計算工学講演会論文集 Vol.20 (2015年6月）

計算工学会

キーエレメント指標を用いたS造建築物の発破解体計画－層数が異なる場合の比較－
Blast Demolition Planning of Steel Framed Buildings Using Key Element Index- Comparison between Various Models with Different Layer Numbers -日下善輝1)，磯部大吾郎2)
Yoshiki Kusaka and Daigoro Isobe
1) 筑波大学大学院（〒305-8573 茨城県つくば市天王台1-1-1, E-mail: s1420882@u.tsukuba.ac.jp)
2) 博(工) 筑波大学教授（〒305-8573 茨城県つくば市天王台1-1-1, E-mail: isobe@kz.tsukuba.ac.jp）
In this paper, a blast demolition planning of buildings based upon key element index in which thecontribution of a column to the strength of the building can be investigated numerically, is described. The
purpose of this study is to develop a blast demolition planning tool that can even demolish complicatedbuildings. The relationships between integrated key element index value for the removed columns and thesum of heights of remains after the demolition and the number of blasted columns are investigated. We
also applied the numerical code to investigate the demolition behaviors and compared the results with themodels of different layer numbers.
Key Words:Key Element Index, Steel Framed Buildings, Blast Demolition Planning,ASI-Gauss Technique

1． 緒言

層の建物にも適用させ，各発破解体解析より得られた結日本では，高度経済成長期に建設された建物の耐用年果から，𝐾𝐼積算値と発破解体後の残存物高さの和との関数が近づいていることから，それら建物の解体の需要は係，および発破部材数と残存物高さの和の関係を調査す

今後高まると予想される．このような建物の解体方法とる．これらを比較することにより，建物の層数が異なる場して，一般的にはクレーンなどの重機が用いられるが，解合の発破解体効率を比較する．なお，数値解析には崩壊解体対象となる建物が大規模になるにつれ，解体工期の長析において実績のあるASI-Gauss法[2]を用いた．

期化によるコストの増大や，作業員のリスクが懸念される．
欧米では近年，これらの懸念事項を解消する手段のひ2． 𝐾𝐼を用いた発破解体計画法(1) キーエレメント指標𝐾𝐼

とつとして，発破解体工法を用いることがある．これは，健全な建物の全柱梁接合部に対して鉛直方向に荷重増爆薬を用いて部材の接合部や柱等を発破し，建物の自重分を与え，建物最下層部のいずれかの柱部材に降伏現象を利用して崩壊させる解体方法である．しかし，この解体が発生した瞬間の荷重を用い，降伏限界荷重 0𝑃𝐺 として求方法にも大きなリスクが存在する．それは，部材の飛散や，める．任意の𝑖層内の柱番号𝑎を除去した建物にも同様に建物が予測しなかった崩壊挙動を示すことによる周辺建鉛直方向に荷重増分を与え，𝑖層以下のいずれかの柱部材物への被害である．これを防ぐため，欧米では経験則によに降伏現象が発生した瞬間の荷重を用い，降伏限界荷重り発破解体を実施しているが，発破解体計画に関する定

1𝑃𝐺 (𝑖, 𝑎)として求める．以上より，この柱番号𝑎の𝐾𝐼を以量的な判断基準は確立されていないのが現状である．さ

下のように降伏限界荷重の比で定義する．

らに，欧米などの諸外国の建物に比べ，日本の建物には強固な耐震設計が施されているため，より頑丈な構造になっている．そのため，欧米の発破解体業者の経験則を日本の建物の発破解体に適用することは困難であり，別の解体指針を考案する必要があると考えられる．そこで本研究室では，定量的な判断基準をもって発破箇所の選定を行うことを目的とし，建物の構造上重要な柱部材を特定し得るキーエレメント指標（以下𝐾𝐼）に基づいた発破解体計画手法を開発している[1]．
本稿では，はじめに5層の建物を対象に発破箇所の選定

01𝐾𝐼𝑖,𝑎 = 0𝑃𝐺 ⁄ 1𝑃𝐺 (𝑖, 𝑎)(1)

