JPS6159452B2 - - Google Patents
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Description
本発明は塑性流体の流動性測定方法及びその装
置の創案に係り、窯炉設備のような耐火物をも含
む各種建築又は構築物及びそれらに用いられる部
材を得るためのセメントペースト、モルタル、コ
ンクリート、石膏モルタルのような水硬性物質に
よる塑性流体、或いはプラスチツクコンクリート
又は粘土、ヘドロその他の土質性塑性流体の如き
液体に固体粉末又は粒子或いは非可溶性粉粒の混
合された流体(以下これらを総称して塑性流体と
いう)についての抵抗体の存在し又は存在しない
抵抗作用を有する通路空間に対する注入、流動又
は充填(以下これらを総称して流動という)時に
おける相対的な定量流動性を測定する方法および
その装置を提供しようとするものである。 セメントや石膏又は粘土質その他の耐火性物質
を利用して窯炉設備のような耐火施設をも含む各
種建築又は構築物およびそれらに用いられる建材
その他の部材を製造し、或いはその構築乃至施工
をなすに当り、前記したうな塑性流体を少くとも
鉄筋材が配装され、或いは屈曲又は狭搾した通路
構成をなし、又粗骨材その他の配装部材が抵抗体
として充填若くは配設された条件下にある流体通
路空間に流動注入又は充填せしめることは従来か
ら種々に実施されているところであり、又このよ
うな流動(流入、充填を含む)時における該塑性
流体の流動性を解明することついての流動理論に
関しても従来から種々の学説、理論乃至研究が発
表、提案されている。然しこのような従来の理論
や研究発表によつても上記したような塑性流体の
実地的な上述した如き流動特性に関しては未だ的
確な解明が得られるに到つていない。 即ち上記したような従来の理論乃至研究発表に
よると上述した流動性の基本である粘度係数の決
定に当つて、殆んど廻転粘度計が用いられ、この
廻転粘度計による粘度係数でその理論が展開され
ている。然し本発明者等がこのような塑性流体に
ついて斯かる廻転粘度計の如きによる粘度係数そ
の他に基き多くの実地的且つ仔細な検討と研究、
推考を重ねた結果、斯かる従来の廻転粘度計等に
よる塑性流体の測定が妥当性を有することに関し
大きな疑義を懐かざるを得ないこととなつた。蓋
しこのような流体の流動性を解明するものとして
各種文献に発表されたものの中最も合理的と認ら
れるものはニユートン流体が不規則粒子間を流動
する際の流動性に関してストークスの理論より不
規則粒子の比表面積(Sm)を計算する工業式と
して下式が提案されている。 Sm={△Pgc/3μNξULbρp2 −ε3/(1−ε)2}〓 ……(A-1) 但し上式において、 △P(g/cm2):圧力差 gc(g・m/g・sec2):単位換算係数 Lb=Lcm:注入距離 U(cm/sec):空塔速度 ε:充填不規則粒子の空隙率 ξ:不規則粒子の充填係数 ρp(g/cm3):充填粒子の比重 然して上式を用い、ニユートン流体粘度(μN
(g/cm・sec)を求めると次のA―2式が得られ
る。 μN=△Pgc/LbU ε3/3Sm2ξρp2(
1−ε)2……(A-2) ところで上式における単位はg/cm・sec= g/cm2×g・cm/g・sec2/1/secとなり、
この単位構成は下 記のニユートン流体の粘性式である(A―3)式
の単位構成と全く同様である。 μN=τyz(g/cm2)gc(g・cm/g・sec2)
/eyz(1/sec) =(g/cm・sec) ……(A-3) 但し上式で τyz(g/cm2):剪断応力 eyz(1/sec):剪断速度 又上記した(A―2)式より実績不規則粒子項
を、K(1/cm2)としてまとめると次の(B―
2)式が得られる。 K(1/cm2)=3Sm2ξρp2(1−ε)2
……(B-2) 次にニユートン流体の粘度μNを一般粘度ηと
し、△Pを1cm当りの圧力Pg/cm2とすると、
Lbは1cmとなり、上記(A―2)式は次の(B
―3)式に書き改めることができる。 η=P・gc・ε3/1・U・K=Pgcε3/U
K(g/cm・sec)……(B -3) 即ち剪断応力項τyzはP・gc・ε3と対応
し、剪断速度項eyzはUKと対応する。 而して第1図は非ニユートン流体であるメチル
セルローズ1%水溶液を径17mmの硝子球と4号、
5号および6号の各砕石間を流動させたときの速
度と圧力との関係を示す曲線を点線で示し、又廻
転粘度計による流動曲線を実線で示すものである
が、上記した(B―3)式を使用して求められた
各測定点はすべて実質的に廻転速度計による流動
曲線と合致し、上記のようにeyz=UKたるこ
とが確認された。なおこのような結果よりしてK
の値はSm(比表面積)が判明すれば計算でき、
又メチルセルローズの如き非ニユートン流体を使
用しても逆に比表面積(Sm)を求めることもで
きる。 そこで更に検討を進め、次の5種類の流体を準
備した。 メチルセルローズ 1%水溶液 フライアツシユ 50%水溶液 セメント 37%水溶液(セメントペースト) セメント 45%水溶液(セメントペースト) セメント:砂(以下C/Sという)が1:1
で水:セメント(以下W/Cという)が47%の
セメントモルタル 即ち,は上記のように非ニユートン流体で
あり、〜は何れもビンガム流体(又は非ビン
ガム流体)に属するものである。然して上記4種
類の流体を、15〜25mmの砕石が径10cm、長さ50cm
の円筒中同じ密度で充填せしめたものに対して速
度を変化させて注入し、このときの速度と圧力を
測定し、更にこのときの各流体について廻転速度
計により測定した。これらの結果をグラフ化した
ものが第2図であつて、この第2図では左側縦軸
に剪断速度e又はUKを採り、又下側横軸に剪
断応力τ及びPgcε3、右側縦軸に注入速度U
を採り、更に上側横軸にP(g/cm2)を採つたが
何れも正の比例関係をなし、又数値もすべて対応
し、上記(B―1)式と(A―3)式が対応して
いる。然して実線で廻転粘度計の測定値を示し、
又点線で上記不規則粒子間における流動曲線を採
つたが、非ニユートン流体であるメチルセルロー
ズ1%溶液は回転粘度計によるもの〜と不規
則粒子間の点線流動曲線′〜′が殆んど一致廻
転粘度計による粘性が定量的に採用し得ることが
判明したが、流体、流体および流体の場合
にはその実線流動曲線〜,〜および〜
と点線流動曲線′〜′,′〜′および′
〜′とが何れも著しく離間し異なつた様相を示
し、挙動が全然異つていて、それらの実線曲線を
以て点線曲線の様相を推定予測するようなことは
全く不可能である。なお〜曲線と′〜′曲
線の場合においては或る程度接近し又数値的には
離れていても流体の場合に近い様相を示してい
るが、これはフライアツシユの性状に起因するも
ので、該粒子が球形に近いこと又水・フライアツ
シユ比が大きいためであると考えられる。何れに
してもこのような本発明者等による一連の仔細な
実験検討結果によるならば上記したような建築又
は構築目的に使用されるセメントや粘土類、石膏
類の如きを利用した水・粉体比の小さい高濃度塑
性流体においてその流動特性を解明するために既
述したような従来の廻転粘度計により流体の粘度
を測定し(A―1)式の如きを利用して定量的な
実地的に措信し得る測定値を得ることが不可能で
あることが判明した。 なお、上記のように従来の理論又は測定手段に
よる測定が実地的に措信し得るものとならない原
因としては上記したような塑性流体の場合におい
て液体と固体との間のシグマー(Σ)効果(粒子
成分が通路の中心に集まり、又は粘度の低いもの
が通路の周側部に富化される現象)又はラミネー
シヨン不規則粒子間を塑性流体が流動する際に発
生する通路狭小化現象の如きが考えられ、これら
の現象に関して上記した従来の理論乃至手法にお
いては適切な考慮がなされていないことによるも
のと認められる。殊に上記したようなコンクリー
ト製品やコンクリート構造体或いは耐火構造体を
得る場合において、砂利のような粗骨材又は粗粒
耐火材粒子を予め組織内に配列、充填した条件下
において塑性流体をその間に流動注入するプレパ
ツクド工法を採用することが粗骨材等を合理的に
配装することを可能ならしめて製品又は組織の機
械的強度及び耐熱強度の如きを向上し、しかも経
済的なセメント等の使用量によつて斯かる有利な
強度をもたらす所以であるところこのようなプレ
パツクド工法による場合においてはその予め充填
された粗骨材がそれら粒子間において複雑な抵抗
組織空間を形成したものとなり、斯様な複雑な抵
抗体空間に対して上記ようなモルタル又はペース
トの如き複雑な流動特性を示す塑性流体を注入充
填することとなるので上記したような廻転粘度計
の如きによる測定結果では全く予想し得ない結果
が頻繁に発生する。 本発明は前記したような実情に鑑み検討を重ね
て創案されたものであり、即ち本発明においては
このような塑性流体の流動性を上記したような流
路因子と流体因子の2因子間において相対的に解
明することにより、単に当該流体の定性的な傾向
とは異つた実地操業に直ちに具体的な指標として
採用し得る定量的なデータとして施工現場の如き
においても簡易且つ的確に求めることのできる手
法を確立した。蓋し斯様な本発明についてより具
体的に説明すると、セメントペースト又はモルタ
ル、石膏モルタル等のこの種塑性流体は圧力が作
用することによつて直ちに流動現象を生ずるもの
ではなくて、該圧力がそれぞれの流体毎の特定の
値以上となることにより始めて流動を開始する所
謂ビンガム(Bingham)流体であり、斯様なビン
ガム流体においてはその流動開始時における圧力
条件を解明することが重要であり、斯かる流動開
始時の圧力を初期剪断応力降伏値と理解すること
ができる。又このような流動開始以後における流
動に関してもその様相は種々に異るものであつ
て、これを流動粘度係数として理解し得る。更に
このような塑性流体を前記したような流路中に通
入させた場合においてその通入量及び経時的に閉
塞状態が発生し、その流通性が変化するものであ
つて、これを閉塞性係数として理解することが可
能である。しかも本発明においてはこのような初
期剪断応力降伏値、流動性粘度係数及び閉塞性係
数を単にそのような傾向として定性的に理解する
ことなしに、これを当該塑性流体とそれが導入さ
れる流路条件との間における相対的な定量値とし
て把握しようとするものであつて、このような相
対初期剪断応力、相対流動粘度係数および相対閉
塞性係数の3要素によりこの種塑性流体の流動性
を解明することに本発明の特質性がある。 上記したような本発明の3要素について更に仔
細を述べるならば、これら3要素の中で初期剪断
応力降伏値と流動粘度係数に関しては従来からそ
の抵抗体の項を一般化し、単なる流体固有の定性
的な性質として単に粘度又は粘性或いは初期剪断
応力降伏値の概念で取扱われているものである
が、これらを上記したように相対初期剪断応力降
伏値と相対流動粘係数として取扱うことに特質が
ある。又相対閉塞性係数については本出願人等に
よつて嚢に一部提案されたところである(昭和51
年特許願第7132号)がこの先願の場合においては
通路の大きさと粒体粒子の大きさ、比重差による
沈降堆積、粒子間の吸着による通路狭小化を対称
としたものであるに対し、本発明による場合には
それらの外に速度項や圧力項の如きをも大きく影
響することを確認し、これらのものをも含めて相
対閉塞性係数とするものであつて、前記先願をも
含め本発明者等による全く新しい概念であること
が明かである。 然してこのような本発明における3要素につい
ての測定に関して本発明者等は仔細な検討を重
ね、従来存しない新しい機構として第3図に示す
ような測定機構を提案した。即ちこの第3図のも
のは上記したような各測定をなすための最も基礎
的な構成であつて、投入口部体1、連結部体2お
よび充填部体3の3部体によつて構成され、これ
らの部体1,2,3は何れも断面円形又は角形の
如き管状体であつて、連結部体2を底辺とし、そ
の両側上方に形成された開口部に投入口部体1と
流動抵抗通路たる充填部体3とが夫々連結締着さ
れている。この第3図のものの場合投入口部体1
は同時に流体を流動させるための圧力条件形成機
構を兼ね、即ち充分なヘツド差を採り得る高さを
有している。なお、この場合において充填部体3
の内径は投入口部体1及び連結部体2の内径と等
しいか或いはそれらの何れよりも小さいものとす
べきであり、又連結部体2においてはその底部両
側に図示されるような若干の凹部4,4を形成し
ておくことが好ましい。充填部体3には上下に網
材5の如きが張設され、これら網材の間に適当な
粒子部体が骨材6として充填される。 但しこの第3図の構成は場合によつては連結部
体を省略して2部体としてよく、更には単一部体
