管内圧力P1とP2の圧力差から求めた圧力損失Kpと、

ポンプ主油圧から求めた圧力損失Kgについて、吐出量と

の関係をそれぞれ図-17および図-18に示す。ただし、調

合①ではKgを測定していない。

両図より、圧力損失は吐出量の増大に伴って大きくな

ることが分かる。また、図-17に示した圧力損失Kpは、

概ね15kPa/m程度の切片を持つ一次式で回帰できると考

えられる。切片を持つ回帰式となるのは、コンクリート

はビンガム流体であるために降伏値が存在することや、

管壁のすべり抵抗の大きさが圧送速度によって異なるこ

とによると考えられる。

次に、圧力損失KpとKgとの関係を図-19に示す。同図

より、KpとKgは必ずしも同じ値で評価されず、ばらつ

きを持つ分布であることが分かる。特に、調合④ではKg

と比較してKpが小さい。この要因は今後の検討課題であ

るが、その一つには、Kgが配管全長に対して評価した値

であるのに対し、Kpがポンプ根本付近の一部の配管で評

価した値であることが挙げられる。つまり、管内の圧力

損失は、根本から筒先まで一定の値で推移するのではな

く、配管の状況（直管、ベンド管、鉛直管長さなど）に

よって異なるほか、フレッシュコンクリートの性状によ

ってすべり抵抗量が異なるとともに、その大きさが配管

根本で大きく筒先で小さくなる3）ことも影響していると

思われる。

４．普通強度コンクリートのポンプ圧送性評価

4．1 K値の推定に関する検討

ポンプ圧送性の評価やポンプ車の機種選定を行う際

に、圧送するコンクリートのK値が概ね推定できれば、

より精度の高い施工計画を立案することができる。

ここでは、スランプで管理するスランプフロー35cm程

度以下のコンクリートに関して、計画調合条件およびフ

レッシュコンクリートの性状などを指標として、計画吐

出量からK値を推定する手法について検討する。なお、

スランプフロー35cm以下を推定の対象としたのは、それ

以上のコンクリートについては後述するLフロー初速度

により精度良く推定できると考えているためである。

まず、K値を推定するための一般式を以下の式（2）のよ

うに定義する。ただしこの一般式は、K値と吐出量の関

係における一次回帰式を表現するものである。

ko＝aX＋b（ただし、K＝ko／1000） （2）

ここに、

ko：水平管1mあたりの管内圧力損失（kPa／m）

K：水平管1mあたりの管内圧力損失（K値）

（MPa／m）

X：（計画）吐出量（m／h）

a、b：重回帰分析により求まる実験定数

ここで、重回帰分析により求まる実験定数a（傾き）を

一般化することを目的として、圧送実験の結果を用いて

検討する。検討にあたり、調合条件から得られる水セメ

ント比、セメント量および設計スランプの3つに加え、フ

レッシュコンクリートの試験から得られるスランプ、ス

ランプフロー、F／S、単位容積質量およびLフロー初速度

の合計8つの指標を説明変数とし、これらの変数から推定

に有用であると判断される説明変数を、重回帰分析によ

り選択することを試みる。同様に、実験定数b（切片）に

ついても、水セメント比、セメント量、スランプ、スラン

プフロー、F／Sおよび単位容積質量の6つの指標から推定

に有用であると判断される説明変数を選択することを試

みる。なお、管内圧力損失K値の単位は（kPa/m）とした。

図-17 吐出量と圧力損失Kpとの関係 図-19 圧力損失KpとKgとの関係図-18 吐出量と圧力損失Kgとの関係

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実験定数a （傾

き）および実験定

数b（切片）に関

する重回帰分析の

結果を、それぞれ

表-5および表-6に

示す。重回帰分析

では、理論上、説

明変数が多くなる

ほど回帰の精度が

高くなる。両表に

は重相関Rをそれ

ぞれのcaseごとに

示したが、特に実

験定数aについて

は、説明変数が少ない場合で

も全てのcaseでR＝0.90以上の

高い相関を示しており、

case13のようにセメント量と

F／Sの2つを説明変数とした

場合でも十分に高い相関が得

られていることがわかる。

そこで、推定精度を確保し

つつ簡易にK値を推定する手

法を提案することに主眼をお

き、実用性、簡便性に配慮し

て必要最小限の説明変数を選

定する。

管内圧力損失K値は、2. 3および2. 4に示したように、

調合条件や使用材料により何らかの影響を受ける。その

ため、これら両者の影響要因を反映でき、また、容易に

得ることができる指標であり、かつ、フレッシュコンク

リートの性状やポンプ圧送性との関連性が高いと思われ

る指標を採用することが重要である。

以上のことを考慮し、調合条件として水セメント比お

よびセメント量を、フレッシュコンクリートの性状とし

て試験結果から得られるF／Sおよび単位容積質量の4つ

を、K値推定のための指標（説明変数）として採用する

こととする。これらを選定したのは、フレッシュコンク

リートの性状を代表できる値であると考えられることに

加えて、説明変数が少なくても実験定数aおよび実験定

数bの推定精度に大きな影響を与えていないことが重回

帰分析の結果から認められるためである。

以下に、実験定数aおよび実験定数bの推定式のうち、

実験定数aについては表-5に示すcase9とcase13により得

られた推定式を式（3）および式（4）に、実験定数bについ

ては表-6に示すcase6とcase11により得られた推定式を式

（5）および式（6）に例として示す。

－実験定数a－

case9：a＝－3.540－0.0039（W/C）＋0.00102（C）

＋0.133（F／S）＋1.524（単容質） （3）

case13：a＝－0.789＋0.00201（C）＋0.237（F/S） （4）

－実験定数b－

case6：b＝38.211－1.2742（W/C）－0.10585（C）

－14.754（F／S）＋41.516（単容質） （5）

表-5 実験定数a（傾き）に関する重回帰分析結果

表-6 実験定数b（切片）に関する重回帰分析結果

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case11：b＝6.155＋0.00384（C）－7.998（F／S） （6）

