フジタ技術研究報告第 45 号 2009 年

高強度コンクリートのポンプ圧送性とCFT 圧入施工性に関する実験的検討
片寄哲務

西田浩和

塩田
概博之

*１

横須賀誠一
佐々木

*１

聡

*2

要

建物の高層化および大スパン化に伴い、ＣＦＴ柱部材への充填コンクリートの高強度化が求められている。充填方法として圧入工法を採用することが多いが、高強度コンクリートは単位セメント量が多く粘性が大きいため、確実に圧入施工を行うにはポンプ圧送性と圧入施工性を把握しておく必要がある。
本報では、「実験Ⅰ：設計基準強度 36、60、80N/mm2 の高強度コンクリートを用いたポンプ圧送実験」および「実験Ⅱ：設計基準強度 60N/mm2 級の高強度コンクリートを用いた実大ＣＦＴ柱部材への圧入施工実験」の 2 つの実験を実施し、ポンプ圧送性と圧入施工性について検討した。検討結果を以下にまとめる。
①ポンプ圧送および圧入施工によって、スランプフローは低下し、空気量は増加した。また、圧縮強度およびヤング係数は低下する傾向にあった。その傾向は、コンクリート強度が低いほど顕著であった。②圧送負荷の算定は、実吐出量 30m3/h の場合、F36 で 3K、F60 で 5K、F80 で 6～7K 程度の管内圧力損失を設定する必要がある。③圧入時の鋼管には、主に水平方向（材軸直交方向）に柱中央で引張、柱端部で圧縮のひずみが生じた。④スランプフロー65cm、圧入速度 0.95m/分の条件下で圧入施工の結果、ダイアフラム下面の充填率は、最低 96.7％以上確保できた。⑤ダイアフラムの上下のコア供試体で圧縮強度の低下が見られ、動弾性係数との相関性は確認されなかった。

Experimental Study on Pump-ability and Pumping-up Workability of High-strength
Concrete.
Abstract
Along with increased demand for high rise buildings and long span building, there is a need forincreased strength in concrete used in CFT Columns. High-strength concrete contains a large
amount of cement and is very sticky. Therefore, it is important for the pumping-up work tounderstand the pump-ability and the pumping-up workability. In this report,｢Experiment Ⅰ:
Pumping test that uses high-strength concrete of Fc36, 60, and 80N/mm2｣and,｢ExperimentⅡ:
Full scale experiment on pumping-up work of high-strength concrete for CFT Column that uses
high-strength concrete of Fc60N/mm2 class｣ were carried out.
The following results were obtained:1) By the pumping delivery and pumping-up, the slump flow decreases, and air content increases.
In addition compressive strength and Young's modulus decreases.
2) The pumping pressure loss should be assumed to be 3K in F36,5K in F60, 6～7K in F80.
3) At the center of the CFT column side, tensile strain was measured horizontally at pumping-up.
4) The filling capability on the side under the diaphragms was 96.7% or greater.
5) Compressive strength decreased near the diaphragms, and the relation with the dynamic modulus ofelasticity was not confirmed.
キーワード：

高強度ｺﾝｸﾘｰﾄ ﾎﾟﾝﾌﾟ圧送 CFT*1 建設本部 建設技術統括部

圧入工法 ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ 充填率*2 東京支店 建築技術部－73－フジタ技術研究報告 第 45 号

§１．はじめに

表１ 使用材料
材料

種類
産地
普通ﾎﾟﾙﾄﾗﾝﾄﾞｾﾒﾝﾄ(N)
ｾﾒﾝﾄ(C)－
中庸熱ﾎﾟﾙﾄﾗﾝﾄﾞｾﾒﾝﾄ(M)
細骨材(S)
砕砂
山梨県大月市粗骨材(G)
砕石2005
山梨県大月市
水(W)
地下水
－混和剤
高性能AE減水剤－

建物の高層化および大スパン化に伴い、ＣＦＴ柱部材への充填コンクリートの高強度化が求められている。充填方法
として圧入工法を採用することが多いが、高強度コンクリー
トは単位セメント量が多く粘性が大きいため、確実に圧入施工を行うにはポンプ圧送性と圧入施工性に関して把握して