で形成してもこの図示と同じ関係が得られるなら
ば勿論よい。又その骨材6を充填する部分は場合
によつては水平状をなす底辺部に設置してもよい
わけであり、このような方法に従い、しかも後に
詳述するような測定操作を円滑に実施し得るよう
に設計された測定装置の1例は別に第4図〜第6
図又は第7図の如きに示されている。蓋しまずそ
の第4,5図に示すものにおいては目盛11を施
した投入口部体1に対して網材5,5を両側に張
設し骨材を充填するようにされた充填部体13を
中間部に組込んだ連結部体2が連結され、該連結
部体2の他側にはオーバーフロー部体7が連結さ
れたものであつて、斯様な全機構は機台8上に取
付けられ、又オーバーフロー部体7の取付けられ
た側には別にコツク15を有する取出口12が形
成されていて試験測定後に内部に残つた塑性流体
を取出し得るように成つている。又オーバーフロ
ー部体7の上部にはハンドル14を以て操作され
る蓋部体9が設けられていて適宜にオーバーフロ
ー口を閉塞することができるようにされている
が、更にこのようなオーバーフロー口の周側下部
には導出樋17を有する受部体18が環設されて
いて溢出した塑性流体を受け側方に導出するよう
になつており、投入口部体1及びオーバーフロー
部体7は夫々ワンタツチ的な操作で解脱又は緊締
される緊締手段19で連結されているものであ
る。機台8にはスライド部16が第5図に示すよ
うに対設され、このスライド部16にそつて前記
のような連結部体2,2の一方を摺動させること
により既述した充填部体13の交換又は清掃を適
宜に実施することができ、又場合によつてはオー
バーフロー部体7を取外して一方の連結部体2の
上部開口部から溢出させるようにし、この場合に
おいては機台8上の案内杆20,20にそつて上
記したようなハンドル14で開閉操作される蓋部
体9を降下させて実施するものである。充填部体
13の交換に当つては同じ長さのものにおいてそ
の充填骨材6を更新又は変更する外、場合によつ
ては長さを異にした円筒状充填部体13を連結部
体2,2の何れか一方又は双方をスライド部16
にそつてスライド設定し組込み得る。 上記したような第4,5図のものに対して第6
図にはその1部が変形されたものを示している。
即ち第6図においては第4,5図における投入口
部体1に対して更にその流動のための圧力形成手
段として加圧機構21が附設されたものであつ
て、空気圧力タンク21からの配管22が導かれ
た加圧筒23が投入口部体1の頂部に添設され
る。蓋し第3〜5図に示したような構成のものに
おいてその後述するようなヘツド差を充分に採る
ためには投入口部体1を充分に長大とすることが
必要であり、実地的な取扱いが必ずしも好ましい
ものとならない。この第6図に示すように加圧機
構として空気圧力を利用することにより、ヘツド
差による圧力が適宜にその空気圧を以て代用させ
ることとなり、コンパクトな機構と操作により第
4〜5図のものと同様な測定を特にそのヘツド差
の大きい条件下で円滑に達成し得る。 上記したような第3〜6図のものは何れにして
も調整された塑性流体を分取して投入することが
必要なものであつたのに対し、第7図にはその必
要なしに測定をなし得るようにされた構成が示さ
れている。即ちこの第7図の場合には本発明によ
る測定装置が上記のような塑性流体を調整するた
めのミキサーに配設されたものであつて、ミキサ
ー30にはバルブ24を介して上記したような装
入口部体1に相当する筒体31と充填部体33が
取付けられるものであり、その筒体31には第6
図の場合に従い圧力機構21が取付けられる。充
填部体33部分には操作シリンダー25で操作さ
れる蓋9及びオーバーフローした塑性流体を導く
樋17が取付けられることは第4,5図の場合と
同じであるが、上記筒体31の底部には差圧発信
器26が設けられていて該部分における圧力条件
を検知発信せしめ、このような発信器26は後述
するような自動的な注入制御作動につながるもの
である。なお測定後において装置内におけるモル
タルその他の塑性流体が附着残留し固結すること
を防ぐため水配管27がバルブ28を介して底部
に導かれ測定後に装置内を清掃し得るようになつ
ている。 なお上記したような第3〜7図に示すものは骨
材の充填された流動抵抗通路の下方に対してヘツ
ド差及び空気圧を利用した圧力条件形成機構を設
け、この圧力条件形成機構に対して更に装入口を
形成するに当つてL型又はU型に屈曲した構成を
採つたものであるが、このような構成関係は場合
によつては直線状としてそれらの各機構を配設
し、全体を1本の棒状としてよいことは固よりで
あり、このように1本の棒状とすることは本発明
による測定装置の構成を単純化すると共に特に高
粘度の塑性流体に対して利用するに好ましい機構
を得しめる。このような1本の棒状とする場合に
おいて流動抵抗通路に対し装入口及び圧力条件形
成機構はその下方に列設されるだけでなしに、場
合によつては上方に列設するようにしてもよい。 上記したような測定機構による測定操作につい
て説明すると、充填部体3又は13,33には実
際に製品を得るための粗骨材又はモデル骨材がそ
の骨材6として充填され、その充填長さは代表的
に第3図において示されるLである。斯うして準
備されたのに対してはその投入口部体1又は筒体
31部分からセメントペース分はモルタルのよう
な塑性流体が投入されるわけであり、斯うして投
入された塑性流体は矢印の如く流動し骨材6間を
経てオーバフローせしめられるからこの時点で注
入を停止し、投入口部体1内における塑性流体液
面は次第に低下し、オーバフロー口7との間に一
定のヘツド差H1を以て静止する。即ちこのヘツ
ド差H1は上記したような充填部体の骨材又はそ
の流路条件下において相対的に求められる相対初
期剪断応力によるものであり、これをそのヘツド
差(cm)又はg/cm2の値を以て測定することがで
きる。又このような測定に続いて上記のようなオ
ーバフロー口7を蓋又は栓を以て閉塞し、投入口
部体1に対し第3図に示すlの高さを採るように
所定量の同じ塑性流体を投入してヘツド差による
圧力を形成し、この投入後に蓋(又は栓)を取外
しオーバーフローさせる。このようなオーバフロ
ー時において予め定められた第3図のl1,l2,l3
……lo(各cm)の各位置を塑性流体表面が通過
して低下する時間t1,t2,t3……to(各sec)を
計測し、斯うして得られるl1〜l3〜loの各距離と
t1〜t3〜toの時間を求める。今l1,l2,l3の各距離
が同じであつても上記のように計測されるt1,
t2,t3の時間は次第に大きくなり、やがて塑性流
体表面は前記H1より大きなヘツド差であるH2の
位置において停止するが、このH2のヘツド差を
も上記H1の場合と同様に計測する。l1〜loとt1〜
toの関係より相対流動粘度係数(g・sec/cm3・
cm)を求めることができ、又既述したようなH1
とこのH2との関係より相対閉塞性係数(g/
cm3・cm)を求めることができる。即ち今、上記し
たような場合において、 Fo1(g/cm3):ヘツド差H1のときの相対剪断
応力降伏値。 Fo2(g/cm3):ヘツド差H2のときの相対剪断
応力降伏値。 λ1(g・sec/cm3・cm):相対流動粘度係数 △Fo(g/cm3・cm):相対閉塞性係数 U(cm/sec):既述したように空塔速度 Ua(cm/sec):見掛速度(注入速度) ε:既述したように骨材空隙率 ρ(g/cm3):既述の塑性流体の単位容積重量 Pu(g/cm3):速度圧 L(cm):骨材層の長さ Q(g/cm3):通過量 A(cm2):骨材層の断面積 とするならば、Fo1,Fo2,△Fo,λ,Pu,U
,Uaは夫々次式によつて求めることができ
る。 上記したような手法によつて本発明者等は前記
したような流路因子を多様に変化せしめ、又その
流体因子をも種々に変化せしめた多様な組合わせ
関係について仔細な検討と推考を重ねた結果、多
くの新しい事実を発見した。即ち先ず塑性流体と
してモルタルを用いる場合において、その配合さ
れる砂についての粗粒率(F・M)を種々に変更
した次の第1表に示すような各種塑性流体を準備
し、これらのものについての各測定結果は第2表
の通りである。
置の創案に係り、窯炉設備のような耐火物をも含
む各種建築又は構築物及びそれらに用いられる部
材を得るためのセメントペースト、モルタル、コ
ンクリート、石膏モルタルのような水硬性物質に
よる塑性流体、或いはプラスチツクコンクリート
又は粘土、ヘドロその他の土質性塑性流体の如き
液体に固体粉末又は粒子或いは非可溶性粉粒の混
合された流体(以下これらを総称して塑性流体と
いう)についての抵抗体の存在し又は存在しない
抵抗作用を有する通路空間に対する注入、流動又
は充填(以下これらを総称して流動という)時に
おける相対的な定量流動性を測定する方法および
その装置を提供しようとするものである。 セメントや石膏又は粘土質その他の耐火性物質
を利用して窯炉設備のような耐火施設をも含む各
種建築又は構築物およびそれらに用いられる建材
その他の部材を製造し、或いはその構築乃至施工
をなすに当り、前記したうな塑性流体を少くとも
鉄筋材が配装され、或いは屈曲又は狭搾した通路
構成をなし、又粗骨材その他の配装部材が抵抗体
として充填若くは配設された条件下にある流体通
路空間に流動注入又は充填せしめることは従来か
ら種々に実施されているところであり、又このよ
うな流動(流入、充填を含む)時における該塑性
流体の流動性を解明することついての流動理論に
関しても従来から種々の学説、理論乃至研究が発
表、提案されている。然しこのような従来の理論
や研究発表によつても上記したような塑性流体の
実地的な上述した如き流動特性に関しては未だ的
確な解明が得られるに到つていない。 即ち上記したような従来の理論乃至研究発表に
よると上述した流動性の基本である粘度係数の決
定に当つて、殆んど廻転粘度計が用いられ、この
廻転粘度計による粘度係数でその理論が展開され
ている。然し本発明者等がこのような塑性流体に
ついて斯かる廻転粘度計の如きによる粘度係数そ
の他に基き多くの実地的且つ仔細な検討と研究、
推考を重ねた結果、斯かる従来の廻転粘度計等に
よる塑性流体の測定が妥当性を有することに関し
大きな疑義を懐かざるを得ないこととなつた。蓋
しこのような流体の流動性を解明するものとして
各種文献に発表されたものの中最も合理的と認ら
れるものはニユートン流体が不規則粒子間を流動
する際の流動性に関してストークスの理論より不
規則粒子の比表面積(Sm)を計算する工業式と
して下式が提案されている。 Sm={△Pgc/3μNξULbρp2 −ε3/(1−ε)2}〓 ……(A-1) 但し上式において、 △P(g/cm2):圧力差 gc(g・m/g・sec2):単位換算係数 Lb=Lcm:注入距離 U(cm/sec):空塔速度 ε:充填不規則粒子の空隙率 ξ:不規則粒子の充填係数 ρp(g/cm3):充填粒子の比重 然して上式を用い、ニユートン流体粘度(μN
(g/cm・sec)を求めると次のA―2式が得られ
る。 μN=△Pgc/LbU ε3/3Sm2ξρp2(
1−ε)2……(A-2) ところで上式における単位はg/cm・sec= g/cm2×g・cm/g・sec2/1/secとなり、
この単位構成は下 記のニユートン流体の粘性式である(A―3)式
の単位構成と全く同様である。 μN=τyz(g/cm2)gc(g・cm/g・sec2)
/eyz(1/sec) =(g/cm・sec) ……(A-3) 但し上式で τyz(g/cm2):剪断応力 eyz(1/sec):剪断速度 又上記した(A―2)式より実績不規則粒子項
を、K(1/cm2)としてまとめると次の(B―
2)式が得られる。 K(1/cm2)=3Sm2ξρp2(1−ε)2
……(B-2) 次にニユートン流体の粘度μNを一般粘度ηと
し、△Pを1cm当りの圧力Pg/cm2とすると、
Lbは1cmとなり、上記(A―2)式は次の(B
―3)式に書き改めることができる。 η=P・gc・ε3/1・U・K=Pgcε3/U
K(g/cm・sec)……(B -3) 即ち剪断応力項τyzはP・gc・ε3と対応
し、剪断速度項eyzはUKと対応する。 而して第1図は非ニユートン流体であるメチル
セルローズ1%水溶液を径17mmの硝子球と4号、
5号および6号の各砕石間を流動させたときの速
度と圧力との関係を示す曲線を点線で示し、又廻
転粘度計による流動曲線を実線で示すものである
が、上記した(B―3)式を使用して求められた
各測定点はすべて実質的に廻転速度計による流動
曲線と合致し、上記のようにeyz=UKたるこ
とが確認された。なおこのような結果よりしてK
の値はSm(比表面積)が判明すれば計算でき、
又メチルセルローズの如き非ニユートン流体を使
用しても逆に比表面積(Sm)を求めることもで
