フジタ技術研究報告第 47 号 2011 年

高強度コンクリートのポンプ圧送実験
有馬塩田
概義人博之

佐々木仁

*1要近年では、建物の高層化や大スパン化に伴い躯体コンクリートの高強度化が求められている。現場でコンクリートの打設を行う場合には、主にポンプ圧送が用いられるが、ポンプ圧送に先立っては、適切なポンプ圧送能力の算定や機種の選定が必要不可欠である。
高強度コンクリートの場合は、高い圧縮強度を確保するために、特殊なセメント、骨材を使用して作製し、単位セメント量が多く粘性が高いため、品質が良く確実な圧入施工を行なうには、ポンプ圧送性やコンクリート性状に与える圧送の影響について、十分に把握しておく必要がある。
2008 年において、設計基準強度（以下 Fc と表記）36、60、80N/mm2 のコンクリートを用いたポンプ圧送実験を行い、2009 年度フジタ技術研究報告 45 号にて報告を行った。
本報では、さらに Fc100 および 120N/mm2 のコンクリートを用いたポンプ圧送実験を実施し、ポンプ圧送性およびコンクリートの性状に与える圧送の影響について検討した。また本報では、2 つの実験結果を 1 つにまとめ、考察を行った。
以下に検討結果をまとめる。
1） ポンプ圧送によって、コンクリートのスランプフローは低下し、空気量は増加した。それらの変動率は強度が低いコンクリートの方が大きくなる傾向にあった。
2） 圧送による圧縮強度およびヤング係数への影響はほとんどなかった。
3） 圧送負荷の算定は、実吐出量 30m3/h の場合、Fc100 では 6～7K、Fc120 では 13～14K となり、強度の上昇により大きくなった。

Pumping tests with High-strength Concrete to investigate variations inquality of the pumped concrete
Abstract
Recently increased demand for high rise buildings and long span structures
has led to a greater demand for increased strength in concrete.
Before casting the concrete using a concrete placer pump, it is essential toselect the concrete placer pump model and to calculate the appropriate pumping
capacity. In order to ensure a high compressive strength, high–strength concrete is
fabricated using a special cement, aggregate, and a large amount cement to make theconcrete highly viscous. Therefore, it is necessary to understand the effects ofchanging the ratio of materials in order to create consistent, pumpable concrete.
In 2008, pumping tests of concrete with the strength design criteria (below referredto as Fc) 36,60,80 N/mm2 were undertaken, and reported by Fujita Technical Report
No. 45 in 2009.In this report, Pumping tests that used high-strength concrete of Fc100,
120 were carried out. The following results were obtained ;1) With delivery by pumping, the slump flow decreases, and air content increases.
The volatility tends to be more significant low strength concrete.
2) Effect on compressive strength and modulus in pumping was little.
3) The pumping pressure loss should be assumed to be 6〜7K in Fc100,13〜14K in
Fc120. The pumping load increases with increasing concrete strength.

キーワード：

ポンプ圧送 高強度コンクリート＊１ 首都圏支社 建築技術部

コンクリート性状 管内圧力
圧力損失－45－フジタ技術研究報告 第 47 号

§１．はじめに

表 1 使用材料
材 料

近年の建物高層化や大スパン化に伴い、躯体コンクリ

種 類

結合材(B)

産地

ｼﾘｶﾌｭｰﾑ混入ｾﾒﾝﾄ
砕砂砕石(2005)
上水道水
高性能減水剤

膨張材
収縮低減剤

石灰系膨張材ﾎﾟﾘｴｰﾃﾙ誘導体

セメント量が多く、粘性が普通コンクリートに比べて高いことも高強度コンクリートの特徴でもある。

密度3.19g/cm

33

単位量 (kg/m )W/B(%)

WB

SG

混和剤 膨張材 収縮低減剤

100
120

17.6
14155
155

856
1087

606
471

822
822

23.7
32.6

画を行う高強度コンクリートにおいては、ポンプ圧送性や2525

合成繊維(kg/m 3 )551.821.82

表 3 試験項目と試験方法

コンクリート性状に与える圧送の影響について十分に把握しておく必要がある。

における高強度コンクリートのポンプ圧送実験の結果を報-

Fc

種の算定を行わなくてはならない。特に、特殊な配合計

設計基準強度（以下 Fc と呼ぶ）36N/mm2～120N/mm2

茨城県桜川市 表乾密度2.59g/cm
3
茨城県桜川市 表乾密度2.65g/cm-(N/mm2)場合には、事前に適切な圧送計画を立て、ポンプ車や機本報では 2008 年および 2010 年に行ったコンクリート