備考
密度(N):3.16g/cm33
密度(M):3.21g/cm
表乾密度:2.61g/cm33
表乾密度:2.62g/cm－－

表２ コンクリートの計画調合おく必要がある。
本報は、「実験Ⅰ：設計基準強度(以下Fc と表記)36、60、調合
記号

W/C

F36F60
F80

36.2
31.4
26.3

80N/mm2 の高強度コンクリートを用いたポンプ圧送実験」
および「実験Ⅱ：Fc60N/mm2 級の高強度コンクリートを用いｾﾒﾝﾄ種類(%)

ｽﾗﾝﾌﾟﾌﾛｰ 空気量
目標値 目標値
(%)
(cm)

N
M
Mた実大ＣＦＴ柱部材への圧入施工実験」の 2 つの実験を実

60

3.0

65

W

CS

G

混和剤使用量
(C×%)

170
160
160

470
510
609

830
830
757

872
872
865

1.30
1.35
1.40

荷卸し時
○○
○
○
○
○
○
○

圧送後
筒先○
○
○
○－－○
○

単位量(kg/m3)

表３ 試験項目および試験方法

施し、ポンプ圧送性と圧入施工性について検討した結果を試験項目報告するものである。

§２．（ 実験Ⅰ）ポンプ圧送実験

ｽﾗﾝﾌﾟﾌﾛｰ空気量
単位容積質量
ｺﾝｸﾘｰﾄ温度ﾌﾞﾘｰﾃﾞｨﾝｸﾞ量
沈降量
圧縮強度（標準28D,91D）
ﾔﾝｸﾞ係数(1/3割線弾性係数)

ﾌﾚｯｼｭ
ｺﾝｸﾘｰﾄ

2.1 コンクリートの概要
コンクリートの使用材料を表 1 に、計画調合を表 2 に示す。

硬化ｺﾝｸﾘｰﾄ

調合は、F36、F60、F80 の 3 種類とした。セメントは、F36

試験方法
JIS A 1150
JIS A 1128
JIS A 1116
JIS A 1156
JIS A 1123
新都市法1)JIS A 1108
JIS A 1149

は普通ポルトランドセメント、F60 および F80 は中庸熱ポルトランドセメントを用いた。

※P1～P8：圧力計

コンクリートに関する試験項目および試験方法を表 3 にｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾟﾝﾌﾟ車

ｱｼﾞﾃｰﾀ車
(返却)

48m

ﾍﾞﾝﾄ管

P8

P7(500R)示す。フレッシュコンクリートの試験および圧縮強度試験用
P6

水平直管

供試体（標準養生）の作製は、荷卸し時のほかに圧送後に吐出量計量容器ポンプの筒先から試料を採取して行い、圧送による影響を(125A)

P5

ｱｼﾞﾃｰﾀ車(荷卸し)確認した。

P1P2P3P4ﾍﾞﾝﾄ管(1000R)30m

2.2 ポンプ圧送概要30m30m

図１ ポンプ配管図

ポンプ配管図を図 1 に、圧送時の測定項目および測定方法を表 4 に示す。ポンプ圧送実験は 6 月に実施した。コ

表４ 圧送時の測定項目および測定方法

ンクリートポンプ車は、ピストン式超高圧仕様車（高圧仕様

測定項目

測定方法

単位

時最大理論吐出圧力 11.9MPa，コンクリートシリンダ径×理論吐出圧力 MPa

主油圧×ｼﾘﾝﾀﾞ面積比(0.466)＊ﾎﾟﾝﾌﾟ車主油圧は目視で記録.