きる。 そこで更に検討を進め、次の5種類の流体を準
備した。 メチルセルローズ 1%水溶液 フライアツシユ 50%水溶液 セメント 37%水溶液(セメントペースト) セメント 45%水溶液(セメントペースト) セメント:砂(以下C/Sという)が1:1
で水:セメント(以下W/Cという)が47%の
セメントモルタル 即ち,は上記のように非ニユートン流体で
あり、〜は何れもビンガム流体(又は非ビン
ガム流体)に属するものである。然して上記4種
類の流体を、15〜25mmの砕石が径10cm、長さ50cm
の円筒中同じ密度で充填せしめたものに対して速
度を変化させて注入し、このときの速度と圧力を
測定し、更にこのときの各流体について廻転速度
計により測定した。これらの結果をグラフ化した
ものが第2図であつて、この第2図では左側縦軸
に剪断速度e又はUKを採り、又下側横軸に剪
断応力τ及びPgcε3、右側縦軸に注入速度U
を採り、更に上側横軸にP(g/cm2)を採つたが
何れも正の比例関係をなし、又数値もすべて対応
し、上記(B―1)式と(A―3)式が対応して
いる。然して実線で廻転粘度計の測定値を示し、
又点線で上記不規則粒子間における流動曲線を採
つたが、非ニユートン流体であるメチルセルロー
ズ1%溶液は回転粘度計によるもの〜と不規
則粒子間の点線流動曲線′〜′が殆んど一致廻
転粘度計による粘性が定量的に採用し得ることが
判明したが、流体、流体および流体の場合
にはその実線流動曲線〜,〜および〜
と点線流動曲線′〜′,′〜′および′
〜′とが何れも著しく離間し異なつた様相を示
し、挙動が全然異つていて、それらの実線曲線を
以て点線曲線の様相を推定予測するようなことは
全く不可能である。なお〜曲線と′〜′曲
線の場合においては或る程度接近し又数値的には
離れていても流体の場合に近い様相を示してい
るが、これはフライアツシユの性状に起因するも
ので、該粒子が球形に近いこと又水・フライアツ
シユ比が大きいためであると考えられる。何れに
してもこのような本発明者等による一連の仔細な
実験検討結果によるならば上記したような建築又
は構築目的に使用されるセメントや粘土類、石膏
類の如きを利用した水・粉体比の小さい高濃度塑
性流体においてその流動特性を解明するために既
述したような従来の廻転粘度計により流体の粘度
を測定し(A―1)式の如きを利用して定量的な
実地的に措信し得る測定値を得ることが不可能で
あることが判明した。 なお、上記のように従来の理論又は測定手段に
よる測定が実地的に措信し得るものとならない原
因としては上記したような塑性流体の場合におい
て液体と固体との間のシグマー(Σ)効果(粒子
成分が通路の中心に集まり、又は粘度の低いもの
が通路の周側部に富化される現象)又はラミネー
シヨン不規則粒子間を塑性流体が流動する際に発
生する通路狭小化現象の如きが考えられ、これら
の現象に関して上記した従来の理論乃至手法にお
いては適切な考慮がなされていないことによるも
のと認められる。殊に上記したようなコンクリー
ト製品やコンクリート構造体或いは耐火構造体を
得る場合において、砂利のような粗骨材又は粗粒
耐火材粒子を予め組織内に配列、充填した条件下
において塑性流体をその間に流動注入するプレパ
ツクド工法を採用することが粗骨材等を合理的に
配装することを可能ならしめて製品又は組織の機
械的強度及び耐熱強度の如きを向上し、しかも経
済的なセメント等の使用量によつて斯かる有利な
強度をもたらす所以であるところこのようなプレ
パツクド工法による場合においてはその予め充填
された粗骨材がそれら粒子間において複雑な抵抗
組織空間を形成したものとなり、斯様な複雑な抵
抗体空間に対して上記ようなモルタル又はペース
トの如き複雑な流動特性を示す塑性流体を注入充
填することとなるので上記したような廻転粘度計
の如きによる測定結果では全く予想し得ない結果
が頻繁に発生する。 本発明は前記したような実情に鑑み検討を重ね
て創案されたものであり、即ち本発明においては
このような塑性流体の流動性を上記したような流
路因子と流体因子の2因子間において相対的に解
明することにより、単に当該流体の定性的な傾向
とは異つた実地操業に直ちに具体的な指標として
採用し得る定量的なデータとして施工現場の如き
においても簡易且つ的確に求めることのできる手
法を確立した。蓋し斯様な本発明についてより具
体的に説明すると、セメントペースト又はモルタ
ル、石膏モルタル等のこの種塑性流体は圧力が作
用することによつて直ちに流動現象を生ずるもの
ではなくて、該圧力がそれぞれの流体毎の特定の
値以上となることにより始めて流動を開始する所
謂ビンガム(Bingham)流体であり、斯様なビン
ガム流体においてはその流動開始時における圧力
条件を解明することが重要であり、斯かる流動開
始時の圧力を初期剪断応力降伏値と理解すること
ができる。又このような流動開始以後における流
動に関してもその様相は種々に異るものであつ
て、これを流動粘度係数として理解し得る。更に
このような塑性流体を前記したような流路中に通
入させた場合においてその通入量及び経時的に閉
塞状態が発生し、その流通性が変化するものであ
つて、これを閉塞性係数として理解することが可
能である。しかも本発明においてはこのような初
期剪断応力降伏値、流動性粘度係数及び閉塞性係
数を単にそのような傾向として定性的に理解する
ことなしに、これを当該塑性流体とそれが導入さ
れる流路条件との間における相対的な定量値とし
て把握しようとするものであつて、このような相
対初期剪断応力、相対流動粘度係数および相対閉
塞性係数の3要素によりこの種塑性流体の流動性
を解明することに本発明の特質性がある。 上記したような本発明の3要素について更に仔
細を述べるならば、これら3要素の中で初期剪断
応力降伏値と流動粘度係数に関しては従来からそ
の抵抗体の項を一般化し、単なる流体固有の定性
的な性質として単に粘度又は粘性或いは初期剪断
応力降伏値の概念で取扱われているものである
が、これらを上記したように相対初期剪断応力降
伏値と相対流動粘係数として取扱うことに特質が
ある。又相対閉塞性係数については本出願人等に
よつて嚢に一部提案されたところである(昭和51
年特許願第7132号)がこの先願の場合においては
通路の大きさと粒体粒子の大きさ、比重差による
沈降堆積、粒子間の吸着による通路狭小化を対称
としたものであるに対し、本発明による場合には
それらの外に速度項や圧力項の如きをも大きく影
響することを確認し、これらのものをも含めて相
対閉塞性係数とするものであつて、前記先願をも
含め本発明者等による全く新しい概念であること
が明かである。 然してこのような本発明における3要素につい
ての測定に関して本発明者等は仔細な検討を重
ね、従来存しない新しい機構として第3図に示す
ような測定機構を提案した。即ちこの第3図のも
のは上記したような各測定をなすための最も基礎
的な構成であつて、投入口部体1、連結部体2お
よび充填部体3の3部体によつて構成され、これ
らの部体1,2,3は何れも断面円形又は角形の
如き管状体であつて、連結部体2を底辺とし、そ
の両側上方に形成された開口部に投入口部体1と
流動抵抗通路たる充填部体3とが夫々連結締着さ
れている。この第3図のものの場合投入口部体1
は同時に流体を流動させるための圧力条件形成機
構を兼ね、即ち充分なヘツド差を採り得る高さを
有している。なお、この場合において充填部体3
の内径は投入口部体1及び連結部体2の内径と等
しいか或いはそれらの何れよりも小さいものとす
べきであり、又連結部体2においてはその底部両
側に図示されるような若干の凹部4,4を形成し
ておくことが好ましい。充填部体3には上下に網
材5の如きが張設され、これら網材の間に適当な
粒子部体が骨材6として充填される。 但しこの第3図の構成は場合によつては連結部
体を省略して2部体としてよく、更には単一部体
で形成してもこの図示と同じ関係が得られるなら
ば勿論よい。又その骨材6を充填する部分は場合
によつては水平状をなす底辺部に設置してもよい
わけであり、このような方法に従い、しかも後に
詳述するような測定操作を円滑に実施し得るよう
に設計された測定装置の1例は別に第4図〜第6
図又は第7図の如きに示されている。蓋しまずそ
の第4,5図に示すものにおいては目盛11を施
した投入口部体1に対して網材5,5を両側に張
設し骨材を充填するようにされた充填部体13を
中間部に組込んだ連結部体2が連結され、該連結
部体2の他側にはオーバーフロー部体7が連結さ
れたものであつて、斯様な全機構は機台8上に取
付けられ、又オーバーフロー部体7の取付けられ
た側には別にコツク15を有する取出口12が形
成されていて試験測定後に内部に残つた塑性流体
を取出し得るように成つている。又オーバーフロ
ー部体7の上部にはハンドル14を以て操作され
る蓋部体9が設けられていて適宜にオーバーフロ
ー口を閉塞することができるようにされている
が、更にこのようなオーバーフロー口の周側下部
には導出樋17を有する受部体18が環設されて
いて溢出した塑性流体を受け側方に導出するよう
になつており、投入口部体1及びオーバーフロー
部体7は夫々ワンタツチ的な操作で解脱又は緊締
される緊締手段19で連結されているものであ
る。機台8にはスライド部16が第5図に示すよ
うに対設され、このスライド部16にそつて前記
のような連結部体2,2の一方を摺動させること
により既述した充填部体13の交換又は清掃を適
宜に実施することができ、又場合によつてはオー
バーフロー部体7を取外して一方の連結部体2の
上部開口部から溢出させるようにし、この場合に
おいては機台8上の案内杆20,20にそつて上
記したようなハンドル14で開閉操作される蓋部
体9を降下させて実施するものである。充填部体
13の交換に当つては同じ長さのものにおいてそ
の充填骨材6を更新又は変更する外、場合によつ
ては長さを異にした円筒状充填部体13を連結部
体2,2の何れか一方又は双方をスライド部16
にそつてスライド設定し組込み得る。 上記したような第4,5図のものに対して第6
図にはその1部が変形されたものを示している。
即ち第6図においては第4,5図における投入口
部体1に対して更にその流動のための圧力形成手
段として加圧機構21が附設されたものであつ
て、空気圧力タンク21からの配管22が導かれ
た加圧筒23が投入口部体1の頂部に添設され
る。蓋し第3〜5図に示したような構成のものに
おいてその後述するようなヘツド差を充分に採る
ためには投入口部体1を充分に長大とすることが
必要であり、実地的な取扱いが必ずしも好ましい
ものとならない。この第6図に示すように加圧機
構として空気圧力を利用することにより、ヘツド
差による圧力が適宜にその空気圧を以て代用させ
ることとなり、コンパクトな機構と操作により第
4〜5図のものと同様な測定を特にそのヘツド差
の大きい条件下で円滑に達成し得る。 上記したような第3〜6図のものは何れにして
も調整された塑性流体を分取して投入することが
必要なものであつたのに対し、第7図にはその必
要なしに測定をなし得るようにされた構成が示さ
れている。即ちこの第7図の場合には本発明によ
る測定装置が上記のような塑性流体を調整するた
めのミキサーに配設されたものであつて、ミキサ
ー30にはバルブ24を介して上記したような装
入口部体1に相当する筒体31と充填部体33が
取付けられるものであり、その筒体31には第6
図の場合に従い圧力機構21が取付けられる。充
填部体33部分には操作シリンダー25で操作さ
れる蓋9及びオーバーフローした塑性流体を導く
樋17が取付けられることは第4,5図の場合と
同じであるが、上記筒体31の底部には差圧発信
器26が設けられていて該部分における圧力条件
を検知発信せしめ、このような発信器26は後述
するような自動的な注入制御作動につながるもの
である。なお測定後において装置内におけるモル
タルその他の塑性流体が附着残留し固結すること
を防ぐため水配管27がバルブ28を介して底部
に導かれ測定後に装置内を清掃し得るようになつ
ている。 なお上記したような第3〜7図に示すものは骨
材の充填された流動抵抗通路の下方に対してヘツ
ド差及び空気圧を利用した圧力条件形成機構を設
け、この圧力条件形成機構に対して更に装入口を
形成するに当つてL型又はU型に屈曲した構成を
採つたものであるが、このような構成関係は場合
によつては直線状としてそれらの各機構を配設
し、全体を1本の棒状としてよいことは固よりで
あり、このように1本の棒状とすることは本発明
による測定装置の構成を単純化すると共に特に高
粘度の塑性流体に対して利用するに好ましい機構
を得しめる。このような1本の棒状とする場合に
おいて流動抵抗通路に対し装入口及び圧力条件形
成機構はその下方に列設されるだけでなしに、場