添え字の0は，𝐾𝐼を算出する際に健全な建物の降伏限界荷重を用いることを表し，添え字の1は第1次選定であることを表す．同様に，第(𝑛 − 1)次選定までに選定した柱を既に除去した建物の強度に対する𝑖層内の柱番号𝑏の𝐾𝐼は，第𝑛次選定では以下のように定義することができる．
𝑛−1𝐾𝐼𝑛 𝑖,𝑏 = 𝑛−1𝑃𝐺 ⁄ 𝑛𝑃𝐺 (𝑖, 𝑏)(2)

手順，ならびに発破解体計画に基づく発破解体解析の一

ここで，右辺分子 𝑛−1𝑃𝐺 は，第(𝑛 − 1)次選定までに選定し例を示す．次に，この発破解体計画手法を3層，10層，15た柱を除去した建物の降伏限界荷重であるが，第(𝑛 − 1)

次選定までの柱の選定状況に応じて値が変化する．

奥行きのスパン長は全て7 [m]とした．各モデルには固定

柱梁接合部に対して与える鉛直方向への荷重増分は，荷重と積載荷重を合わせて単位床面積あたり800 [kgf/m2]

柱ごとに負担する床荷重に応じて与える．𝑖層内の柱番号が作用するものとして設計している．梁や柱の断面寸法𝑎に与える鉛直方向の荷重増分∆𝐹𝑖,𝑎 を以下のように表す．

は，ベースシア係数𝐶𝑏 に基づき建物に必要とされる水平耐力を満たす断面を算出した結果を用いた[4]．ここでベ∆𝐹𝑖,𝑎 = 𝛼𝑖,𝑎 × ∆𝐹

(3)ースシア係数𝐶𝑏 は以下のように定義される．

ここで，∆𝐹は任意の荷重増分である．∆𝐹に乗じた𝛼𝑖,𝑎 を重𝐶𝑏 = 𝑍 ∙ 𝐷𝑠 ∙ 𝑅𝑡 ∙ 𝐶0(5)み値と呼び，以下の通り上層の建物総重量に対する柱部材1本の負担比率と定義する．

式中の𝑍は地震地域係数，𝐷𝑠 は構造特性係数，𝑅𝑡 は振動特性係数，𝐶0 は標準せん断力係数である．各モデルの緒元と𝑀

𝛼𝑖,𝑎 = 𝑁𝑖,𝑎 ⁄ ∑ 𝑁𝑖,𝑎ともに概観図を表-1に示す．なお，健全状態高さの和につ(4)いては次章で説明する．また，本稿で用いる各モデルは，

𝑎=1

梁にはSS400の鋼材を用いたH形鋼，柱にはSM490の鋼材
なお，𝑖層内の柱番号𝑎の軸力を𝑁𝑖,𝑎 とし，1層あたりの柱のを用いた角形鋼管を使用している．各鋼材の物性値を表-本数を𝑀とする．

2に示す．

(2) 段発方式の発破解体計画(4) 発破解体計画と発破解体解析の一例

本稿では，先行研究[3]から有効性が示されている段発一例として示す計画は5層モデルを対象としており，第方式の発破解体計画による発破解体解析を実施した．段

1次選定では𝐾𝐼の小さい順に1位のみの柱，第2次選定では発方式の発破解体計画とは，第1発破において𝐾𝐼の小さい𝐾𝐼の大きい順に5位までの柱を発破箇所とする計画であ柱を発破することにより，建物を崩壊させずに強度を低る．ここで，第1次選定の結果と，第1次選定によって発破下させ，続く第2発破において𝐾𝐼の大きい柱を発破するこ箇所とした柱を除去し，次に第2次選定の結果から決定しとで建物を解体する計画である．発破箇所については，第た発破解体計画を図-1に示す．この発破解体計画に基づい1次選定において算出した𝐾𝐼に順位を付け，小さい順に任て発破解体解析を実施した結果を図-2に示す．図-2(b)より，意の順位までの柱を選定し，第2次選定において算出した

第1発破後においても建物の崩壊が始まっていないため，𝐾𝐼の大きい順に任意の順位までの柱を選定する．発破解

建物を崩壊させずに強度を低下させるという第1発破の体解析では，第1次選定において発破箇所とした柱を同時目的に沿う結果となっていることが分かる．に発破し，3.0 [s]後に第2次選定において発破箇所とした