ストローク長:φ205×1600mm)を用いた。配管実長は約

管内圧力

ﾌﾗｯｼｭﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ型圧力計の値を動ひずみ計で測定160m とし、125A 高圧管（P1～P5 間）および標準管(P5～管内圧力損失 kPa/m (隣接する圧力計間の圧力差)/(圧力計間の距離)P8 間)を用いて配管した。

ｽﾄﾛｰｸ数回/分

実吐出量3(10ｽﾄﾛｰｸ分の計量容器の充填量)/(充填に要した時間)

3m /h(ﾎﾟﾝﾌﾟ車のｺﾝｸﾘｰﾄｼﾘﾝﾀﾞ容積)×(単位時間当りのｽﾄﾛｰｸ回数)％(実吐出量/理論吐出量)×100

圧送速度は、設定吐出量 20m3/h，30m3/h，40m3/h の 3

理論吐出量水準とした。アジテータ車は、各調合 1 台（4.2m3）を使用し、 容積効率

MPa

各調合・各設定吐出量ごとに10ｽﾄﾛｰｸに要する時間を測定

m /h

その 1 台の中で圧送速度を切り換えて各測定を行った。な

表５ フレッシュコンクリート試験結果

お、圧送時の各種測定では、圧力波形が安定したときの 10調合
記号ストローク分を測定範囲とした。管内圧力は、圧力計を用いて計 8 ヶ所で測定し、水平直管の管内圧力損失は、水平直F36管部分（P1～P4 および P7～P8）について、隣接する圧力F60計の圧力差をその圧力計間の距離で除した値の平均値として算出した。実吐出量は、筒先に設置した計量容器

F80（0.95m3）を用いて測定した。また、実吐出量は、設定吐出

ﾌﾛｰ時間
ｺﾝｸﾘｰﾄ 単位容 ﾌﾞﾘｰﾃﾞｨﾝｸﾞ
空気量
沈降量
温度 積質量量(秒)50cm 停止(％)(℃)(kg/m3） (cm3/cm2) (mm)46.8
3.3
29.89.42341
0.001.00

試験時期

経過
時間
(分)※

荷卸し時

59(cm)
62.0

圧送後8835.0-11.8

5.931.12274-

-

荷卸し時

53

62.0

8.1

47.8

1.428.0

2417

0.00

0.60

ｽﾗﾝﾌﾟ
ﾌﾛｰ

圧送後

7449.0-

24.9

2.8

28.3

2390

-

-

荷卸し時

55

70.5

8.2

79.5

1.228.2

2444

0.00

1.10

圧送後

104

63.5

4.1

33.82.330.42409--※出荷時ﾌﾚｯｼｭ試験からの経過時間を示す。

－74－2m

高強度コンクリートのポンプ圧送性とＣＦＴ圧入施工性に関する実験的検討
802.3 実験結果
(1)フレッシュコンクリートの性状フレッシュコンクリートの試験結果を表 5 に、スランプフロ

6020×2.04×1.02F36F60F80020先で大きく低下した。また、空気量は、既往の実験でも認め

406080
荷卸し時 ｽﾗﾝﾌﾟﾌﾛｰ(cm)024
荷卸し時 空気量(%)

6

図２ スランプフローおよび空気量の圧送後の変化ある 0.1cm3/cm2 以下および 2mm 以下であった。
(2)圧縮強度およびヤング係数
圧縮強度およびヤング係数の圧送後の変化を図 3 に示

圧送後 圧縮強度(N/mm 2 )は、それぞれ新都市ハウジング協会技術指針 1)の規定値で140120×1.0×0.95×0.9100
F36F60F80系

8060す。圧送後の筒先から採取した供試体の圧縮強度は、荷卸60し時に採取した供試体と比べて、F60 および F80 はほぼ同

F36F60F8037×0.95×0.934312880100120140
荷卸し時 圧縮強度(N/mm 2 )等であったが、F36 は最大 9%低下した。これは、圧送後の×1.040

圧送後 ﾔﾝｸﾞ係数(kN/mm 2 )×1.05、本実験では 1.1～2.6%増加した。ブリーディング量および沈降量2831343740
荷卸し時 ﾔﾝｸﾞ係数(kN/mm 2 )

図３ 圧縮強度およびヤング係数の圧送後の変化

例えば 3)。ヤング係数も圧縮10F36強度と同様の傾向であった。

F80F60P1管内圧力(MPa)8(3)ポンプ圧送性状
コンクリート圧送時の管内圧力波形を図４に示す。凡例は圧力計記号である。1 ストロークの管内圧力変動は、ピストンの前進とともに、配管根元に近いほど圧力勾配は急となP2P3P4P5 P6P7P86420るが滑らかに上昇し、衝撃的な変動もほとんどなく、ピーク