合によつては上方に列設するようにしてもよい。 上記したような測定機構による測定操作につい
て説明すると、充填部体3又は13,33には実
際に製品を得るための粗骨材又はモデル骨材がそ
の骨材6として充填され、その充填長さは代表的
に第3図において示されるLである。斯うして準
備されたのに対してはその投入口部体1又は筒体
31部分からセメントペース分はモルタルのよう
な塑性流体が投入されるわけであり、斯うして投
入された塑性流体は矢印の如く流動し骨材6間を
経てオーバフローせしめられるからこの時点で注
入を停止し、投入口部体1内における塑性流体液
面は次第に低下し、オーバフロー口7との間に一
定のヘツド差H1を以て静止する。即ちこのヘツ
ド差H1は上記したような充填部体の骨材又はそ
の流路条件下において相対的に求められる相対初
期剪断応力によるものであり、これをそのヘツド
差(cm)又はg/cm2の値を以て測定することがで
きる。又このような測定に続いて上記のようなオ
ーバフロー口7を蓋又は栓を以て閉塞し、投入口
部体1に対し第3図に示すlの高さを採るように
所定量の同じ塑性流体を投入してヘツド差による
圧力を形成し、この投入後に蓋(又は栓)を取外
しオーバーフローさせる。このようなオーバフロ
ー時において予め定められた第3図のl1,l2,l3
……lo(各cm)の各位置を塑性流体表面が通過
して低下する時間t1,t2,t3……to(各sec)を
計測し、斯うして得られるl1〜l3〜loの各距離と
t1〜t3〜toの時間を求める。今l1,l2,l3の各距離
が同じであつても上記のように計測されるt1,
t2,t3の時間は次第に大きくなり、やがて塑性流
体表面は前記H1より大きなヘツド差であるH2の
位置において停止するが、このH2のヘツド差を
も上記H1の場合と同様に計測する。l1〜loとt1〜
toの関係より相対流動粘度係数(g・sec/cm3・
cm)を求めることができ、又既述したようなH1
とこのH2との関係より相対閉塞性係数(g/
cm3・cm)を求めることができる。即ち今、上記し
たような場合において、 Fo1(g/cm3):ヘツド差H1のときの相対剪断
応力降伏値。 Fo2(g/cm3):ヘツド差H2のときの相対剪断
応力降伏値。 λ1(g・sec/cm3・cm):相対流動粘度係数 △Fo(g/cm3・cm):相対閉塞性係数 U(cm/sec):既述したように空塔速度 Ua(cm/sec):見掛速度(注入速度) ε:既述したように骨材空隙率 ρ(g/cm3):既述の塑性流体の単位容積重量 Pu(g/cm3):速度圧 L(cm):骨材層の長さ Q(g/cm3):通過量 A(cm2):骨材層の断面積 とするならば、Fo1,Fo2,△Fo,λ,Pu,U
,Uaは夫々次式によつて求めることができ
る。 上記したような手法によつて本発明者等は前記
したような流路因子を多様に変化せしめ、又その
流体因子をも種々に変化せしめた多様な組合わせ
関係について仔細な検討と推考を重ねた結果、多
くの新しい事実を発見した。即ち先ず塑性流体と
してモルタルを用いる場合において、その配合さ
れる砂についての粗粒率(F・M)を種々に変更
した次の第1表に示すような各種塑性流体を準備
し、これらのものについての各測定結果は第2表
の通りである。
【表】
【表】
即ちその変化の様相は複雑であり、F・Mが
1.54である試料「1―3」のものがFo,λ,△
Foの何れにおいても低い値を示すとしても、そ
れに近いF・Mが1.45の試料「1―2」のものは
それらの値が大幅に異つており、その他のものも
夫々に複雑に変化する。又そのような変化の状態
は従来この種モルタル等の流動性試験目的で採用
されているPロート(日本建築学会JASS・ST―
701)による測定値(フロー値、コーン状測定具
の底に設けられた孔から一定量の塑性流体の流下
に要する時間、秒)と比較してもその様相が全く
異つていることが明かである。 然して斯かる変化はこのようなモルタルを形成
する配合資料である水とセメントの配合関係を変
化せしめ、又砂とセメントとの配合関係を変化せ
しめた場合においても夫々多様な変動を示す。蓋
し次の第3表にはこのような水セメント比(W/
C)および砂セメント比(C/S)を多様に変え
たこの場合の調合例を示し、又そのような配合に
よつて得られた塑性流体についての試験測定結果
は第4表に示されているが、Fo,λ(及びフロ
ー値)については水セメント比が大となるに従つ
てその値が低下するが、△Foはその変化状態が
異なり、セメント砂比はフロー値に関しては有意
な関係があると認められるとしてもその他におい
てはその変化様相が相当に異つていることが明か
である。
1.54である試料「1―3」のものがFo,λ,△
Foの何れにおいても低い値を示すとしても、そ
れに近いF・Mが1.45の試料「1―2」のものは
それらの値が大幅に異つており、その他のものも
夫々に複雑に変化する。又そのような変化の状態
は従来この種モルタル等の流動性試験目的で採用
されているPロート(日本建築学会JASS・ST―
701)による測定値(フロー値、コーン状測定具
の底に設けられた孔から一定量の塑性流体の流下
に要する時間、秒)と比較してもその様相が全く
異つていることが明かである。 然して斯かる変化はこのようなモルタルを形成
する配合資料である水とセメントの配合関係を変
化せしめ、又砂とセメントとの配合関係を変化せ
しめた場合においても夫々多様な変動を示す。蓋
し次の第3表にはこのような水セメント比(W/
C)および砂セメント比(C/S)を多様に変え
たこの場合の調合例を示し、又そのような配合に
よつて得られた塑性流体についての試験測定結果
は第4表に示されているが、Fo,λ(及びフロ
ー値)については水セメント比が大となるに従つ
てその値が低下するが、△Foはその変化状態が
異なり、セメント砂比はフロー値に関しては有意
な関係があると認められるとしてもその他におい
てはその変化様相が相当に異つていることが明か
である。
【表】
【表】
【表】
更に分散剤の添加量を変化せしめた場合につい
て、その水セメント比をも変化させて試験した場
合の配合例を次の第5表に示し、又こうして得ら
れた塑性流体についての試験測定結果は後記する
第6表に示す通りであるが、この場合においても
△Foの変化状態は複雑である。
て、その水セメント比をも変化させて試験した場
合の配合例を次の第5表に示し、又こうして得ら
れた塑性流体についての試験測定結果は後記する
第6表に示す通りであるが、この場合においても
△Foの変化状態は複雑である。
【表】
【表】
【表】
しかもこのような塑性流体は単に上記のような
配合関係のみならず、同じ配合であつても、用い
られた砂の含水率、混練順序、混練時間の如何に
よつてもその流動性が大きく変動することを発見
した。即ち先ず本発明者等は上記したようなモル
タルの調整に用いられる砂に関して、吸水率4.38
%の砂の絶乾状態のものから含水率40%に到る多
様な含水量変化をもつものを準備し、これらの砂
を用いてW/C43%でC/Sが略等しいモルタル
を調整し、それらのモルタルについての流動性試
験をなした結果は次の第7表に示す通りであり、
この第7表におけるFoの項において「a↑」は
既述したような骨材充填層に対してモルタルを下
側から上側に流入させた場合であり、又「b↓」
はそれとは反対に上側から下側に流入させた場合
を示すものであるが、何れにしてもその変化は複
雑であり、一般的に含水率6〜26%までの砂を用
いたものが高いFo値を示すとは言え、28〜35%
を超え含水率40%となると再び高いFo値を示
し、Pロートによるフロー値はこれと大幅に異つ
た挙動を示す。 又第7表に示すモルタルによつて成形した製品
についての強度を検討した結果は何れも圧縮強度
で400Kg/cm2以上を示したとは言え、砂の含水率
6%以下のものでは420Kg/cm2以下にあつたのに
対し、9%から25%のものは460Kg/cm2〜484Kg/
cm2であり、それが26%となると423Kg/cm2と急激
に低い値を示し、28%では452Kg/cm2、30%では
532Kg/cm2と急激に高いものとなり、32%では462
Kg/cm2、5%では530Kg/cm2、40%では50Kg/cm2
となる。曲げ強度は一般的に70〜80Kg/cm2である
が、含水率35〜40%のものでは90Kg/cm2程度とな
る。 更に混練順序を変えた場合についてはその調合
が次の第8表と第9表に示す通りであつて、第8
表はW/Cが45%で分散剤1%添加のものであ
り、又第9表は分散剤を用いないプレ
配合関係のみならず、同じ配合であつても、用い
られた砂の含水率、混練順序、混練時間の如何に
よつてもその流動性が大きく変動することを発見
した。即ち先ず本発明者等は上記したようなモル
タルの調整に用いられる砂に関して、吸水率4.38
%の砂の絶乾状態のものから含水率40%に到る多
様な含水量変化をもつものを準備し、これらの砂
を用いてW/C43%でC/Sが略等しいモルタル
を調整し、それらのモルタルについての流動性試
験をなした結果は次の第7表に示す通りであり、
この第7表におけるFoの項において「a↑」は
既述したような骨材充填層に対してモルタルを下
側から上側に流入させた場合であり、又「b↓」
はそれとは反対に上側から下側に流入させた場合
を示すものであるが、何れにしてもその変化は複
雑であり、一般的に含水率6〜26%までの砂を用
いたものが高いFo値を示すとは言え、28〜35%
を超え含水率40%となると再び高いFo値を示
し、Pロートによるフロー値はこれと大幅に異つ
た挙動を示す。 又第7表に示すモルタルによつて成形した製品
についての強度を検討した結果は何れも圧縮強度
で400Kg/cm2以上を示したとは言え、砂の含水率
6%以下のものでは420Kg/cm2以下にあつたのに
対し、9%から25%のものは460Kg/cm2〜484Kg/
cm2であり、それが26%となると423Kg/cm2と急激
に低い値を示し、28%では452Kg/cm2、30%では
532Kg/cm2と急激に高いものとなり、32%では462
Kg/cm2、5%では530Kg/cm2、40%では50Kg/cm2
となる。曲げ強度は一般的に70〜80Kg/cm2である
が、含水率35〜40%のものでは90Kg/cm2程度とな
る。 更に混練順序を変えた場合についてはその調合
が次の第8表と第9表に示す通りであつて、第8
表はW/Cが45%で分散剤1%添加のものであ
り、又第9表は分散剤を用いないプレ
【表】
【表】
ーンモルタルの場合であつて、これらの表におい
て記号は用いられた砂の含水率が20.48%又は
16.01%と比較的高い場合であり、Sは3.41%又
は3.31%と比較的低い場合を示し、練り時間は何
れも記号欄の左側に示された2者を3分間混練し
てから+符号の次の右側の資料を添加して更に4
分間混練したものである。
て記号は用いられた砂の含水率が20.48%又は
16.01%と比較的高い場合であり、Sは3.41%又
は3.31%と比較的低い場合を示し、練り時間は何
れも記号欄の左側に示された2者を3分間混練し
てから+符号の次の右側の資料を添加して更に4
分間混練したものである。
【表】
【表】
即ちこれら第8,9表によれば、同じ配合であ
つてもその配合順序の如何によつて得られるモル
タルの流動性が大幅に変化するものであることが
明かであり、容量すらも異ることは第7表におけ
ると同然である。このように用いられる砂の含水
率如何により、又その配合順序の如何によつて得
られるモルタルの性質が夫々に異るというような
ことは従来殆んど気附かれていないところであつ
て、本発明者等による新規な知見であり、殊にそ
れが相対的な定量値として得られることに現場的
に大きな有意性を有するものである。然してこの
第8,9表に示したようなモルタルについて実地
的にモルタル製品を形成しその7日後における圧
縮強度、曲げ強度を検討した結果においても、圧
縮強度は全般的に230〜400Kg/cm2の範囲内のもの
であるとしても、或るものは360〜392Kg/cm2と比
較的高く、しかもばらつき範囲の少いものとなる
に対し他のものは225〜350Kg/cm2という比較的低
く、しかも広範なばらつきを示し、これは曲げ強
度についても同じであつて、或るものは66〜74
Kg/cm2と高く且つ狭いばらつき範囲であるのに対
して他のものは50〜65Kg/cm2と低く且つ広いばら
つき範囲であつて、上記したような要因が製品品
質の決定に重要な地位を占めるものであることが
判明した。 加うるにこのようなモルタル等はその混練時間
の如何によつても、それによつて得られたモルタ
ルの流動性が大きく変化する。即ちセメント50Kg
に対し含水率11.11%の砂56.2Kg、水15.5、分散