ここに、W/C：水セメント比（％）

C：単位セメント量（kg/m3）

F／S：スランプフロー／スランプ（式（1））

単容質：フレッシュコンクリートの単位容積質量

（kg/l）

式（3）～式（6）を用いて実験定数aおよびbを求め、施工

時の計画吐出量を設定すれば、式（2）により任意の計画

吐出量に対するK値が推定できる。実験定数aおよびbは、

表-5および表-6に示した上記以外のcaseの係数と説明変

数を用いて推定することも可能である。

ここで一例として、図-9に示したB工場の調合①、②

および⑤の3種類のコンクリートの任意の吐出量に対す

る管内圧力損失（K値）の推定を試みる。K値の推定に

際し、調合条件は表-2に示されたものを、フレッシュコ

ンクリートの性状はポンプ圧送実験時に得られた測定結

果を用いることとする。

case9とcase6（説明変数はW/C、C、F/S、単容質の4

つ）を組み合わせた推定結果（case9，6）およびcase13

とcase11（説明変数はC、F/Sの2つ）を組み合わせた推

定（case13，11）結果と実測値の関係を図-20に示す。

今回提案した手法によるK値の推定結果は、調合②

（case13，11）の切片については実測値との間にやや差

が生じているが、それ以外の調合や回帰線の傾きに関し

ては、いずれも高い精度で推定できていることが分かる。

今後、さらにデータを蓄積することにより、材料の違

いが管内圧力損失（K値）に及ぼす影響などをより明確

に把握することができれば、使用材料による係数を今回

提案した推定式に取り込むこと等により、推定精度をさ

らに向上させることが可能になると考える。

５．高強度コンクリートのポンプ圧送性評価

5．1 吐出量と圧力損失の関係

普通強度コンクリートのポンプ圧送実験結果と高強度

コンクリートの実施工での計測結果を併せてポンプ圧送

性に関する検討を行う。なお、検討にあたっては、高強

度コンクリートのデータ数を増やすため、表-7に示す㈱

竹中工務店のデータも含め、併せて検討を行った4）。

図-21に圧力損失と吐出量の関係を示す。高強度コン

クリートの測定結果である実施工データおよび竹中デー

タと比較すると、低強度領域のデータである圧送実験時

のデータは傾きが緩やかになっている。また、同じ吐出

量でもＫの値は広範囲に分布しており、ポンプ圧送性の

評価のためにはフレッシュコンクリートの性状を考慮す

る必要があることが分かる。

5．2 Lフロー初速度によるK値の推定

実験データの検討結果から、コンクリートの粘性の評

価指標であるLフロー初速度と高強度コンクリートの圧

力損失が以下の式（7）を用いて推定できる可能性がある

ことが分かった。分析にあたっては、圧送速度5m3/hrの

範囲ごとに、図-22に示すように回帰式を求め、係数Bは

図-21 管内圧力損失と吐出量の関係

表-7 竹中工務店での圧力損失実測データの概要

図-20 K値の推定値と実測値の関係

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計算値の平均である「－1.2」を採用した。

K＝A・Lv B （7）

ここに、

K：水平管1m当りの管内圧力損失（MPa／m）

A：圧送速度による係数（値は図-23に示す）

B：－1.2（定数）

Lv：Lフロー初速度（cm／sec）

図-23には、吐出量5m3/hrの範囲ごとにK＝A・Lv－1.2

としたときの最適な係数Aの値を最小二乗法により求め、

その結果から得られた回帰式を用いて計算した吐出量ご