3

表 2 コンクリートの計画調合

現場においてコンクリートを打設する場合は、主にポンプ圧送が用いられる。ポンプ圧送による打設を計画する

密度3.08g/cm

3

細骨材(S)
粗骨材(G)
トの作製においては、高い強度発現を可能にするために 練混ぜ水(W)
特殊なセメント、骨材を用いて作製する。その配合計画上、 混和剤ートの高強度化が求められている。また高強度コンクリー

備考

-

試験項目

出荷
荷卸し
合成繊維 合成繊維
荷卸し時
筒先投入前
投入後○○○○○○○○○○○○○○○○○○○○○○（28Ｄ） ○（28Ｄ）

試験方法

スランプフローJIS A 1150
空気量JIS A 1128
コンクリー温度JIS A 1156
塩化物量JIS A 1144
単位水量
ZKT-210硬化
圧縮強度（標準7Ｄ,28Ｄ,91Ｄ） JIS A 1108
コンクリート ヤング係数（1/3割線弾性係数） JIS A 1149
フレッシュ
コンクリート

告する。
また本実験では、圧送性を計測するとともに、圧送前後での供試体の性状を計測することで、ポンプ圧送がコンク ベント管

18.5 m33.5 m

リートに与える影響について考察した。
なお、本報に示す諸条件は 2010 年における実験のものであり、2008 年における実験（Fc36、60、80N/mm2、P4

P2

9.5m

24.5 m

標準管

高圧管

P3

フレキシブルホース
計量マス

ここで本報では、コンクリートの種別については、JASS5表 4 ポンプ車仕様
コンクリート強度仕様
高圧仕様時
最大理論吐出量
コンクリートシリンダー径×ストローク長2.1 コンクリートの概要
Fc100、120N/mm2（以下、Fc100、120 と呼ぶ）のコンクリートの使用材料および計画調合を表 1 および表 2 に示す。 コンクリートの試験項目と試験方法を表 3 に示す。
フレッシュコンクリートは、出荷前、荷卸し時および圧送終了後に筒先よりそれぞれ試料を採取して、フレッシュ性状

16.5 m 17.1 m

図 1 配管および圧力計配置図

コンクリートと定義している。特に、Fc60N/mm2 以上のコ§２．実験概要

ベント管ポンプ車

アジテータ車P7P8P1の定義に従い、Fc36N/mm2 以上のコンクリートを高強度
ンクリートは超高強度コンクリートと呼ぶ。

P5

管変更位置

以下 Fc36、60、80 と呼ぶ）は 2009 年フジタ技術研究報
告 第 45 号 1)に記載のため、実験結果のみ記載する。

P6

Fc36,60,80
ピストン式超高圧仕様車

Fc100,120
ピストン式超高圧仕様車

11.9MPa

14.5MPa

φ205×1600mm

φ215×2000mm

表 5 ポンプ圧送実験測定項目
測定項目
理論吐出圧力管内圧力
管内圧力損失ストローク数
実吐出量
理論吐出量
容積効率

単位
MPa
MPakPa/m回/分
m3/ｈm3/ｈ％

測定方法
主油圧×シリンダ面積比（0.4）
フラッシュダイヤフラム型圧力計の数値を動ひずみ計で計測（隣接する圧力計間の圧力差）/（圧力計間距離）10ストロークに要する時間（10ストローク分の充填高さ）/（要する時間）(ポンプ車のコンクリートシリンダ容積)×（単位時間当たりのストローク回数）（実吐出量）/（理論吐出量）×100

試験および圧縮試験用供試体の作成を行い、圧送によるコンクリート性状への影響を確認した。供試体の養生は2.2 ポンプ圧送概要20℃・60％RH の恒温室での標準養生とし、圧縮試験は各実験における配管および圧力測定計配置図を図 1