剤500c.c.の配合に従うモルタルにおいて、セメン
トと砂を3分間空練りしてから水と分散剤を18秒
間内に投入し、この投入後15秒間内に周面に附着
したセメント等を落してから混練をスタートさせ
た場合において、その混練時間の変化によるモル
タルの流動性変化は次の第10表に示す通りであ
る。
つてもその配合順序の如何によつて得られるモル
タルの流動性が大幅に変化するものであることが
明かであり、容量すらも異ることは第7表におけ
ると同然である。このように用いられる砂の含水
率如何により、又その配合順序の如何によつて得
られるモルタルの性質が夫々に異るというような
ことは従来殆んど気附かれていないところであつ
て、本発明者等による新規な知見であり、殊にそ
れが相対的な定量値として得られることに現場的
に大きな有意性を有するものである。然してこの
第8,9表に示したようなモルタルについて実地
的にモルタル製品を形成しその7日後における圧
縮強度、曲げ強度を検討した結果においても、圧
縮強度は全般的に230〜400Kg/cm2の範囲内のもの
であるとしても、或るものは360〜392Kg/cm2と比
較的高く、しかもばらつき範囲の少いものとなる
に対し他のものは225〜350Kg/cm2という比較的低
く、しかも広範なばらつきを示し、これは曲げ強
度についても同じであつて、或るものは66〜74
Kg/cm2と高く且つ狭いばらつき範囲であるのに対
して他のものは50〜65Kg/cm2と低く且つ広いばら
つき範囲であつて、上記したような要因が製品品
質の決定に重要な地位を占めるものであることが
判明した。 加うるにこのようなモルタル等はその混練時間
の如何によつても、それによつて得られたモルタ
ルの流動性が大きく変化する。即ちセメント50Kg
に対し含水率11.11%の砂56.2Kg、水15.5、分散
剤500c.c.の配合に従うモルタルにおいて、セメン
トと砂を3分間空練りしてから水と分散剤を18秒
間内に投入し、この投入後15秒間内に周面に附着
したセメント等を落してから混練をスタートさせ
た場合において、その混練時間の変化によるモル
タルの流動性変化は次の第10表に示す通りであ
る。
【表】
即ちこの混練時間が或る限度までは流動性がよ
くなるが、その後は流動性が反対に悪くなること
となる。 このことは別に含水率3.95%の砂を用いセメン
ト50Kgにこの砂を52.6Kg、水19.1、分散剤500
c.c.の配合で上記第10表のものと全く同じに調整さ
れたモルタルの場合についても次の第11表に示す
通りであつて、或る限度までは流動性がよくなる
が、その後は反転して流動性が劣化することとな
る。
くなるが、その後は流動性が反対に悪くなること
となる。 このことは別に含水率3.95%の砂を用いセメン
ト50Kgにこの砂を52.6Kg、水19.1、分散剤500
c.c.の配合で上記第10表のものと全く同じに調整さ
れたモルタルの場合についても次の第11表に示す
通りであつて、或る限度までは流動性がよくなる
が、その後は反転して流動性が劣化することとな
る。
【表】
なお上記したところはセメント混練物について
のことを述べたが、同様のことはアルミナセメン
トや粘土質を用いる耐火物についての各種混練物
においても確認されている。即ちこのような耐火
物に関する流動性についての若干の測定結果を示
すと次の第12表の通りである。
のことを述べたが、同様のことはアルミナセメン
トや粘土質を用いる耐火物についての各種混練物
においても確認されている。即ちこのような耐火
物に関する流動性についての若干の測定結果を示
すと次の第12表の通りである。
【表】
但し上表においてAlCはアルミナセメント、S
はSK38の砂、Clは粘土であり、測定装置の抵抗
体としてはシヤモツトの10〜15mmの粒子を長さ20
cmの範囲に充填したものを用いた。 蓋し上記したような仔細な検討結果によるなら
ば既述したような流体因子においてその組成は勿
論のこと、配合順序、含水率、混練条件の如何の
如きが微妙に変化を与えるものであることを充分
に理解せしめ、又流路因子に関してもこのことは
同様であつて、その形状の如何、充填された骨材
の性状、空隙率は夫々に変化を与え、殊にFoの
a↑,b↓の如きもそれなりに影響し、単に定性
的、概念的理解を以て、その実態を速断し得るも
のでないことを充分に理解せしめる。 然して本発明者等はこのように複雑多様な変動
関係を示すこの種塑性流体の流動性を解明すべく
更に注入長さが2m〜4mの具体的な注入型枠内
に各種粗骨材を充填した条件下においてのモルタ
ル又はペーストの注入に関し、多くの上記した第
3〜7図のような試験装置による試験測定と実際
の注入作業に関して夫々実験、検討を繰返した結
果、斯かる塑性流体を斯様な型枠等の注入成形域
に注入するために必要な圧力損失Pは1例として
次式よつて求められる。 但し上式において、 hは注入部分の高さであり、又X,Fo,λは
次の〜式によつて求めらる。 Fo=Co・C1・Fo1 ……() λ=Co・C1・λ1 ……() 但しこれら……式において、 Coは、上記した第3〜5図のような試験装置
自体の特性値。 C1は、用いられた試験装置と実際に注入され
る注入域における充填骨材との間の補正値。 C2は、注入する型枠等の形、大きさによる係
数。 なおこれらの関係は更に他の物理要素が加味さ
れる場合においても、このまま又は適宜に変形し
て採用され得ることは勿論である。 然して上記した式は定速度注入の場合におい
ては次の式又は式のように現わすこができ
る。 但しTは注入可能最大時間であつて、 T=X/U2である。 但しLmaxは注入可能最大距離であつて、 Lmax=UT/ε=X/Uεであり、 L=Ut/εである。 又定速度注入でL(cm)をP(g/cm2)で注入
するための速度Uは次の式で与えられる。 但し△P=P−ρh 更に定速度注入で、L(cm)注入できる最大速
度Umaxは次の式で求められる。 Umax=X/L・ε …… 而して一定速度U(cm/sec)でL(cm)注
入したときの最終圧力、即ちオーバフローしたと
きの注入口での圧力Pnは次ので求められる。 本発明者等は上記したような各式を用い、実際
に上記したようなFo1,Fo2,λ及び△Foを求
め、又係数等を決定して圧力Pを計算し、且つ実
際にこれを型枠内に粗骨材を注入して成形した場
合の実験値を求めた結果は次の第13表に示す通り
であり、又その過程の若干を図表として示してい
るのが第8図のa〜fである。
はSK38の砂、Clは粘土であり、測定装置の抵抗
体としてはシヤモツトの10〜15mmの粒子を長さ20
cmの範囲に充填したものを用いた。 蓋し上記したような仔細な検討結果によるなら
ば既述したような流体因子においてその組成は勿
論のこと、配合順序、含水率、混練条件の如何の
如きが微妙に変化を与えるものであることを充分
に理解せしめ、又流路因子に関してもこのことは
同様であつて、その形状の如何、充填された骨材
の性状、空隙率は夫々に変化を与え、殊にFoの
a↑,b↓の如きもそれなりに影響し、単に定性
的、概念的理解を以て、その実態を速断し得るも
のでないことを充分に理解せしめる。 然して本発明者等はこのように複雑多様な変動
関係を示すこの種塑性流体の流動性を解明すべく
更に注入長さが2m〜4mの具体的な注入型枠内
に各種粗骨材を充填した条件下においてのモルタ
ル又はペーストの注入に関し、多くの上記した第
3〜7図のような試験装置による試験測定と実際
の注入作業に関して夫々実験、検討を繰返した結
果、斯かる塑性流体を斯様な型枠等の注入成形域
に注入するために必要な圧力損失Pは1例として
次式よつて求められる。 但し上式において、 hは注入部分の高さであり、又X,Fo,λは
次の〜式によつて求めらる。 Fo=Co・C1・Fo1 ……() λ=Co・C1・λ1 ……() 但しこれら……式において、 Coは、上記した第3〜5図のような試験装置
自体の特性値。 C1は、用いられた試験装置と実際に注入され
る注入域における充填骨材との間の補正値。 C2は、注入する型枠等の形、大きさによる係
数。 なおこれらの関係は更に他の物理要素が加味さ
れる場合においても、このまま又は適宜に変形し
て採用され得ることは勿論である。 然して上記した式は定速度注入の場合におい
ては次の式又は式のように現わすこができ
る。 但しTは注入可能最大時間であつて、 T=X/U2である。 但しLmaxは注入可能最大距離であつて、 Lmax=UT/ε=X/Uεであり、 L=Ut/εである。 又定速度注入でL(cm)をP(g/cm2)で注入
するための速度Uは次の式で与えられる。 但し△P=P−ρh 更に定速度注入で、L(cm)注入できる最大速
度Umaxは次の式で求められる。 Umax=X/L・ε …… 而して一定速度U(cm/sec)でL(cm)注
入したときの最終圧力、即ちオーバフローしたと
きの注入口での圧力Pnは次ので求められる。 本発明者等は上記したような各式を用い、実際
に上記したようなFo1,Fo2,λ及び△Foを求
め、又係数等を決定して圧力Pを計算し、且つ実
際にこれを型枠内に粗骨材を注入して成形した場
合の実験値を求めた結果は次の第13表に示す通り
であり、又その過程の若干を図表として示してい
るのが第8図のa〜fである。
【表】
【表】
即ち第8図において実線は実験値を示し、点線
は計算値を示すわけであるが、試験No.1のものは
第8図aの如くであつて実際の注入成形域におけ
る粗骨材の充填が試験装置による予想より稍々密
であつたことを理解でき、又試験No.2のものは第
8図bであつてこの場合においても実際の注入成
形域の粗骨材が密であることを理解できるが、こ
の場合においては又試験装置及び実際の注入装置
が共に閉塞化傾向を有していたことが夫々の曲線
が彎曲して立上つていることから理解し得る。試
験No.3の場合は前記した試験No.1の場合に準ずる
ことが明かであり、試験No.4の場合には試験No.1
とNo.2との間の中間的なものであることがその数
値から理解できる。これらに対して試験No.5とNo.
7,No.8の場合は第8図のd,e及びfにより明
かなように試験装置による予想と実際装置におけ
る粗骨材充填状態が略完全に一致した状態のもの
であことを示しており、このような結果は試験No.
10の場合においても準じたこととなる。試験No.6
とNo.9の場合は試験装置による予想が実際の粗骨
材充填状態より高い密度であつた場合であり、こ
のように本発明によるものが必ずしも実際の粗骨
材充填状態を的中させ得ない場合があるとして
も、これは現実の注入成形域そのもので試験でき
ないことよりしてやむを得ないところであり、約
1/3が的中させることができ、その残部は本発明
による予想値(計算値)が実際より高い場合と低
い場合とに分れ、それらが略等しい関係で分布し
ていることは本発明による計算測定が工業的に充
分な措信性を有するものであることを理解させる
に充分である。なお本発明がこのように予想値か
ら若干外れたような実験結果に対してもそれなり
に対処する手段を講ずることは後述の通りであ
る。 なお上記したような本発明に従い具体的に骨材
充填域に塑性流体を注入充填するに当つては振動
がそれなりの影響を与えるものであることは確認
されており、即ち5000〜40000サイクル、特に
10000〜20000サイクル程度の振動は流動圧力Pを
減少させる傾向を示すが、非常に大きなサイクル
のものは逆に流動圧力を上昇させる傾向を有して
いる。又減圧状態を注入成形域に形成して注入す
ることは一般的に注入圧力を減少せしめることと
なる。 上記のようにして本発明によるならばFo,
λ,△Foの相対的な定量計測値を用いることに
より目的とする注入成形域に閉塞事故等を発生す
ることなく、計画的且つ的確に塑性流体を注入、
充填することが可能となるが、斯様な流路因子と
流体因子との相対的関係においての定量的計測に
用いられた試験装置と実際の注入成形域における
抵抗組成とが全く同一のものであることは稀有で
あり、例え全く同じ粒度分布、組成の骨材を両者
に用いたとしてもそれらの具体的な充填組織は変
動し、何れかの流体通路において予知できない狭
小部や空洞部の発生する可能性が高く、殊にそれ
は砕石のような粗骨材を用いた場合に顕著であ
る。勿論試験装置による測定値に対してはそれな
りの補正値を用いて予測するわけであるけれど
も、斯かる予想値が常に的確に的中するわけでな
いことは前記した通りであつて、変動要因は単に
流路側のみならず流体側においても多様に存在し
単なる経時変化によつても変動を来す。従つてこ
のような変動条件に対してもそれなりに対処する
ことが安全的確な注入充填を得る所以である。そ
こで本発明ではこのような変化にも即応すべく注
入速度による圧力コントロールを行うものであ