との係数Aの値を示した。なお、分析に当たっては、前

述したようにLフロー初速度の精度に問題がありそうな

スランプフロー35cm以下のデータを削除している。

式（7）を用いて推定したKと測定Kの関係を図-24に、

また、推定誤差の絶対値の平均および推定誤差の最大値

を表-8に示す。誤差はあるものの、ある程度の精度で推

定が可能であることが分かる。誤差の原因としては、ポ

ンプ圧送中のコンクリートの性状変化などが考えられる

ため、今後の詳細な検討が必要である。

図-25には、スランプフロー35cm以上、吐出量

70m3/hr以下を対象とした、Lフロー初速度（Lv）ごと

の管内圧力損失Kと吐出量の関係を示す。図中には、日

本建築学会コンクリートポンプ工法施工指針3）に示され

ているスランプ21cm（SL＝21cm）の普通コンクリート

の値も参考に示した。Lフロー初速度が速くなるほどコ

ンクリートの流動性が向上し、K値も小さくなることが

分かる。

６．吸込み効率の推定

ポンプ圧送性を評価し、コンクリート施工時の打設計

画を詳細に立案する場合には、管内圧力損失K値の推定

に加えて、吸込み効率（ポンプの容積効率ηv3）と同意）

の大きさを考慮することも重要である。特に、高強度コ

ンクリートなど高粘性のコンクリートでは、ポンプ圧送

時の吸込み効率が、時間当たりの吐出量やコンクリート

打設量に大きな影響を及ぼす場合がある。

表-8 K値推定誤差（単位：MPa／m）

図-25 水平管1mあたりの管内圧力損失Kと吐出量の関係

図-24 推定Kと測定Kの関係

図-23 係数Aの検討

図-22 水平圧力損失とLフロー初速度の関係

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そこで、高強度コンクリートの吸込み効率を推定する

ための手法について検討を行なった。なお、吸込み効率

の検討に当たっては、2005年および2006年に行った高強

度コンクリートの実打設時の圧送計測の結果に加え、実

大規模のポンプ圧送実験（Field実験）のうち、高強度コ

ンクリートの結果1）も対象とした。

6．1 調合条件と吸込み効率

吸込み効率と単位セメント量の関係を図-26に示す。

ある程度の相関が認められ、単位セメント量が多くなる

ほど吸込み効率は大きくなる傾向を示している。また、

吸込み効率と水セメント比の関係を図-27に示す。単位

セメント量と同様にある程度の相関が認められ、水セメ

ント比が大きくなるほど吸込み効率が低下する傾向を示

している。

単位セメント量と水セメント比は共にコンクリートの分

離抵抗性に関係の深い調合条件であり、単位セメント量が

多く水セメント比が小さいコンクリートほど分離抵抗性が

高くなり、吸込み効率が高くなったものと推察される。

6．2 フレッシュコンクリートの性状と

吸込み効率

まず、吸込み効率とフレッシュコンクリートの荷卸し

時の試験から得られたスランプフローの関係を図-28に

示す。特に明確な相関関係は認められなかった。

次に、吸込み効率とLフロー初速度の関係を図-29に示

す。年度ごとに層別することによって、ある程度の相関

関係が認められた。これは2005年のデータは単位セメン

ト量が500kg/m3以上、2006年のデータは500kg/m3以下

であり、単位セメント量の違いが吸込み効率に影響を与

えたためと考えられる。なお、Lフロー初速度は、ポン

プに最も近いコンクリートの特性をあらわす値というこ

とを考慮し、荷卸し時の値を用いて検討した。

また、図-30には、吸込み効率と単位容積質量の関係