3． 𝐾𝐼積算値と残存物高さの和の関係，および発破部材数と残存物高さの和の関係

柱を同時に発破するものとする．
(3) 解析モデル
解析モデルとして，3層，5層，10層，15層の鋼構造建物

𝐾𝐼積算値は，発破箇所とした柱全ての𝐾𝐼を足し合わせを想定し，いずれのモデルもスパン割りは桁行き方向に7たものとして定義する．第𝑛次選定までの𝐾𝐼積算値を以下スパン，梁間方向に3スパン，階高は各層4 [m]，幅およびのように表す．

表-1 モデル諸元

3層モデル

5層モデル

10層モデル

15層モデル

全高 [m]

12204060

ベースシア係数0.2500.250

0.2000.133

総要素数504840

1,680

2,520

総節点数

380612

1,1921,772

柱部材数

96160

320480

健全状態高さの和 [m]

2,592

6,640

24,88054,720モデル
概観図

𝑅 𝑙(𝑘,𝑖)𝑛

して𝐾𝐼の大きい順に1～5位までの柱を発破箇所とする発∑ ∑ ∑ [ 𝑘−1𝑘𝐾𝐼𝑖,𝑚(𝑖,𝑗𝑘 ) ]破解体計画を立て，それに基づき発破解体解析を実施し𝑘=1 𝑖=1 𝑗𝑘 =1

た．解析結果として，𝐾𝐼積算値と残存物高さの和の関係

10KI1, m (1,1) 10KI1, m (1, 2 )  10KI1, m (1,l (1,1)) (6)10KI R , m ( R ,l (1, R ))   n n1KI1, m (1,1) を図-3に，発破部材数と残存物高さの和の関係を図-4に示す．なお，残存物高さの和は健全状態の各モデルにおけるn 1nKI1, m (1, 2 )   n n1KI1,m (1,l ( n ,1))   

全節点の𝑍座標の和（表-1内「健全状態高さの和 [m]」）n 1nKI R , m ( R ,l ( n , R ))で除して無次元化した値を用いている．𝐾𝐼積算値については，発破箇所を選定するために第1次選定時に算出した

ここで，𝑅，𝑙(𝑘, 𝑖)，𝑚(𝑖, 𝑗𝑘 )は建物の全層数，𝑘次選定にお全柱部材の𝐾𝐼を足し合わせた値（∑ 1𝐾𝐼 ）で除して無次元いて𝑖層で発破箇所とした柱の本数，およびその 𝑗𝑘 本目の化し，発破部材数については健全状態の各モデルの全柱柱番号を表す．また，発破解体解析を実施したモデルの最部材数で除して無次元化している．なお，凡例について，

終形態において，残存物を構成している節点の𝑍座標の和1つ目の𝑆は第1発破において𝐾𝐼の小さい順に発破箇所をを残存物高さの和と定義する．

選定したこと，2つ目の𝐿は第2発破において𝐾𝐼の大きい順

本稿では，第1次選定において𝐾𝐼の小さい順に1～3位まに発破箇所を選定したことを表し，右下の数字から右上での柱を選定し，第2次選定においてはそのそれぞれに対の数字の順位までの柱を発破箇所として選定している．
グラフ内には，各結果から推測できる傾向線を描画した．

表-2 鋼材の物性値

また，全てのモデルの𝐾𝐼積算値と残存物高さの和の関係を図-5にまとめ，発破部材数と残存物高さの和の関係を図

ヤング率

降伏応力

[GPa]

[M Pa]

SS400

2062450.37.85×10-6

SM 490206

3250.37.85×10-6

ポアソン比

密度[kg/mm3]-6にまとめた．
図-3，図-4の(a)3層モデル，(b)5層モデルを見ると，第1発破で𝐾𝐼の小さい順に1位の柱のみを発破する条件（𝑆11 ）の傾向が，その他の2条件（𝑆12 ，𝑆13 ）の傾向と異なる．これは，𝑆11 の条件では，𝑆12 ，𝑆13 の場合と比較して第2次選定時の各柱の𝐾𝐼が全体的に大きいことに起因していると考

3F
elm.