051015 0はほぼフラットな定常状態を示した。

510経過時間(秒)15 051015

図４ 圧送時の管内圧力波形（設定吐出量 40m3/h）

容積効率と実吐出量の関係を図 5 に示す。実吐出量は、設定吐出量を 40m3/h と大きくすると 20%前後低下する傾100向にあった。容積効率は、一般的な 90％前後の値となり、80

理論吐出圧力と実吐出量の関係を図 6 に示す。図中の点線は、ポンプ車の性能曲線を示す。F36 は、実吐出量

容積効率(％)

実吐出量が大きくなると若干上昇する傾向にあった。

1211.96040F36F60F802033m3/h 程度まではポンプ車の標準仕様で圧送可能である

理論吐出圧力(MPa)

空気量の増加が主因と考えられる

×0.8×0.6ローは、試験までの経時変化も含まれるものの圧送後の筒られたように、圧送後は増加の傾向があり×0.940ーおよび空気量の圧送後の変化を図 2 に示す。スランプフ例えば 2),3)

6×1.0F36F60F80

圧送後 空気量(%)

圧送後 ｽﾗﾝﾌﾟﾌﾛｰ(cm)

量 20m3/h と 40m3/h についてのみ測定した。

0が、F60 および F80 では、高圧仕様とする必要がある。特に F80 は実吐出量 30m3/h 程度でポンプ車性能の限界に102030
実吐出量(m 3 /h)

F80-40m3/h

管内圧力分布を図 7 に、水平直管の管内圧力損失と実10 F80-30m3/h
F80-20m3/h

吐出量の関係を図 8 に示す。また、図 8 中に「コンクリート9ポンプ工法施工指針」の解説に示されるスランプ 21cm の8F60-40m3/h
F60-30m3/hF60-20m3/h

F36F60F80標準仕様

65.23400

図 5 容積効率と実吐出量近くなっていた。

900高圧仕様551043060901203
実吐出量(m /h)

図 6 理論吐出圧力と実吐出量
F36-40m3/h
F36-30m3/h
F36-20m3/h

507K

6K5Kを表す「K」を比較のために示す。管内圧力は、F80 の設定
吐出量40m3/h(実吐出量31.1m3/h)で最大8.3MPa に達した。管内圧力分布においては、ベント管で多少変化が見ら

管内圧力損失(kPa/m)

普通コンクリートにおける管内圧力損失と実吐出量の関係

管内圧力(MPa)

40642

れるが、ポンプ車の配管根元から筒先までの間で、管内圧力はほぼ直線的に減少した。管内圧力損失は、水平直管

0F36で35.5kPa/m、F60で54.3kPa/m、F80 で 69.6kPa/m4080120配管実長(m)

図 7 管内圧力分布－75－3K202K10K00

では P1－P2 間が最大となり、設定吐出量を 40m3/h では、

4K301601020F36F60F8030403
実吐出量(m /h)

図 8 管内圧力損失と実吐出量50フジタ技術研究報告 第 45 号であった。また、ベント管は、一般に水平直管の 3 倍とされ表６ コンクリートの計画調合ているが、本実験結果では最大約 4 倍となった。圧送負荷W/Cの検討においては、実吐出量と管内圧力損失の関係から、

調合
記号

実吐出量 30m3/h の場合、F36 で 3K、F60 で 5K、F80 でF6029.4(%)

ｾﾒﾝﾄ種類
M65

6～7K 程度の管内圧力損失を設定する必要がある。

3.0§３．（実験Ⅱ）圧入施工実験を参照）。目標スランプフローは 65cm、目標空気量は3.0%とした。
コンクリートに関する試験項目および試験方法を表７に示す。フレッシュコンクリートの試験と圧縮強度試験用供試