る。 即ち速度(Ucm/sec)と圧力(Pg/cm2)
の関係は第9図に示す通りであつて速度が0にな
つても圧力は残存し、その値は充填長さL(cm)
とFo(g/cm3)の積である。又注入速度Uに
は限界があり、この限界速度以上においては無限
大圧力となり、即ち閉塞が生ずる。更に速度を減
ずることが圧力の大幅に影響することは前記した
〜式の如きから容易に理解される。そこで本
発明ではこの関係を利用し注入速度で圧力コント
ロールをなすわけであり、仮りに定量注入(定速
注入)を行つていても注入距離が変化しその圧力
上昇は直線ではなしに2次曲線的に上昇するもの
であるから夫々の時点において適正圧力の標示を
なし、注入成形域における注入圧力ゲージの指示
がこのような適正圧力との関係において如何なる
関係を採るものであるかを指示せしめる。斯様な
考慮によつて設計されたのが第10図に示すよう
な圧力制御機構であつて、具体的な型枠等の注入
成形域41に対して注入タンク42がポンプ43
を介して連結され、このポンプ43による注入圧
力は圧力計45によつて表示される。なお注入成
形域41としては水中プレパツクドその他一般的
なプレパツクド工法が適宜採用され、必要に応じ
斯かる成形域41の注入系に対向してオーバフロ
ータンク44が連結して注入状態、特に注入完了
時点を確認するようにするが斯かることは本発明
における本質に関するものでない。前記した圧力
計45に対しては検知機構46が附設されていて
該圧力計45における圧力値を圧力変換器47に
送り、このような変換器46から得られる出力4
8は圧力比較器49に送られる。一方設定盤50
においては第1〜第3の設定機構52,53,5
4と表示部51および起動釦61、停止釦62の
如きが配設されているが、第1の設定器52にお
いては上記したようなポンプ43に対する回転条
件が設定され、この回転条件は該ポンプ43の回
転数が注入成形域41における注入距離として求
められるものであることよりして最終的な注入距
離に相当した回転数として設定されるわけであ
り、又第2の設定器53においては上述したよう
な本発明で求められるFo,λ,△Foを基として
圧力条件を設定し、第3の設定器54においては
この場合の係数条件が設定される。これら第1〜
第3の設定器52〜54には指示機構52′〜5
4′が附設され、第1の指示機構52′は回転数比
較器56と連結され、この回転数比較器56には
前記ポンプ43に設けられた回転数検知器59で
得られた信号が変換器58と表示器57を介して
送られて最終回転数(最終注入距離)に対する
夫々の注入時点での回転数(各時点での注入距
離)が比較され、その結果が計算機構55に送ら
れると共に表示部51の下段に設けられた表示手
段60を介して夫々の時点における注入圧が表示
部下段の指針51aを以て指示される。前記した
計算機構55においては下記するような〜式
による計算が行われる。 Pは前記計算式にてあらかじめ計算する。 P=A(N/N0)B この式によるものは2次曲線の近似値で表現
される。 P=AN/N0+B この式によるものは直線の近似値で表現され
る。 なお上記〜の何れによつてもよいが精度、
安全を重視するならば式が好ましく、多少の誤
差、安全率を考慮するならば,式を用いる。 上記した第2、第3の指示機構53′と54′は
何れも前記した計算機構55に連結され、この計
算機構55においては前記のような回転数比較器
56からの信号と相俟つて夫々の時点における適
正圧力が求められ、このようにして求められた適
正圧力値は前記した圧力比較器49に送られて既
述した圧力計45による注入側圧力値と比較さ
れ、その偏差によつて表示部51における上段指
針51bを駆動するようになつている。即ち夫々
の時点における適正圧力に対する実際の注入成形
域入側圧力との偏差は常に指針51bで指示さ
れ、しかも夫々の時点での注入状態が指針51a
で指示されるわけであり、このような指示状態を
常時監視し、大幅に適正圧力値から逸脱しない条
件で操業することにより的確な注入を行い得るこ
とは明かであり、実際の注入圧力が上記のような
適正圧力より大幅にずれた場合にはポンプ43の
回転速度を加減して圧力をコントロールし適正圧
力に即せしめる。 上記のように適正圧力を予め求め、これを基準
として与えられた安全率範囲の速度による圧力の
コントロールをなす本発明のものは又予め既述の
ようにして求められる計算値によつて基準となる
圧力線図を作成しておき、この圧力線図に則つて
操業することができる。即ちこのような圧力線図
の様相は第11図に示す通りであつて、例えば縦
軸に圧力(P)を採り、横軸に注入距離(L)又
は積算注入量(ΣQ)を採ることによりスタート
時より予定注入圧力P0に到る曲線を容易に求める
ことができ、又最大圧力Pmaxの如きも適切に設
定することができる。圧力Pは夫々のUにおけ
るポンプ回転数として理解することができ、斯う
して得られた圧力曲線に従い、それから大幅にず
れることなく実施するならば常に円滑で事故のな
い注入をなすことができることは明かである。 このような関係を適切に実施する装置の他の例
は第12図にも示されている。即ち上記した第1
0図に示すような圧送ポンプ43から成形域41
に到る注入管路40にはダイヤフラム39と隔液
注入口37を有する連結管38を以て圧力発信器
36が連結され、該圧力発信器36はデストリビ
ユータ34に連結されていて電気信号を機械動作
に変換しペン書きを行わせるようにし、斯かるデ
ストリビユータ34の記録手段は回転盤35に臨
ませられている。又上記したポンプ43の回転条
件は減速機32の如きを介して前記回転盤35を
回転せしめ、該回転盤35上には別に第13図に
拡大して示すような記録紙65が載置されていて
回転盤35と共に回転し、該記録紙65には既に
説明されたような条件に基いて予定注入圧66又
は安全圏の如きが示されており、作業者はこのよ
うな指示に従つて注入条件を制御しながら作業し
且つその結果を記録する。即ちこのような第12
図、第13図に示す方式によるならば第10図に
示すものよりもコンパクトな機構により、又小型
な記録紙上に注入条件を記録し保管することが可
能となることは明かである。 前記した第7図に示すような測定装置による具
体的な測定結果は第14図に示すような構成の機
構及び記録手段を以て記録することができる。即
ち第7図における差圧発信器26からの信号は圧
力変換機構67を介して指針起動機構68を操作
するものであり、又前記したような第3〜第7図
に示すような測定装置において注入された塑性流
体の定点(この定点は適宜に夫々の装置によつて
採り得るもので本発明者がこの装置で実際に採つ
た抵抗体充填層上面からの高さは60cmである)通
過をレベルセンサー69によつて検知し、このレ
ベルセンサー69からの信号によつて定点を印捺
機構70をそのスイツチ75がオンされた状態で
作動するように成つており、グラフ送り機構71
はそのオンオフ機構74によつて作動せしめら
れ、圧力計作動用スイツチ73は上記したような
差圧発信器26をスタートせしめるように成つて
いる。グラフ切断機構72は測定終了時に作動し
て記録用紙の切断をなすものである。 既に明かとなつたように注入流動条件を常時解
明し、適正圧力条件を以て作業する本発明による
ならば、実際の作業計画を明確且つ効率的に立案
して操業し得ることは言うでもない。即ちこの種
操業に当つては一搬的に製品強度、形状(型
枠)、工程(時間)が与えられる。然してこれら
の条件の中で製品強度は水セメント比によつて決
定され、又適正配合による既述したようなFo,
λ,△Foによりこれを保証し得る。これらの
Fo,λ,△Foは又工程時間を勘案し、しかも安
全率を見越して注入速度を決定せしめ、且つ注入
圧力値を決定する。斯うして注入圧力値が決定さ
れるならばそのような注入成型に用いられる型枠
剛性を養生圧力等をも考慮して決定することがで
き、従来のこれらのことが総べて手さぐり的に確
たる基準、指標のないままで漫然実施されていた
場合に比すれば総べてが有利且つ適正ならしめら
れ、しかも誤りを生ずることがない。 モルタル等の塑性流体調整に当つても既述した
ように本発明者等により解明された砂の含水率、
投入混練順序、混練時間の関係を考慮することに
よりFo,λ,△Foを適宜に調整することが可能
であり、若し試験測定結果が予期するところと異
ればW/Cを変更しないでC/Sを補正し、又は
分散剤の添加による補正、或いは注入速度による
補正の何れか1つ又は2つ以上を適宜に採用して
即応することが可能であり、適正圧力よりの大幅
なずれに対しては注入速度を以て即応し得ること
上記の通りである。 本発明によるものの具体的な実施例について説
明すると、以下の如くである。 実施例 1 第15図に示すようなボツクスカルバートを注
入成形した。即ちこのボツクスカルバートは縦、
横、長さが共に1500mmのものであり、又肉厚は
150mmであつて、且つこのボツクスカルバートに
要求される強度はコンクリートとしての圧縮強度
が400Kg/cm2であり、これを工業的に生産するた
めに好ましい工程時間は1個当り15分である。又
このようなボツクスカルバートを得るために準備
された砂は比重が2.59で、粗粒率は1.96、吸水率
は2.6%のものであり、注入孔75は型枠の底辺
より200mm上方に設けられ、オーバフロー孔76
は型枠頂辺の前記注入孔75の位置に対する対角
位置に設けられることは第15図に示す通りであ
り、用いられた粗骨材の充填状態における空隙率
εは0.45であつて、注入に当つては既設の6000サ
イクルのバイブレータをオーバフロー孔76に到
達直前30秒間使用し、又型枠内を−520mmHg程度
まで減圧することができる型枠であつた。 上記のような諸元により既述したような計算式
等を用い注入条件を求めてみると、注入距離
Lmaxは1850mm(Cを9.6とする)、高さhは150
cm、ρは2.165、Foは0.57、△Foは0.0044(√△
Fo=0.066)、λは3.21、Uは0.5(εは0.45)で
あつて、最大注入距離Lmaxは646.46cmと求めら
れ、この条件下での注入総圧△Pは1217g/cm2と
計算された。 又上記したような条件から用いるモルタルの調
合を求めたところW/Cが38%、C/Sが1:1
であつてセメント180Kg、砂180Kgに対して水68.4
Kg、分散剤1.0%として計算され、このものは容
量が2.165Kg/で上記ρの値に合致し、斯うし
て調整混練されたモルタルについての流動性は
Fo1が0.65であつて、△Foが0.0047g/cm3・cmで
あり、又λは3.75であつて、前記した要件に略合
致するものであつた。 そこで実地にこのモルタルを上記型枠内に注入
速度U=0.5cm/secで注入し、その注入時間T
に対して計算された推定計算注入圧力以上に実際
注入圧が上らないように調整して注入した。この
注入に要した時間は13分であり、注入時のポンプ
回転数は平均160rpmであつて、毎分80の速度
で注入し、型枠内全般に密実な注入をなすことが
できた。 実施例 2 第14図に示したような機構によつて具体的に
調整された各種モルタルの流動性を試験測定した
結果の若干例は第16図に示されている通りであ
る。 即ちこの第16図に示されたものにおいて、実
線によるNo.(1―A)のものはC:Sが1:1で
粗粒率1.89の砂とセメントが配合され、W/Cは
38%のものであり、点線による曲線No.(6―
A)、のものはC:Sが1:1で粗粒率1.66の砂
とセメントを配合し、W/Cを37%とされたもの
である。更に破線による曲線No.(16―A)のもの
はC:Sが1:1で、粗粒率1.54の砂とセメント
を配合し、W/Cを36%とされたものである。 これら3種のモルタルの流動性について試験測
定した結果は次の第14表に示す通りである。
は計算値を示すわけであるが、試験No.1のものは
第8図aの如くであつて実際の注入成形域におけ
る粗骨材の充填が試験装置による予想より稍々密
であつたことを理解でき、又試験No.2のものは第
8図bであつてこの場合においても実際の注入成
形域の粗骨材が密であることを理解できるが、こ
の場合においては又試験装置及び実際の注入装置
が共に閉塞化傾向を有していたことが夫々の曲線
が彎曲して立上つていることから理解し得る。試
験No.3の場合は前記した試験No.1の場合に準ずる
ことが明かであり、試験No.4の場合には試験No.1
とNo.2との間の中間的なものであることがその数
値から理解できる。これらに対して試験No.5とNo.
7,No.8の場合は第8図のd,e及びfにより明
かなように試験装置による予想と実際装置におけ
る粗骨材充填状態が略完全に一致した状態のもの
であことを示しており、このような結果は試験No.