1.3257

2.16652.00502.00502.16651.3257elm.

1.25583.06842.88742.77472.77472.88743.0684

1.25581.25583.06842.88742.77472.77472.88743.0684

1.2558elm.

1.3257

2.16652.00502.00502.16651.3257elm.

3.65142F

ついては𝑆11 の傾向を表す傾向線と𝑆12 ，𝑆13 の傾向を表す傾向線を区別した．また，図-4(a)，および(b)から，𝑆11 の傾向線が𝑆12 ，𝑆13 の傾向線の左側に位置していることが分かる．

5F

elm.

1.33671.91191.81051.81051.91191.3367elm.

elm.

1.05324.04093.31543.31544.04091.0532elm.

1.63072.69402.58532.50182.50182.58532.69401.63072.0356

5.16774.33093.87203.87204.33095.16772.03561.63072.69402.58532.50182.50182.58532.69401.63072.0356

5.16774.33093.87203.87204.33095.16772.0356elm.

1.33671.91191.81051.81051.91191.3367elm.

elm.

1.05324.04093.31543.31544.04091.0532elm.

1FY

えられる．以上の傾向の相違を考慮し，3層，5層モデルに

第 1 発破対象の柱
第 2 発破対象の柱

elm.

2.17471.74071.68531.68531.74072.1747elm.

elm.

1.28572.57252.30102.30102.57251.2857elm.

3.40912.44642.39222.35642.35642.39222.44643.40913.65143.67203.33893.16193.16193.33893.67203.65143.40912.44642.39222.35642.35642.39222.44643.40913.65143.67203.33893.16193.16193.33893.67203.6514elm.

2.17471.74071.68531.68531.74072.1747elm.

elm.

1.28572.57252.30102.30102.57251.2857elm.

図-1

崩壊を目指して発破解体計画を立てる際，最も発破部材数が少なくなるのは𝑆11 の条件であるといえる．
一方，図-3，図-4の(c)10層モデル，(d)15層モデルを見る

4F

elm.

X

このことから，ある一定の残存物高さの和となるようなと，第1発破の発破箇所選定条件の違いによる傾向の差がほとんど見られない．ゆえに，𝑆11 ，𝑆12 ，𝑆13 の傾向をまとめて1本の傾向線で描画した．さらに，3層，5層モデルと比較すると，傾向線の勾配の変化が著しいことが分かる．勾発破解体計画の一例（𝑆11 − 𝐿51 の場合）

配が緩やかな部分では，建物内の柱を複数本発破しているにもかかわらず建物の崩壊が開始しない．一方，それ以降の勾配が急な部分では，第2発破直後の建物に部分崩壊が生じる様子が見られた．
異なる層数のモデルによる結果の比較を表す図-5，図6のいずれにおいても，3層，5層，10層，15層と層数が増(a) 0.9[s]-第 1 発破前(b) 3.9[s]-第 2 発破前

すにつれ，傾向線が右上に位置するようになっている．例
えば，図-6において残存物高さの和の割合が0.4以下となるような崩壊を目指して解体計画を立てると，3層モデル
では全柱部材数に対して約5割，5層モデルでは約6割の発破部材数で達成できるのに対し，10層，15層モデルでは約(c) 4.9[s]-第 2 発破後
図-2(d) 50.0[s]-最終形態