10862
2178
2178
826826826 878

品質変化を確認した。
3.2 圧入施工概要
CFT 柱試験体およびコア供試体採取置位置を図 9 に、ポンプ配管図を図 1０に、圧入時の測定項目および測定方法を表８に示す。圧入施工実験は、11 月に実施した。
鋼管柱は、通しダイアフラム（開口率 15.5％）を有する□

282891

熱電対

圧入口：28Dｺｱ：91Dｺｱ

空気抜き孔
4-φ30

中央：C

圧入口

中間：M
端部：E

土圧計(単位：mm)＜A断面＞

図９ CFT 柱試験体およびコア供試体採取位置

長は 54m とした。圧入速度は圧入高さ毎分 1m を上限とし、ﾍﾞﾝﾄ管ポンプ車の設定吐出量は 20m3/h を標準とした。圧入速度12m(1000R)

P3P4

水平直管(荷卸し)(125A)

CFT柱試験体入完了後は、直ちに柱頭にレーザー変位計を設置し、沈P1
ｱｼﾞﾃｰﾀ車

2.5m

3.8m

クリート天端位置測定と、蒸気抜き孔からのモルタル分漏

30m
P2の管理は、柱頭に設置するレーザー距離計を用いたコン※P1～P4：圧力計

ｺﾝｸﾘｰﾄﾎﾟﾝﾌﾟ車

図１０ ポンプ配管図降量を測定した。また、鋼管柱には図９の A 断面に示す位面内の位置から採取した。柱高さ方向の採取位置は、各○○○○

ひずみｹﾞｰｼﾞ（端部）91ができるように 2 台付け（各 4m3）とした。ポンプ配管の実コア供試体（φ100×200mm）は、図９に示すような柱断○○○－－○○－-600

A

Ⅰと同じ機種を用いた。アジテータ車は、連続して荷卸し計面積を測定し、柱のコンクリート断面積で除して求めた。

圧入後 試験体
柱頭 解体後2812003 層 1 節の 10.86m である。コンクリートポンプ車は、実験下面の充填率を測定した。充填率は、画像上で空隙の合荷卸し時打設孔
φ2503150

600mm×600mm×t19mm の角形鋼管とし、高さは実大CFT 柱試験体は、材齢 5 日に DF 位置で解体し、DF1.00

ひずみｹﾞｰｼﾞ（中央）の柱頭から試料を採取して行い、圧入によるコンクリートのCFT 柱試験体の側面に生じている主応力を算出した。

865

試験方法

体の作製は、荷卸し時に加えて、圧入後に CFT 柱試験体に鋼管に生じるひずみを測定し、その測定値を用いて

G757

600

コンクリートの計画調合を表６に示す（使用材料は、表 1置（中央と端部）にひずみゲージを貼り付け、圧入施工時

S579

ｽﾗﾝﾌﾟﾌﾛｰJIS A 1150○
空気量JIS A 1128○
単位容積質量JIS A 1116○
ﾌﾚｯｼｭ
ｺﾝｸﾘｰﾄ温度JIS A 1156○
ｺﾝｸﾘｰﾄ
塩化物量
JASS5T-502 (出荷時)
ﾌﾞﾘｰﾃﾞｨﾝｸﾞ量
JIS A 1123○
○沈降量
新都市法1)
圧縮強度（標準7D,28D,91D） JIS A 1108○
圧縮強度(コア28D,91D)
JIS A 1107
硬化
ﾔﾝｸﾞ係数(1/3割線弾性係数) JIS A 1149○
ｺﾝｸﾘｰﾄ動弾性係数
JIS A 1127－
ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ下面充填率
画像測定-

3.1 コンクリートの概要

アフラム（以下 DF と表記）下面の充填状況を確認した。圧C

170

単位量(kg/m3)

表７ 試験項目および試験方法
試験項目

出の目視確認により行った。併せて CCD カメラによりダイW

混和剤使用量(C×%)

ｽﾗﾝﾌﾟﾌﾛｰ 空気量
目標値 目標値(cm)(%)