10の場合においても準じたこととなる。試験No.6
とNo.9の場合は試験装置による予想が実際の粗骨
材充填状態より高い密度であつた場合であり、こ
のように本発明によるものが必ずしも実際の粗骨
材充填状態を的中させ得ない場合があるとして
も、これは現実の注入成形域そのもので試験でき
ないことよりしてやむを得ないところであり、約
1/3が的中させることができ、その残部は本発明
による予想値(計算値)が実際より高い場合と低
い場合とに分れ、それらが略等しい関係で分布し
ていることは本発明による計算測定が工業的に充
分な措信性を有するものであることを理解させる
に充分である。なお本発明がこのように予想値か
ら若干外れたような実験結果に対してもそれなり
に対処する手段を講ずることは後述の通りであ
る。 なお上記したような本発明に従い具体的に骨材
充填域に塑性流体を注入充填するに当つては振動
がそれなりの影響を与えるものであることは確認
されており、即ち5000〜40000サイクル、特に
10000〜20000サイクル程度の振動は流動圧力Pを
減少させる傾向を示すが、非常に大きなサイクル
のものは逆に流動圧力を上昇させる傾向を有して
いる。又減圧状態を注入成形域に形成して注入す
ることは一般的に注入圧力を減少せしめることと
なる。 上記のようにして本発明によるならばFo,
λ,△Foの相対的な定量計測値を用いることに
より目的とする注入成形域に閉塞事故等を発生す
ることなく、計画的且つ的確に塑性流体を注入、
充填することが可能となるが、斯様な流路因子と
流体因子との相対的関係においての定量的計測に
用いられた試験装置と実際の注入成形域における
抵抗組成とが全く同一のものであることは稀有で
あり、例え全く同じ粒度分布、組成の骨材を両者
に用いたとしてもそれらの具体的な充填組織は変
動し、何れかの流体通路において予知できない狭
小部や空洞部の発生する可能性が高く、殊にそれ
は砕石のような粗骨材を用いた場合に顕著であ
る。勿論試験装置による測定値に対してはそれな
りの補正値を用いて予測するわけであるけれど
も、斯かる予想値が常に的確に的中するわけでな
いことは前記した通りであつて、変動要因は単に
流路側のみならず流体側においても多様に存在し
単なる経時変化によつても変動を来す。従つてこ
のような変動条件に対してもそれなりに対処する
ことが安全的確な注入充填を得る所以である。そ
こで本発明ではこのような変化にも即応すべく注
入速度による圧力コントロールを行うものであ
る。 即ち速度(Ucm/sec)と圧力(Pg/cm2)
の関係は第9図に示す通りであつて速度が0にな
つても圧力は残存し、その値は充填長さL(cm)
とFo(g/cm3)の積である。又注入速度Uに
は限界があり、この限界速度以上においては無限
大圧力となり、即ち閉塞が生ずる。更に速度を減
ずることが圧力の大幅に影響することは前記した
〜式の如きから容易に理解される。そこで本
発明ではこの関係を利用し注入速度で圧力コント
ロールをなすわけであり、仮りに定量注入(定速
注入)を行つていても注入距離が変化しその圧力
上昇は直線ではなしに2次曲線的に上昇するもの
であるから夫々の時点において適正圧力の標示を
なし、注入成形域における注入圧力ゲージの指示
がこのような適正圧力との関係において如何なる
関係を採るものであるかを指示せしめる。斯様な
考慮によつて設計されたのが第10図に示すよう
な圧力制御機構であつて、具体的な型枠等の注入
成形域41に対して注入タンク42がポンプ43
を介して連結され、このポンプ43による注入圧
力は圧力計45によつて表示される。なお注入成
形域41としては水中プレパツクドその他一般的
なプレパツクド工法が適宜採用され、必要に応じ
斯かる成形域41の注入系に対向してオーバフロ
ータンク44が連結して注入状態、特に注入完了
時点を確認するようにするが斯かることは本発明
における本質に関するものでない。前記した圧力
計45に対しては検知機構46が附設されていて
該圧力計45における圧力値を圧力変換器47に
送り、このような変換器46から得られる出力4
8は圧力比較器49に送られる。一方設定盤50
においては第1〜第3の設定機構52,53,5
4と表示部51および起動釦61、停止釦62の
如きが配設されているが、第1の設定器52にお
いては上記したようなポンプ43に対する回転条
件が設定され、この回転条件は該ポンプ43の回
転数が注入成形域41における注入距離として求
められるものであることよりして最終的な注入距
離に相当した回転数として設定されるわけであ
り、又第2の設定器53においては上述したよう
な本発明で求められるFo,λ,△Foを基として
圧力条件を設定し、第3の設定器54においては
この場合の係数条件が設定される。これら第1〜
第3の設定器52〜54には指示機構52′〜5
4′が附設され、第1の指示機構52′は回転数比
較器56と連結され、この回転数比較器56には
前記ポンプ43に設けられた回転数検知器59で
得られた信号が変換器58と表示器57を介して
送られて最終回転数(最終注入距離)に対する
夫々の注入時点での回転数(各時点での注入距
離)が比較され、その結果が計算機構55に送ら
れると共に表示部51の下段に設けられた表示手
段60を介して夫々の時点における注入圧が表示
部下段の指針51aを以て指示される。前記した
計算機構55においては下記するような〜式
による計算が行われる。 Pは前記計算式にてあらかじめ計算する。 P=A(N/N0)B この式によるものは2次曲線の近似値で表現
される。 P=AN/N0+B この式によるものは直線の近似値で表現され
る。 なお上記〜の何れによつてもよいが精度、
安全を重視するならば式が好ましく、多少の誤
差、安全率を考慮するならば,式を用いる。 上記した第2、第3の指示機構53′と54′は
何れも前記した計算機構55に連結され、この計
算機構55においては前記のような回転数比較器
56からの信号と相俟つて夫々の時点における適
正圧力が求められ、このようにして求められた適
正圧力値は前記した圧力比較器49に送られて既
述した圧力計45による注入側圧力値と比較さ
れ、その偏差によつて表示部51における上段指
針51bを駆動するようになつている。即ち夫々
の時点における適正圧力に対する実際の注入成形
域入側圧力との偏差は常に指針51bで指示さ
れ、しかも夫々の時点での注入状態が指針51a
で指示されるわけであり、このような指示状態を
常時監視し、大幅に適正圧力値から逸脱しない条
件で操業することにより的確な注入を行い得るこ
とは明かであり、実際の注入圧力が上記のような
適正圧力より大幅にずれた場合にはポンプ43の
回転速度を加減して圧力をコントロールし適正圧
力に即せしめる。 上記のように適正圧力を予め求め、これを基準
として与えられた安全率範囲の速度による圧力の
コントロールをなす本発明のものは又予め既述の
ようにして求められる計算値によつて基準となる
圧力線図を作成しておき、この圧力線図に則つて
操業することができる。即ちこのような圧力線図
の様相は第11図に示す通りであつて、例えば縦
軸に圧力(P)を採り、横軸に注入距離(L)又
は積算注入量(ΣQ)を採ることによりスタート
時より予定注入圧力P0に到る曲線を容易に求める
ことができ、又最大圧力Pmaxの如きも適切に設
定することができる。圧力Pは夫々のUにおけ
るポンプ回転数として理解することができ、斯う
して得られた圧力曲線に従い、それから大幅にず
れることなく実施するならば常に円滑で事故のな
い注入をなすことができることは明かである。 このような関係を適切に実施する装置の他の例
は第12図にも示されている。即ち上記した第1
0図に示すような圧送ポンプ43から成形域41
に到る注入管路40にはダイヤフラム39と隔液
注入口37を有する連結管38を以て圧力発信器
36が連結され、該圧力発信器36はデストリビ
ユータ34に連結されていて電気信号を機械動作
に変換しペン書きを行わせるようにし、斯かるデ
ストリビユータ34の記録手段は回転盤35に臨
ませられている。又上記したポンプ43の回転条
件は減速機32の如きを介して前記回転盤35を
回転せしめ、該回転盤35上には別に第13図に
拡大して示すような記録紙65が載置されていて
回転盤35と共に回転し、該記録紙65には既に
説明されたような条件に基いて予定注入圧66又
は安全圏の如きが示されており、作業者はこのよ
うな指示に従つて注入条件を制御しながら作業し
且つその結果を記録する。即ちこのような第12
図、第13図に示す方式によるならば第10図に
示すものよりもコンパクトな機構により、又小型
な記録紙上に注入条件を記録し保管することが可
能となることは明かである。 前記した第7図に示すような測定装置による具
体的な測定結果は第14図に示すような構成の機
構及び記録手段を以て記録することができる。即
ち第7図における差圧発信器26からの信号は圧
力変換機構67を介して指針起動機構68を操作
するものであり、又前記したような第3〜第7図
に示すような測定装置において注入された塑性流
体の定点(この定点は適宜に夫々の装置によつて
採り得るもので本発明者がこの装置で実際に採つ
た抵抗体充填層上面からの高さは60cmである)通
過をレベルセンサー69によつて検知し、このレ
ベルセンサー69からの信号によつて定点を印捺
機構70をそのスイツチ75がオンされた状態で
作動するように成つており、グラフ送り機構71
はそのオンオフ機構74によつて作動せしめら
れ、圧力計作動用スイツチ73は上記したような
差圧発信器26をスタートせしめるように成つて
いる。グラフ切断機構72は測定終了時に作動し
て記録用紙の切断をなすものである。 既に明かとなつたように注入流動条件を常時解
明し、適正圧力条件を以て作業する本発明による
ならば、実際の作業計画を明確且つ効率的に立案
して操業し得ることは言うでもない。即ちこの種
操業に当つては一搬的に製品強度、形状(型
枠)、工程(時間)が与えられる。然してこれら
の条件の中で製品強度は水セメント比によつて決
定され、又適正配合による既述したようなFo,
λ,△Foによりこれを保証し得る。これらの
Fo,λ,△Foは又工程時間を勘案し、しかも安
全率を見越して注入速度を決定せしめ、且つ注入
圧力値を決定する。斯うして注入圧力値が決定さ
れるならばそのような注入成型に用いられる型枠
剛性を養生圧力等をも考慮して決定することがで
き、従来のこれらのことが総べて手さぐり的に確
たる基準、指標のないままで漫然実施されていた
場合に比すれば総べてが有利且つ適正ならしめら
れ、しかも誤りを生ずることがない。 モルタル等の塑性流体調整に当つても既述した
ように本発明者等により解明された砂の含水率、
投入混練順序、混練時間の関係を考慮することに
よりFo,λ,△Foを適宜に調整することが可能
であり、若し試験測定結果が予期するところと異
ればW/Cを変更しないでC/Sを補正し、又は
分散剤の添加による補正、或いは注入速度による
補正の何れか1つ又は2つ以上を適宜に採用して
即応することが可能であり、適正圧力よりの大幅
なずれに対しては注入速度を以て即応し得ること
上記の通りである。 本発明によるものの具体的な実施例について説
明すると、以下の如くである。 実施例 1 第15図に示すようなボツクスカルバートを注
入成形した。即ちこのボツクスカルバートは縦、
横、長さが共に1500mmのものであり、又肉厚は
150mmであつて、且つこのボツクスカルバートに
要求される強度はコンクリートとしての圧縮強度
が400Kg/cm2であり、これを工業的に生産するた
めに好ましい工程時間は1個当り15分である。又
このようなボツクスカルバートを得るために準備
された砂は比重が2.59で、粗粒率は1.96、吸水率
は2.6%のものであり、注入孔75は型枠の底辺
より200mm上方に設けられ、オーバフロー孔76
は型枠頂辺の前記注入孔75の位置に対する対角
位置に設けられることは第15図に示す通りであ
り、用いられた粗骨材の充填状態における空隙率
εは0.45であつて、注入に当つては既設の6000サ
イクルのバイブレータをオーバフロー孔76に到
達直前30秒間使用し、又型枠内を−520mmHg程度
まで減圧することができる型枠であつた。 上記のような諸元により既述したような計算式
等を用い注入条件を求めてみると、注入距離
Lmaxは1850mm(Cを9.6とする)、高さhは150
cm、ρは2.165、Foは0.57、△Foは0.0044(√△
Fo=0.066)、λは3.21、Uは0.5(εは0.45)で
あつて、最大注入距離Lmaxは646.46cmと求めら
れ、この条件下での注入総圧△Pは1217g/cm2と
計算された。 又上記したような条件から用いるモルタルの調
合を求めたところW/Cが38%、C/Sが1:1
であつてセメント180Kg、砂180Kgに対して水68.4
Kg、分散剤1.0%として計算され、このものは容
量が2.165Kg/で上記ρの値に合致し、斯うし
て調整混練されたモルタルについての流動性は
Fo1が0.65であつて、△Foが0.0047g/cm3・cmで
あり、又λは3.75であつて、前記した要件に略合
致するものであつた。 そこで実地にこのモルタルを上記型枠内に注入
速度U=0.5cm/secで注入し、その注入時間T
に対して計算された推定計算注入圧力以上に実際
注入圧が上らないように調整して注入した。この
注入に要した時間は13分であり、注入時のポンプ
回転数は平均160rpmであつて、毎分80の速度
で注入し、型枠内全般に密実な注入をなすことが
できた。 実施例 2 第14図に示したような機構によつて具体的に
調整された各種モルタルの流動性を試験測定した
結果の若干例は第16図に示されている通りであ
る。 即ちこの第16図に示されたものにおいて、実
線によるNo.(1―A)のものはC:Sが1:1で
粗粒率1.89の砂とセメントが配合され、W/Cは
38%のものであり、点線による曲線No.(6―
A)、のものはC:Sが1:1で粗粒率1.66の砂
とセメントを配合し、W/Cを37%とされたもの
である。更に破線による曲線No.(16―A)のもの
はC:Sが1:1で、粗粒率1.54の砂とセメント
を配合し、W/Cを36%とされたものである。 これら3種のモルタルの流動性について試験測
定した結果は次の第14表に示す通りである。
【表】
然してこれら3種のモルタルは定点通過時の差
圧から換算するとその容量ρは(1―A)が2.1
で(6―A)は2.1であり、(16―A)は1.97と判
明した。そこでこれらのモルタルを幅1m、長さ
2m、厚さ15cmの建築用部材を製造するために粗
骨材が空隙率ε0.45の状態で充填された密閉型枠
に夫々6分間で注入する作業計画に用いるものと
し、しかも前記密閉型枠は減圧、加圧を含めて
1.7Kg/cm2の圧力に耐えられるものであり、しか
もこの場合の最終注入圧△Pを計算したところ
(1―A)は0.58Kg/cm2、(6―A)は0.68Kg/
cm2、(16―A)は1.2Kg/cm2であつた。 即ち上記最終注入圧△Pは何れも型枠強度範囲
内にあつて注入可能なものであり、従つて実際に
上記3種のモルタルを夫々注入したところ何れも
上記最終注入圧及び時間の条件内で的確に注入す
ることができた。又斯うして得られたコンクリー
ト版の4週強度は(1―A)のものが430Kg/
cm2、(6―A)のものが450Kg/cm2、(16―A)の
ものは460Kg/cm2であつても何れも好ましい製品
を得ることができた。 以上説明したような本発明によればセメントモ
ルタルやペースト或いは耐火材混練物のような固
形分を含有した塑性流体の骨材充填条件下その他
の抵抗性を示す通路内に注入流動せしめる条件下
においてその実地的な特性値を充分に解明し且つ
これらを適切に測定せしめ、特に前記塑性流体を
通路空間の一方から導入せしめ、他方から排出さ
せるものであるから簡易且つ迅速に測定せしめ得
ると共に連続的にそれぞれの測定結果を施工現場
の如きにおいて的確に得しめることができ、それ
によつて常に的確なプレパツクドコンクリートや
耐火物等の施工を得しめ、又その好ましい制御を
行わしめ得て常に安定した的確なセメント若くは
耐火物の如きによる製品又は構造物を得しめるも
のであるから、工業的にその効果の大きい発明と
いうべきである。
圧から換算するとその容量ρは(1―A)が2.1
で(6―A)は2.1であり、(16―A)は1.97と判
明した。そこでこれらのモルタルを幅1m、長さ
2m、厚さ15cmの建築用部材を製造するために粗
骨材が空隙率ε0.45の状態で充填された密閉型枠
に夫々6分間で注入する作業計画に用いるものと
し、しかも前記密閉型枠は減圧、加圧を含めて
1.7Kg/cm2の圧力に耐えられるものであり、しか
もこの場合の最終注入圧△Pを計算したところ
(1―A)は0.58Kg/cm2、(6―A)は0.68Kg/