発破解体解析結果の一例（𝑆11 − 𝐿51 の場合）

8割の発破部材数が必要となる．以上のことから，10層，15層モデルは3層，5層モデルと比較して，建物の発破解体効率は悪いということが分かる．

0.80.60.40.2
0.00.00.20.40.60.8

1.0

残存物高さの和 / 健全状態高さの和残存物高さの和 / 健全状態高さの和1.0

1.00.80.6
0.4
0.2
0.00.01.00.80.6

0.4
0.2
0.00.00.2

0.4

0.60.81.00.60.4
0.2
0.00.60.8

1.0

残存物高さの和 / 健全状態高さの和残存物高さの和 / 健全状態高さの和0.80.40.60.40.2
0.00.6

0.81.0KI 積算値 / ∑1KI(d) 15 層モデル

図-3 𝐾𝐼積算値と残存物高さの和の関係

残存物高さの和 / 健全状態高さの和残存物高さの和 / 健全状態高さの和0.80.4

1.011● 𝑆1 − 𝐿112
■ 𝑆1 − 𝐿113
▲ 𝑆1 − 𝐿11◆ 𝑆1 − 𝐿1
× 𝑆11 − 𝐿510.60.4
0.2
0.00.00.2

0.4

0.60.81.0

1.00.821● 𝑆1 − 𝐿122
■ 𝑆1 − 𝐿123
▲ 𝑆1 − 𝐿12◆ 𝑆1 − 𝐿1
× 𝑆12 − 𝐿5131● 𝑆1 − 𝐿132
■ 𝑆1 − 𝐿133
▲ 𝑆1 − 𝐿13◆ 𝑆1 − 𝐿10.60.40.20.00.00.20.40.60.81.0

発破部材数 / 全柱部材数(c) 10 層モデル

1.00.20.80.8KI 積算値 / ∑1KI(c) 10 層モデル

0.00.6

発破部材数 / 全柱部材数(b) 5 層モデル

1.00.20.41.0KI 積算値 / ∑1KI(b) 5 層モデル

0.00.2

発破部材数 / 全柱部材数(a) 3 層モデル
残存物高さの和 / 健全状態高さの和残存物高さの和 / 健全状態高さの和KI 積算値 / ∑1KI(a) 3 層モデル

1.00.80.60.40.20.00.00.20.40.60.81.0

発破部材数 / 全柱部材数(d) 15 層モデル

図-4 発破部材数と残存物高さの和の関係

残存物高さの和 / 健全状態高さの和残存物高さの和 / 健全状態高さの和1.00.80.60.40.20.00.00.2

0.40.60.81.0KI 積算値 / ∑1KI

図-5 𝐾𝐼積算値と残存物高さの和の関係（全モデル）

1.00.8

3層モデル

0.6

5層モデル

0.4

10層モデル
15層モデル

0.2

0.0
0.00.2

0.4

0.6

0.8

1.0

発破部材数 / 全柱部材数

図-6 発破部材数と残存物高さの和の関係（全モデル）

4． 結言

参考文献

3層，5層，10層，15層のモデルを対象とし，発破解体解[1] Isobe, D.: An Analysis Code and a Planning Tool Based on

析結果を比較した．そのなかで，3層，5層といった低層モ

a Key Element Index for Controlled Explosive Demolition,デルと，10層，15層といった高層モデルの間に明らかな傾International Journal of High-Rise Buildings, Vol.3, No.4,向の差が生じた．

pp.243-254, 2014.

低層モデルについては第1発破の発破箇所選定条件が[2] 磯部大吾郎，チョウミョウリン: 飛行機の衝突に伴う極めて重要となり，発破解体の効率は第1発破の発破箇所

骨組鋼構造の崩壊解析，日本建築学会構造系論文集，選定条件によって大きく左右される．少ない発破本数で第579号，pp.39-46，2004.

効率のよい発破解体を実現するためには，第1発破で発破[3] 磯部大吾郎: キーエレメント指標に基づいた発破解本数を抑え，第2発破では大きな𝐾𝐼積算値となるよう，発体計画手法 その3．キーエレメント指標の積算値と崩破箇所を選定する必要があると考えられる．

壊下限値との関係，日本建築学会大会学術講演梗概

高層モデルの場合，第1発破の発破箇所選定条件の違い

集（北海道），pp.373-374，2013.

による結果の差がほとんど見られないため，𝐾𝐼積算値，[4] 鈴木 淳一，阿部 修太郎，鈴木 弘之，大宮 喜文，若および発破部材数によって建物の崩壊は一意的に定まる

松 孝旺: 火災時における鋼架構の崩壊温度とリダン傾向がある．しかし，低層モデルと比較すると発破解体効

ダンシー率が悪いため，発破解体計画手法のさらなる改善が必要

建築学会構造系論文集，第608号，pp.157-164，2006.と考えられる．

耐震設計が耐火性能に与える効果，日本