表８ 圧入時の測定項目および測定方法
測定項目
単位
管内圧力MPa
管内圧力損失 kPa/m
ｽﾄﾛｰｸ数回/分
実吐出量m3/h
圧入速度m/分
圧入状況
CFT柱側圧 MPa
CFT柱内温度 ℃
CFT柱ひずみ μ
柱頭沈降量 mm

測定方法
ﾌﾗｯｼｭﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ型圧力計の値を動ひずみ計で測定(隣接する圧力計間の圧力差)/(圧力計間の距離)
鋼管を充填するのに要するｽﾄﾛｰｸ数と時間を測定(鋼管の充填量)/(充填に要した時間)「ﾚｰｻﾞｰ距離計によるﾓﾆﾀﾘﾝｸﾞ」および「蒸気抜き孔の目視確認」
CCDｶﾒﾗによるﾓﾆﾀﾘﾝｸﾞ
柱底に設置した土圧計にて測定
柱中央と端部の2箇所に熱電対を設置して測定
3軸積層ひずみゲージにて測定
圧入直後から柱頭にﾚｰｻﾞｰ変位計を設置して測定層とも DF の上下、パネルゾーン内、層の中間部とした。ま

3.3 実験結果

た、コア供試体を用いて、動弾性係数を測定し、CFT 柱試(1)フレッシュコンクリートの性状フレッシュコンクリートの試験結果を表 9 に、沈降量の測

験体内の内部空隙やひび割れの有無を確認した。

－76－

高強度コンクリートのポンプ圧送性とＣＦＴ圧入施工性に関する実験的検討

表９ フレッシュコンクリートの試験結果

定結果を図１1 に、CFT 柱試験体内のコンクリート温度履
歴を図１2 に示す。スランプフローは、充填コンクリートの経ｽﾗﾝﾌﾟ
経過
ﾌﾛｰ時間(分)※ (cm)

荷卸 1台目し時 2台目

5264.0ﾌﾛｰ時間 空気 ｺﾝｸﾘｰ 単位容 塩化 ﾌﾞﾘｰﾃﾞｨﾝｸﾞ 沈降
量 ﾄ温度 積質量 物量（秒)量
量503332
停止 (％) (℃) (kg/m ） (kg/m ） (cm /cm ) (mm)cm
9.4 59.3 1.5
23.0
2420
0.054
0.00
0.71

43

70.0

6.7

63.4

1.8

22.9-

0.066

0.00

0.80

圧入後

125

44.5-

18.9

3.4

23.6----

試験時期

時変化も含んでいると推測されるが、圧入後の柱頭で大きく低下した。また、空気量は、既往の実験でも認められたよ
うに例えば４)、圧入により約 2%増加した。ブリーディング量および沈降量は、それぞれ新都市ハウジング協会技術指針※出荷時ﾌﾚｯｼｭ試験からの経過時間を示す。

1った。一方、柱頭の沈降量は、圧入後約 21 時間で最大と0.5なり、柱中央部で約 2.9mm（充填高さの約 0.03％）であった。CFT 柱試験体内のコンクリート温度は、柱中央では最高 52℃となり、その時の柱端部は 40℃であり、断面内の0-0.5-1-1.5-3

圧縮強度およびヤング係数の圧入後の変化を図１3 に8 12 16経過時間(h)示す。圧縮強度は、管理強度を十分上回っているが、圧図 11 沈降量8060す。図１4 の凡例は圧入時の累積ストローク数を示す。配2.11MPa となり、その時の理論吐出圧力は 2.33MPa であ

1.51は、P2－P3 間のベント管による管内圧力増加分（ポンプ1.15 倍）となり、圧入停止時は液圧と同等であった。側圧は、圧入完了後から徐々に減少し、圧入完了から 24 時間

282832364044荷卸し時 ﾔﾝｸﾞ係数(kN/mm 2 )1050圧力損失係数(kPa/m)

ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ位置

4P1P2P3P40

図 14 管内圧力分布で表す。圧入時の CFT 柱側圧は、最大 0.3Mpa（液圧の3226K と設定する必要がある。なお、管内圧力損失の算定にトの充填率を図 19 に示す。図１8 は、引張を正、圧縮を負366040%の増加であり、圧送負荷の算定では安全側に 5.5～と主応力の最大値を図１8 に、DF 下面におけるコンクリー×0.9