を示した。図-29と同様にセメント量で層別しているが、

ある程度の相関があることがわかる。これらより、吸込

み効率は、調合条件における水セメント比および単位セ

メント量との間に高い相関があることから、結果として

単位容積質量も相関がある結果となっているものと考え

られる。

6．3 吸込み効率の推定

以上の検討結果から、調合条件を代表するものとして、

水セメント比と単位セメント量を、フレッシュコンクリ

ートの性状を代表するものとしてLフロー初速度を選定

し、それらを説明変数として吸込み効率に関する重回帰

分析を行なった。得られた回帰式を式（8）に示す。分析

の結果、重相関係数はR＝0.906となり、高い相関が認め

られた。

吸込み効率＝

－0.01739×W/C－0.00049×C＋0.00423×Lv （8）

ここに、

W/C：水セメント比（％）

C：単位セメント量（kg/m3）

Lv：Ｌフロー初速度（cm/sec）

図-28 吸込み効率とスランプフローの関係

図-27 吸込み効率と水セメント比の関係

図-26 吸込み効率と単位セメント量の関係

GBRC Vol.32 No.2 2007.4

28

式（8）から計算された推定吸込み効率と実測吸込み効

率の関係を図-31に示す。両者は良い相関を示しており、

式（8）を用いることによって吸込み効率の推定が精度良

く行えることが分かった。また、図-32には、推定誤差

の実測値に対する割合と実測吸込み効率の関係を示し

た。実測吸込み効率が高いほど誤差の割合は大きくなっ

ている。

以上の検討結果をまとめて表-9に示す。式（8）により推

定した吸込み効率は、最大でも5％程度の誤差であり、

極めて精度の高い推定が可能であることが分かった。

７．まとめ

使用材料やフレッシュコンクリートの性状がポンプ圧

送性に及ぼす影響、管内圧力損失K値の推定手法などに

ついて検討した結果、以下の知見が得られた。

（1）調合条件の違いがK値に及ぼす影響は、水セメント

比、単位水量および設計スランプ値が小さくなるほど

K値が大きくなることが認められた。

（2）使用材料の違いがK値に及ぼす影響は、細骨材では

改良砕砂を用いた場合に、粗骨材では石灰砕石や山砂

利を用いた場合にK値がやや小さくなる傾向が認めら

れた。

（3）スランプフロー35cm以下のコンクリートについては

水セメント比、セメント量、F／Sおよび単位容積質量

の4つの指標を用い、また、スランプフロー35cm以上

のコンクリートについてはLフロー初速度を用いるこ

とにより、K値を精度良く推定する手法を提案した。

（4）水セメント比、セメント量およびLフロー初速度を用

いて、吸込み効率を精度良く推定する手法を提案した。

【参考文献】

1）大阪生コンクリート圧送協同組合；第2回圧送技術研究会─生コンクリートの性能とポンプ圧送性について─，2005.7．

2）山�順二，立松和彦：京都地区の天然砂利を用いた高強度コンクリートの実構造物への適用とその品質管理，日本建築学会技術報告集，第7号，Vol.114，No.1434，pp.13-16，1999.2.

3）日本建築学会：コンクリートポンプ工法施工指針・同解説，p.31，p.39，1994．

4）大阪生コンクリート圧送協同組合；第1回圧送技術研究会－コンクリートの圧送技術の現状と課題－，2004.7．

表-9 吸い込み効率の推定誤差

図-32 推定誤差割合と実測吸込み効率の関係

図-31 推定吸込み効率と実測吸込み効率の関係

図-30 吸込み効率と単位容積質量の関係

図-29 吸込み効率とLフロー初速度の関係