材齢 7、28、91 日で実施し、ヤング係数については 28 日に、実験に使用したアジテータ車の仕様を表 4 に示す。に計測した。

ポンプ車は、ピストン式超高圧仕様車（高圧仕様時最大理論と吐出圧力 14.5MPa、コンクリートシリンダー径×ス

なお、合成繊維は出荷時に工場で混入させている。

トローク長φ215mm×2000mm）を用いた。また、ポンプ－46－高強度コンクリートのポンプ圧送実験

圧送実験の測定項目を表 5 に示す。ポンプ圧送実験は802008 年と同様に 6 月に実施した。

Fc3670
圧送後ｽﾗﾝﾌﾟﾌﾛｰ(cm)

圧送速度は 20、30、40m3/h の 3 水準とし、アジテータ車 1 台（4.2m3）の中で 3 段階に変化させ、それぞれの調合で測定を行った。配管長は約 125m とし、125A 高圧管と標準管を併用した。図 1 中の▲に示す位置で管の切替えを行っている。ポンプ圧送時の管内圧力は、圧力計を用いて計 8 箇所（P1～P8）で測定を行った。

×0.9

Fc60
×0.8Fc8060Fc100
Fc120

50×0.6403020§３．物性試験結果

203040506070
荷卸し時ｽﾗﾝﾌﾟﾌﾛｰ(cm)80

図 2 スランプフローの圧送後の変化

3.1 フレッシュコンクリートの性状×2.0 ×1.56

スランプフローの圧送前後における変化を図 2 に示す。
また、空気量の圧送前後における変化を図 3 に示す。図52 より、スランプフローは試験までの経時変化の影響も含4圧送後空気量(％)

まれるが、圧送後の筒先で低下を示した。Fc80 以上では約 10％の低下であったが、Fc60 では約 20％、Fc36 で約 40％の低下となり、強度が低いものほどスランプフローの低下率が大きくなった。また図 3 より、空気量はスランプ

3
Fc36
Fc60
Fc80
Fc100
Fc120

2

フローの低下とは逆に圧送後は増加の傾向があり、概ね11.5～2 倍の増加量を示した。空気量の増加率は、強度0が低いもののほうがやや大きくなる傾向が見られた。

0圧送後ではスランプフローは低下するが、空気量はや

12345
荷卸し時空気量(％)

6

図 3 空気量の圧送後の変化や増加するという傾向は既往の研究 2)によっても指摘され

×1.1250
圧送後 圧縮強度（N/mm2）ている傾向であり、本実験においても同様の傾向が見られた。
なお荷卸時の試験は、Fc36～80 で各調合とも出荷から 30 分後に実施した。Fc100 は注水から 92 分後、Fc120 は注水から 109 分後に実施した。また圧送後の試
験は、Fc36 および Fc60 は荷卸から約 30 分後、Fc80 は約 50 分後、Fc100 および Fc120 はともに約 45 分後に実施した。

×0.9

Fc36
Fc60
Fc80
Fc100
Fc12020015010050003.2 硬化コンクリートの性状
圧縮強度の圧送前後における変化を図 4 に、ヤング50100150200250
荷卸し時 圧縮強度（N/mm2）

図 4 圧縮強度の圧送後の変化係数の圧送前後における変化を図 5 に示す。

6圧送後 ヤング強度（×104 N/mm2）

圧送後の筒先から採取した供試体の圧縮強度およびヤング係数はともに圧送前後では概ね同等であったが、最大で 10％程度低下するものも見られた。この低下はポンプ圧送による空気量の増加が原因であると考えられる。
圧縮強度とヤング係数の関係を図 6 に示す。図中に示す曲線は Fc36 以上に対応した RC 規準式 3）4）である。圧送前後で圧縮強度とヤング係数との関係に大きな変化は見られなかった。圧縮強度が大きくなるとヤング係数も大きく

4×0.932100なる発現性を示した。RC 規準の評価式に対して、＋10%×0.95

Fc36
Fc60
Fc80
Fc100
Fc1205123456荷卸し時 ヤング強度（×10 4 N/mm2）～－25％の範囲内であった。

図 5 ヤング係数の圧送後の変化－47－フジタ技術研究報告 第 47 号

×1.1

§４．ポンプ圧送実験結果

5.04.5ヤング係数（×10 N/mm2）

4. 1 管内圧力波形

×0.75
4.04

Fc100 および Fc120 のコンクリート圧送時の管内圧力波形を図 7 に示す。管内圧力波形については、設定吐出量が最も大きい設定吐出量 40m3/h での波形を示す。図7 に示す凡例は、図 1 に示す圧力計に対応している。１ス
トロークの管内圧力変動は、Fc100 および 120 ともに同様