80.50

圧入時の CFT 柱側圧を図１7 に、鋼管に生じたひずみ×0.95

10
圧入高さ(m)2損失を比較すると、図８の F60 より W/C が低いものの約圧送実験測定値 0.21MPa）を差し引いた。

8×1.0

1269回
30回
10回

20 30 40 50配管実長(m)7K6K4010K104K8

本実験
F80F60F36203040
実吐出量(m 3 /h)

液圧×1.0液圧×1.264

液圧=単重(2420kg/m 3 )×圧入高さ(m)200102.5125K

3K2K0.5
11.52
配管内圧力（MPa）

図１5 管内圧力と圧入高さ

3020060

圧入高さ(m)

負荷に与える影響は少なかった。図８と本実験の管内圧力

配管内圧力(MPa)における管内圧力の大きな変動は見られず、DF が圧送

80100120140
荷卸し時 圧縮強度(N/mm 2 )2.5った。また、平均実吐出量は 17.7m3/h、平均ストローク回いた。管内圧力と圧入高さの関係においては、DF の位置

46経過時間（日）図１3 圧縮強度およびヤング係数の圧入後の変化

管内の圧力は、圧入完了時（ストローク数：69 回）に最大数は 6.1 回/分であり、圧入速度は約 0.95m/分を保持して2×1.0 44×0.95×0.940100600

図 12 コンクリート温度履歴

91D28D7D系

1200242

圧入後 圧縮強度(N/mm 2 )を図１5 に、管内圧力損失と実吐出量の関係を図１6 に示

20140に採取した供試体より材齢 91 日で約 10%程度低くなった。

管内圧力の分布を図１4 に、管内圧力と圧入高さの関係

4

圧入後 ﾔﾝｸﾞ係数(kN/mm )0

入後に柱頭から採取した供試体の圧縮強度は、荷卸し時(3)圧入施工性状

20-2.5(2)圧縮強度およびヤング係数においても約 5％低下する傾向にあった。

CFT柱中央CFT柱端部
気温40-2

温度差は 12℃であった。

これは、空気量の増加が主要因と考えられる。ヤング係数60新都市法-1台目
新都市法-2台目
CFT柱頭

温度（℃）

沈降量（mm)1)の規定値である 0.1cm3/cm2 以下および 2mm 以下であ5000.10.20.3
CFT柱側圧（MPa）0.4後に約半分になった。鋼管に生じたひずみは、圧入完了

図 16 管内圧力損失直前に最大となった。ひずみは、主に水平方向（材軸直交ースプレート近傍のひずみは、柱の各層中間部分と比較方向）に生じた。圧入口の高さ位置で柱中央および端部として小さい値となった。ひずみは、圧入完了後から徐々にも最大となり、柱中央で約 270μの引張ひずみ、柱端部で減少し、24 時間後には圧入完了時（最大値）の約半分に約 230μの圧縮ひずみが生じた。パネルゾーンおよびベなった。主応力は、柱中央で最大約 74N/mm2 の引張応－77－

図１7 CFT 柱側圧

フジタ技術研究報告 第 45 号

12

柱材試験片の引張強度試験では降伏応力が 355N/mm2、10測定高さ位置（m)力、柱端部で最大約 62N/mm2 の圧縮応力が算出された。
引張強度が 531N/mm2 であったことから、本実験と同様の施工条件においては、CFT 柱に顕著な変形が生じるおそれはないと推測される。DF 下面のコンクリート充填率は、圧入高さが上がると共にわずかに低下する傾向にあり、ひ●柱中央（材軸直交）▲柱中央（材軸）○柱端部（材軸直交）△柱端部（材軸）↓柱頭位置↑↓ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ位置

8↑↓ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ位置64↑↓ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ位置

2とつのパネルゾーンでは、下方の DF 下面よりも上方の↓圧入口位置

0-300

DF 下面の方が若干低下する傾向が見られた。DF 下面の充填率は、最上部に位置する箇所で 96.7%を確保でき、-1500150
ひずみ(μ)