cm2、(16―A)は1.2Kg/cm2であつた。 即ち上記最終注入圧△Pは何れも型枠強度範囲
内にあつて注入可能なものであり、従つて実際に
上記3種のモルタルを夫々注入したところ何れも
上記最終注入圧及び時間の条件内で的確に注入す
ることができた。又斯うして得られたコンクリー
ト版の4週強度は(1―A)のものが430Kg/
cm2、(6―A)のものが450Kg/cm2、(16―A)の
ものは460Kg/cm2であつても何れも好ましい製品
を得ることができた。 以上説明したような本発明によればセメントモ
ルタルやペースト或いは耐火材混練物のような固
形分を含有した塑性流体の骨材充填条件下その他
の抵抗性を示す通路内に注入流動せしめる条件下
においてその実地的な特性値を充分に解明し且つ
これらを適切に測定せしめ、特に前記塑性流体を
通路空間の一方から導入せしめ、他方から排出さ
せるものであるから簡易且つ迅速に測定せしめ得
ると共に連続的にそれぞれの測定結果を施工現場
の如きにおいて的確に得しめることができ、それ
によつて常に的確なプレパツクドコンクリートや
耐火物等の施工を得しめ、又その好ましい制御を
行わしめ得て常に安定した的確なセメント若くは
耐火物の如きによる製品又は構造物を得しめるも
のであるから、工業的にその効果の大きい発明と
いうべきである。
図面は本発明の実施態様を示すものであつて、
第1図は非ニユートン流体の骨材充填条件下での
流動性測定結果を示す図表、第2図は各種流体に
ついての廻転粘度計による測定と骨材充填条件下
での流動性測定結果とを併せて示す図表、第3図
は本発明による測定装置の1を示した説明図、第
4図はその具体化されたもう1つの1例について
の部分切欠正面図、第5図はその側面図、第6図
はその空気圧をも利用するようにした装入口部体
部分の変形例を示す部分的な正面図、第7図は本
発明による更にもう1つの測定装置としてミキサ
ーに附設するようにされたものの正面図、第8図
は本発明方法により実施した若干例について計算
値と実験値との関係を示した図表、第9図は本発
明よる注入速度と圧力のコントロール関係を示す
図表、第10図はその圧力制御機構の1例を示す
説明図、第11図は基準となる圧力線図の態様を
示す説明図、第12図は本発明による圧力制御機
構の他の実施例についての説明図、第13図はそ
の記録紙の態様を示す平面図、第14図は第7図
に示す装置と関連せしめて自動的な指示記録をな
すための機構についての説明図、第15図は本発
明方法によりボツクスカルバートを注入成形する
場合の注入口、オーバフロー孔配設関係説明図、
第16図は第14図に示した機構による測定記録
結果の若干例を示した図表である。 然してこれらの図面において、1は装入口部
体、2は連結部体、3及び13,33は流動抵抗
通路たる充填部体、5は網材、6は骨材、7はオ
ーバフロー部体、9はオーバフロー部体、16は
スライド部、21は空気圧力タンク、23は加圧
筒、26は差圧発信器、27は清掃用の水配管、
30はミキサー、35は回転盤、36は圧力発信
器、39はダイヤフラム、41は注入成形域、4
2は注入タンク、43はポンプ、45は圧力計、
50は設定盤、51は表示部、51a,51bは
その指針、52は第1の設定機構、53は第2の
設定機構、54は第3の設定機構、52′〜5
4′はそれら第1〜第3の設定機構における指示
機構、59は回転数検知器、60は指示手段、6
5は記録紙、66は予定注入圧、69はレベルセ
ンサー、70は印捺機構、71はグラフ送り機構
を示すものである。
第1図は非ニユートン流体の骨材充填条件下での
流動性測定結果を示す図表、第2図は各種流体に
ついての廻転粘度計による測定と骨材充填条件下
での流動性測定結果とを併せて示す図表、第3図
は本発明による測定装置の1を示した説明図、第
4図はその具体化されたもう1つの1例について
の部分切欠正面図、第5図はその側面図、第6図
はその空気圧をも利用するようにした装入口部体
部分の変形例を示す部分的な正面図、第7図は本
発明による更にもう1つの測定装置としてミキサ
ーに附設するようにされたものの正面図、第8図
は本発明方法により実施した若干例について計算
値と実験値との関係を示した図表、第9図は本発
明よる注入速度と圧力のコントロール関係を示す
図表、第10図はその圧力制御機構の1例を示す
説明図、第11図は基準となる圧力線図の態様を
示す説明図、第12図は本発明による圧力制御機
構の他の実施例についての説明図、第13図はそ
の記録紙の態様を示す平面図、第14図は第7図
に示す装置と関連せしめて自動的な指示記録をな
すための機構についての説明図、第15図は本発
明方法によりボツクスカルバートを注入成形する
場合の注入口、オーバフロー孔配設関係説明図、
第16図は第14図に示した機構による測定記録
結果の若干例を示した図表である。 然してこれらの図面において、1は装入口部
体、2は連結部体、3及び13,33は流動抵抗
通路たる充填部体、5は網材、6は骨材、7はオ
ーバフロー部体、9はオーバフロー部体、16は
スライド部、21は空気圧力タンク、23は加圧
筒、26は差圧発信器、27は清掃用の水配管、
30はミキサー、35は回転盤、36は圧力発信
器、39はダイヤフラム、41は注入成形域、4
2は注入タンク、43はポンプ、45は圧力計、
50は設定盤、51は表示部、51a,51bは
その指針、52は第1の設定機構、53は第2の
設定機構、54は第3の設定機構、52′〜5
4′はそれら第1〜第3の設定機構における指示
機構、59は回転数検知器、60は指示手段、6
5は記録紙、66は予定注入圧、69はレベルセ
ンサー、70は印捺機構、71はグラフ送り機構
を示すものである。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 1 試験測定すべき塑性流体の流動に対して抵抗
作用を示す通路空間に前記塑性流体を該通路空間
の一方から導入せしめると共に他方に流出させ、
その際のヘツド差または空気圧による流動圧力を
測定し、該塑性流体と前記流体通路空間との間に
おける相対初期剪断応力降伏値、相対閉塞性係数
および相対流動粘度係数より成る定量的な相対流
動係数を計測することを特徴とする塑性流体の流
動性測定方法。 2 試験測定すべき塑性流体の流動に対して抵抗
作用を示す通路空間に前記塑性流体を該通路空間
の一方から導入せしめると共に他方に流出させ、
該塑性流体の流動充填後の流動速度零の状態にお
ける残存圧力又はこの流動充填後更に加圧流動せ
しめたときの流動開始直前における圧力値を測定
し、これらの圧力値を定量的に前記通路空間と塑
性流体との間の相対剪断応力降伏値として求める
ことを特徴とする塑性流体の流動性測定方法。 3 試験測定すべき塑性流体の流動に対して抵抗
作用を示す通路空間に前記塑性流体を該通路空間
の一方から導入せしめると共に他方から流出さ
せ、該塑性流体の流動充填後の流動速度零の状態
における残存圧力又はこの流動充填後更に加圧流
動せしめたときの流動開始直前における圧力値を
測定し、これらの圧力値を定量的に前記通路空間
と塑性流体との間の相対剪断応力降伏値として求
め、然る後一定量の同じ塑性流体を前記試験用通
路空間に流動せしめて同様に相対剪断応力降伏値
を求め、これら複数の相対剪断応力降伏値の間の
差により定量的に前記通路空間と塑性流体との間
の相対閉塞性係数を求めることを特徴とする塑性
流体の流動性測定方法。 4 試験測定すべき塑性流体の流動に対して抵抗
作用を示す通路空間に前記塑性流体を該通路空間
の一方から予め導入充填せしめてからその流動速
度を変化させて同じ塑性流体を流動させて前記通
路空間の他方から流出させ、該塑性流体が流動を
開始した後の速度と流動圧力の関係を測定し、前
記流体通路空間と該塑性流体との間の相対流動粘
度係数を求めることを特徴とする塑性流体の流動
性測定方法。 5 試験測定すべき塑性流体を装入するための装
入口と該装入口に連結され前記塑性流体の流動に
対して抵抗作用を示す流動抵抗通路を有し、該流
動抵抗通路における装入口に対向した部分にオー
バフロー口を形成し、しかもこの流動抵抗通路に
対して前記塑性流体を適当な圧力条件下で流動さ
せるための機構を設けたことを特徴とする塑性流
体の流動性測定装置。
Priority Applications (5)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP15745276A JPS5382389A (en) | 1976-12-28 | 1976-12-28 | Method for measuring fluidity of plastic fluid and for regulating plastic fluid and for pouring into plastic fluid and their device |
GB345577A GB1576871A (en) | 1976-01-27 | 1977-01-27 | Measuring the characteristics of a plastic fluid |
GB2309279A GB1576872A (en) | 1976-01-27 | 1977-01-27 | Device for use in measuring the characteristics of plastic fluid |
DE2703353A DE2703353C1 (de) | 1976-01-27 | 1977-01-27 | Verfahren und Vorrichtung zur relativen Bestimmung der Fließeigenschaften eines plastischen Fluids |
US05/763,664 US4143541A (en) | 1976-01-27 | 1977-01-28 | Method and device for measuring the characteristics of plastic fluid and control system for pouring the same into moulds |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP15745276A JPS5382389A (en) | 1976-12-28 | 1976-12-28 | Method for measuring fluidity of plastic fluid and for regulating plastic fluid and for pouring into plastic fluid and their device |
Related Child Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP9136482A Division JPS6035168B2 (ja) | 1982-05-31 | 1982-05-31 | 塑性流体の注入方法及びその装置 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS5382389A JPS5382389A (en) | 1978-07-20 |
JPS6159452B2 true JPS6159452B2 (ja) | 1986-12-16 |
Family
ID=15649957
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP15745276A Granted JPS5382389A (en) | 1976-01-27 | 1976-12-28 | Method for measuring fluidity of plastic fluid and for regulating plastic fluid and for pouring into plastic fluid and their device |
Country Status (2)
Country | Link |
---|---|
US (1) | US4143541A (ja) |
JP (1) | JPS5382389A (ja) |
Families Citing this family (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
DE3218037C2 (de) * | 1982-05-13 | 1985-07-18 | Kiesewetter, Holger, Dr., 5100 Aachen | Vorrichtung zur Bestimmung von Fließeigenschaften, insbesondere der Fließschubspannung, von Suspensionen, insbesondere Blut |
JPH07119685B2 (ja) * | 1987-04-17 | 1995-12-20 | 東洋紡績株式会社 | 細管式粘度計 |
US5652376A (en) * | 1996-07-05 | 1997-07-29 | Dow Corning Corporation | Method of measuring yield stress |
CN102384885B (zh) * | 2011-09-28 | 2013-07-17 | 浙江省交通工程建设集团有限公司 | 一种预应力压浆浆液稳定性的检测工具及其使用方法 |
CN104949900B (zh) * | 2015-05-29 | 2017-09-29 | 中国建筑科学研究院 | 一种混凝土流变仪 |
CN105043938B (zh) * | 2015-06-30 | 2017-09-01 | 山东大学 | 一种可重复利用的饱水砂层渗透注浆试验模型及其应用 |
CN107589047A (zh) * | 2017-08-29 | 2018-01-16 | 山东大学 | 一种室内动水注浆模拟的简易试验装置及试验方法 |
Family Cites Families (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US1810992A (en) * | 1926-01-07 | 1931-06-23 | Dallwitz-Wegner Richard Von | Method and means for determining the viscosity of liquid substances |
US3520179A (en) * | 1968-06-19 | 1970-07-14 | John C Reed | Variable head rheometer for measuring non-newtonian fluids |
GB1247722A (en) * | 1968-09-09 | 1971-09-29 | British Petroleum Co | Viscometer |
US3559464A (en) * | 1969-11-13 | 1971-02-02 | Exxon Research Engineering Co | Rheometer for continuous monitoring of a plastic |
SU381640A1 (ru) * | 1971-06-09 | 1973-05-22 | Способ определения степени распушки волокнистого материала | |
US3839901A (en) * | 1972-11-17 | 1974-10-08 | E Finkle | Method and apparatus for measuring viscosity |
CA992348A (en) * | 1974-03-22 | 1976-07-06 | Helen G. Tucker | Measurement of at least one of the fluid flow rate and viscous characteristics using laminar flow and viscous shear |
-
1976
- 1976-12-28 JP JP15745276A patent/JPS5382389A/ja active Granted
-
1977
- 1977-01-28 US US05/763,664 patent/US4143541A/en not_active Expired - Lifetime
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
US4143541A (en) | 1979-03-13 |
JPS5382389A (en) | 1978-07-20 |
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