3.53.0RC基準式
Fc36（圧送後）
Fc60（圧送後）
Fc80（圧送後）
Fc100,Fc120（圧送後）2.5Fc36（荷卸時）
Fc60（荷卸時）
Fc80（荷卸時）
Fc100,Fc120（荷卸時）

2.050の傾向を示し、ピストンの前進とともに立ち上がりの圧力80変動が大きく、その後は緩やかに上昇し、ピークでは大き110140170200
圧縮強度（N/mm2）

図 6 圧縮強度-ヤング係数関係な変動もなく定常状態を示した。配管根元に近いほど立15管内圧力（MPa）ち上がりの圧力勾配は急となった。また、強度が大きいほど管内の圧力は大きくなった。なお管内圧力波形は、小さい設定吐出量でも同様の傾向を示した。
4. 2 実吐出量と容積効率
実吐出量と容積効率の関係を図 8 に示す。実吐出量は、10 ストローク分の計測マスの充填量を 10 ストロークに要し

129P1P2P3P4P5P7P6P8630た時間で除することで算出した。容積率は、実吐出量と理0510論吐出量との比率である。Fc36 から Fc80 においては、

1520経過時間（秒）2530

図 7(a) Fc100

実吐出量が大きくなると、容積効率も上昇する傾向にあっ15た。しかし Fc100 および Fｃ120 では、それとは逆に、実管内圧力（MPa）吐出量を大きくすると、容積効率は減少する傾向にあった。これは、より強度の高いコンクリートとするため、セメント量が多く必要となり、粘性が高いため、ポンプ車のコンクリートシリンダーへの吸引量が低下してしまうことが要因ではないかと考えられる。

P112P2P39P4P56P7P6P8304.3 管内圧力分布0510

Fc100 および FC120 の管内圧力分布を図 9 に示す。

1520経過時間（秒）2530

図 7(b) Fc120
図 7 管内圧力波形

ここに示す管内圧力は、1 ストローク間のほぼフラットなピークのうち最大値を用いて、各圧力計および設定吐出量ごと（設定吐出量 40m3/h の場合）に安定した 5 ストローク分を採取し、その平均値として求めた値である。図 9 より管内圧力は、コンクリートの強度が高く、100設定吐出量が大きいほど増加した。また、配管根元で最も大きくなり、概ね直線的に減少した。配管条件は異なるが、

90

Fc36 から Fc80 の実験時に計測した管内圧力分布の傾向
容積効率(%)と同様の傾向を示した。
4.4 実吐出量と理論吐出圧力実吐出量と理論吐出圧力の関係を図 10 に示す。ポ80
Fc36
Fc60
Fc80
Fc100
Fc12070

ンプ車の理論吐出圧力は、主油圧とシリンダー面積比（=（主油圧シリンダー内径）2/（コンクリートシリン60ダー内径）2）の積により求めた。図中の点線および0実線は、理論吐出量と理論吐出圧力の関係によって示される実験に使用したポンプ車の性能曲線である。理102030
実吐出量(m 3 /h)40

図 8 実吐出量-容積効率関係－48－50高強度コンクリートのポンプ圧送実験

論吐出圧力は、実吐出量が大きくなるに伴って高くなり、

16Fc100(20m3/h)
Fc100(30m3/h)
Fc100(40m3/h)
Fc120（20m3/h）
Fc120（30m3/h）
Fc120(40m3/h）

P1

強度が高いものほど、より圧力の増加が顕著である。
Fc100 では、実吐出量 35m3/h 程度までならば、本実験

P2P312で使用したポンプ車であれば、標準仕様で圧送可能であP4管内圧力(MPa)ることがわかった。Fc120 では、実吐出量が 25m3/h を超える場合は高圧仕様とする必要がある。特に、実吐出量 30m3/h では、ポンプ車性能の限界に近いことがわかった。

8P5P6 P74

Fc80 においても、実吐出量 30ｍ3/h 程度でポンプ車性P80能の限界に近い値となっていた。

0255075100125
配管実長(m)