300 -80-40040
主応力(N/mm 2 )80

図１8 圧入時に鋼管に生じたひずみおよび主応力12た。最上部の DF 下面の写真を図２０に示す。

10圧入高さ(m)沈降による隙間も確認されず、良好な充填結果が得られ
柱断面内位置の中央と端部におけるコア供試体の材齢
28 日圧縮強度、ヤング係数および動弾性係数の高さ方向の分布を図２１に示す。コアボーリングした直後にコア供試8642体を目視観察したところ、ひび割れは確認されなかった。

ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ位置0

コア供試体の圧縮強度は、いずれも管理強度を十分上回

9596979899
ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ下面充填率(%)

中央（C）の位置（図９の A 断面参照）における各 DF の上

図 19 DF 下面充填率2下のコア供試体で低下が認められた。ヤング係数でも同動弾性係数kN/mm 2 ) ﾔﾝｸﾞ係数(kN/mm ) 圧縮強度(N/mm )っているが、従来から指摘されるように例えば 5)、柱断面内の様の傾向が見られた。動弾性係数は、DF の上下にて若100

図 20 最上部 DF 下面120110100干の変動が見られるが、空隙やひび割れを示す顕著なも2のではなく、圧縮強度低下との相関性は見られなかった。

§４．まとめ
高強度コンクリートを用いたＣＦＴ圧入工法を対象として、ポンプ圧送性と圧入施工性について検討した結果、以下の知見が得られた。
① ポンプ圧送および圧入施工によって、スランプフローは低下し、空気量は増加した。また、圧縮強度およびヤング係数は低下する傾向にあった。その傾向は、コンクリート強度が低いほど顕著であった。

9080

28D中央(Cの位置)
28D端部(Eの位置)

ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ位置

3634323028

柱脚44

柱頭

42403802468
ｺｱ採取高さ位置(m)1012

図 21 コア供試体の各試験値の高さ方向の分布② 圧送負荷の算定は、実吐出量30m3/h の場合、F36 で3K、F60 で 5K、F80 で 6～7K 程度の管内圧力損失を設定する必要がある。
③ 圧入時の鋼管には、主に水平方向（材軸直交方向）に柱中央で引張、柱端部で圧縮のひずみが生じた。
④ スランプフロー65cm、圧入速度 0.95m/分の条件下で圧入施工の結果、DF 下面の充填率は、最低 96.7％以上確保できた。
⑤ DF の上下のコア供試体で圧縮強度の低下が見られ、

3) 神代泰道,一瀬賢一,都築正則:高強度ｺﾝｸﾘｰﾄのﾎﾟﾝﾌﾟ圧送性に関する実験的研究,ｺﾝｸﾘｰﾄ工学年次論文
集,Vol.28,No.1,pp.1217-1222，2006.
4) 中田善久,大塚秀三,太田達美,和美廣喜:圧入工法によるCFT 柱の充填ｺﾝｸﾘｰﾄの品質に関する文献的検討,ｺﾝｸﾘｰﾄ工学年次論文集,Vol.30,No.2,pp.265-270，2008.
5) 寺西浩司,山田一徳,梶田秀幸：CFT 柱に充填するｺﾝｸﾘｰﾄの収縮挙動に関する実験的研究,ｺﾝｸﾘｰﾄ工学年次論文集,Vol.30,No.2,pp.235-240，2008.

動弾性係数との明確な相関性は確認されなかった。
参考文献

ひ と こ と

1) (社)新都市ﾊｳｼﾞﾝｸﾞ協会:ｺﾝｸﾘｰﾄ充填鋼管(CFT)造技術
基準・同解説の運用及び計算例等 2008.6
2) 杉本勝幸,中村端士,高見錦一,山崎順二,村田隆男,高橋洋:ｺﾝｸﾘｰﾄのﾎﾟﾝﾌﾟ圧送性評価に関する研究(その2.100mField 実験における圧送前後の品質変化),日本建築学会大会学術講演梗概集,pp.921-922,2008.9－78－

当社の高強度コンクリートに関する施工技術力の向上と施工実績増を目標に、精進していきます。
片寄 哲務