図 9 管内圧力分布4.5 実吐出量と管内圧力損失

16実吐出量と管内圧力損失の関係を図 11 に示す。図中

Fc36
Fc60

14
理論吐出圧力(MPa)に、「コンクリートポンプ工法施工指針・同解説」5)の解説に示されたスランプ 21cm の普通コンクリートにおける実吐出量と管内圧力損失の関係を表す「K」を比較のため示す。
管内圧力損失は、平均的な値を算出するために水平直高圧仕様

11.912Fc801086標準仕様

5.24

管部の P3-P6 間の管内圧力差を圧力計間距離で除して2求めた。管内圧力損失は、一様にコンクリートの強度が550高く、設定吐出量が大きいほど増加した。強度の高いコ020ンクリートのほうが圧力損失の増加率も大きくなった。
また管内圧力損失は、配管根元に近いベント管で最も大16きく、水平管中央部で最も小さくなった。

14理論吐出圧力(MPa)

実吐出量 30m3/h の場合では、Fc36 で 3K、Fc60 で5K、Fc80 および Fc100 で 6～7K、Fc120 で 13～14K程度の管内圧力損失を設定する必要があった。
強度が大きいコンクリートでは、十分な圧送負荷を考慮し、ポンプ車の選定を行わなくてはならない。

408.58標準仕様

642860のポンプ圧送実験により得られた知見を、以下にまとめ
1） ポンプ圧送の前後にコンクリートを採取し、スラン

60
80 100
実吐出量(m3 /h)

12014017K16K
15K
14K13K

Fc36
Fc60
Fc80
Fc100
Fc120120
管内圧力損失(kPa/m)

2） ポンプ圧送前後のコンクリートを採取し、圧縮試験

40150る。

ど変化率は顕著であった。

20135

図 10(b)Fc100～Fc120
図 10 実吐出量-理論吐出圧力関係験を行った。本実験および 2008 年に行った Fc36～80る傾向となった。それらの値は、強度が低いものほ

140

Fc100
Fc120

高圧仕様

10Fc100 および Fc120 のコンクリートのポンプ圧送実120

図 10(a)Fc36～Fc80
14.50

スランプフローは低下するが、空気量はやや増加す

6080100
実吐出量(m3/h)

12§5．まとめ

プフロー試験および空気量試験を行った。その結果、10412K
11K
10K9K8K7K6K5K4K3K2KK906030の供試体を作成した。コンクリートの圧縮強度およびヤング係数の値は、圧送による影響はほとんどな
く、圧送前後の供試体で同程度の値を示した。

010203040
実吐出量(m 3 /h)

図 11 実吐出量-管内圧力損失関係

3） ポンプ圧送実験により、Fc100 以上となるような高強－49－50

フジタ技術研究報告 第 47 号

度コンクリートの場合、吐出量を大きくすると、実績効率が減少する傾向となった。これは高強度コンクリー
トの配合の性質上、セメント量が多くなるため、粘性が大きくなり、ポンプ車のコンクリートシリンダーへの吸引量が減少してしまうことが要因であると考えられる。
4） 本実験で使用したポンプ車を用いる場合、Fc100 な
らば標準仕様で圧送可能である。Fc120 では実吐出量 25m3/h 以上の場合は、高圧仕様とすれば圧送可能であるが、実吐出量 30m3/h となると、ポンプ車性能の限界に近い値となった。Fc80 の場合も、高圧仕様で実吐出量 30m3/h の時、ポンプ車の限界に近い値となった。
5） 圧送負荷の検討においては、強度が大きくなるほど大きくなった。実吐出量 30m3/ｈの場合、Fc100 は 6～7K、Fc120 は 13～14K 程度の管内圧力損失を設定する必要がある。強度が大きいコンクリートは十分な圧送負荷を考慮し、ポンプ車の選定を行わなくてはならない。
参考文献
1)片寄哲務,西田浩和ほか 3 名；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,フジタ技術研究報告第45 号,ｐｐ73-78.
2)神代泰道,一瀬賢一,都築正則；高強度コンクリートのポンプ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,Vol28,No.1.pp.1217-1222,2006
3)国土交通省建築研究所；鉄筋コンクリート造建物の超軽量化・超高層化技術の開発,建築研究報告 No139,2001.02
4)日本建築学会；鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説 2010,2010
年第 8 版
5)日本建築学会；コンクリートポンプ工法施工指針・同解説,2009
年第 4 版

ひ と こ と
今後も、施工性の向上や品質確保について、技術面からのサポートをしていきた
いと思っております。

有馬 義人－50－