研究期

報No. 109

平 成 30 年 12 月

四 国 電 力 株 式 会 社
株式会社四国総合研究所

研究 期 報 １ ０ ９ 号

目 次

塗膜剥離に影響する因子の考察および塗膜剥離抑制塗料の開発 ................................. 1
Consideration of factors influencing coating film peeling and development ofpaint film peeling control paint

無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発 ............................................ 6
Development of the structural vibration multipoint synchronization
monitoring system ”Swing Minder”

石炭サイロ発熱監視装置の研究開発 .......................................................................... 14
Development of Coal Fever Monitor

架空地線の素線溶損時における残存引張荷重特性に関する研究 ............................... 22
Study on residual strength properties of ground wire at strand melted

OPGW の水浸入障害に対する補修工法の開発 .......................................................... 26
Development of repairing method for water penetration in OPGW

研究期報№109

塗膜剥離に影響する因子の考察および塗膜剥離抑制塗料の開発

目
的
高度経済成長期に建造された鋼構造物は、塗替え補修が何度も行われ、塗膜剥離限界の目安とされる 1 ミリ程度に達しているものが散見される。しかし、旧塗膜を全て除去する高額な工法を実施していくにはコスト的に無理があり、新たな延命手法が求められている。そこで、このニーズに応える工法を開発するため、厚膜化で塗膜剥離が生じる現象の影響因子について検討し、塗膜剥離抑制塗料（αシリーズ）を開発した。
主な成果
１．耐剥離性促進試験方法の考案
１．
耐剥離性促進試験方法の考案
塗膜の耐剥離性を評価する試験規格は無い。そこで、新たな試験方法を考案
する為、容易に剥離するビニル樹脂層の上に耐剥離性を評価したい塗装系を塗り重ねし（表 1）、ヒートサイクル試験（－30℃→常温→50℃→常温）を行った
ところ、短期間に現場で生じた塗膜剥離を再現することが可能であった。そこで、本試験方法を耐剥離性試験として採用し、様々な評価に用いた。
２．塗膜剥離に
２．塗膜剥離に影響する因子の特定
塗膜剥離に影響する因子の特定
塗膜剥離に影響を与えそうな要因を抽出し、現場で塗膜剥離を起こした塗装
系を含め、様々な塗装系を用いて、前項で考案したヒートサイクル試験を行った。その結果、塗膜剥離に最も影響を及ぼす原因は、塗膜の線膨張係数である
ことが判明した（表 2）。
３．塗膜剥離が抑制可能な線膨張係数値
３．塗膜剥離が抑制可能な線膨張係数値
従来塗膜は厚膜ほど塗膜剥離が顕著である。しかし、線膨張係数が小さい塗膜は厚膜ほど剥離が抑制される傾向がある。そこで、塗膜剥離傾向が変化する
閾値を確認する為、線膨張係数を傾斜的に変化させた塗膜を用いてヒートサイ
クル試験を行ったところ、塗膜の線膨張係数を 3.2×10-5/℃以下にすると厚膜ほど塗膜剥離を抑制できることが判った（表 3）。

表１

耐剥離性促進試験の剥離層仕様
塗料種

膜厚

1層目
【脆弱層】

ビニル樹脂
（塩化ﾋﾞﾆﾙ/酢酸ﾋﾞﾆﾙ 共重合体）

50μm

2層目以降

供試塗料

規定の膜厚

表２

塗膜剥離に影響する因子の特定試験結果

表３

塗膜剥離の閾値確認試験結果

研究担当者

大捕秀基，西森修次，坂口聡彦（株式会社四国総合研究所 化学バイオ技術部）

キーワード

防食塗料，鋼構造物，補修塗装，塗膜剥離，内部応力，線膨張係数

問い合わせ先株式会社四国総合研究所 企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail
http://www.ssken.co.jp/

jigyo_kanri@ssken.co.jp[無断転載を禁ず]

研究期報№109

無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発

目的
近年，MEMS 技術を利用した無線式振動モニタリングシステムが開発されているが，主に 2.4GHz 帯の電波を使用しており建物内等の遮蔽物の多い場所では通信が困難であるため高価な有線式のシステムが採用されることが多い。このため，920MHz 帯の通信を利用し透過性が良くかつ安価で高精度の時刻同期機能を具備した無線式振動モニタリングシステム“Swing Minder”を開発した。
主な成果
１．920MHz 帯における高精度な時刻同期手法の開発
MEMS 加速度センサに高精度なプログラマブル MEMS 発信器（誤差 0.002%以下）を導入することにより任意の間隔で正確に時刻を刻むことが可能となった。また，NC（データ収集ユニット）と NICE（センサユニット）の間では，
1 分おきに定期的な無線通信によるタイムスタンプを発信することで正確な時
刻同期を行い，これらを組み合わせることで，振動解析に必要な時刻同期精度である±5ms 以下を達成することができた。
２．試験体および実建物でのシステム検証
計測精度検証のために，モックアップや実大試験体を用いた加振試験を行い，各層の加速度時刻歴を計測した。これらの結果では，変位計で計測した値と計測した加速度の値を積分して求めた変位が概ね一致することを確認した。また，四国内の実建物 3 棟に Swing Minder を設置し，層間変形角の判定や通信状況確認を含めた長期的な計測を行い良好な稼働状況を確認している。
３．高性能センサユニット新型 NICE の開発
専用基板による更なる小型化と電気ノイズ等の低減による通信機能等の高性能化を目的とした新型 NICE の開発に取り組んだ。この結果，外形寸法は 125×125×35(mm)と従来の NICE に比べ一回り小型化でき，電気ノイズ等の低減
により時刻同期精度は±3ms 以下となった。また，ゲイン補正機能を追加することで加速度の計測誤差が 0.1％以内と向上し，通信アルゴリズムの改良によるデータ転送時間の短縮やトリガー計測機能なども新たに追加した。

図１ Swing Minder 外観（左図：NC（データ収集ユニット） 右図：新型 NICE（センサユニット））

図２ 層間変形角による被害推定イメージ
NICE01

NICE02

NICE03

NICE04

NICE05

NICE06

NICE07

NICE08

NICE09NICE003

加速度（m/s2）

2
1
0
20

20.1

20.2

20.3

20.4

20.5

20.6

20.7

20.8

20.9

21

-1
-2
-3

時間（ｓ）

図３ 新型 NICE 同期精度試験結果
研究担当者

キーワード
問い合わせ先

天野雄一朗，山崎崇寛（株式会社四国総合研究所 土木技術部）
中西美一（株式会社四国総合研究所 電子技術部）
岡田将敏，木戸智之（四国電力株式会社 土木建築部）
加速度モニタリング，振動，無線式，多点同期，MEMS
株式会社四国総合研究所 企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail jigyo_kanri@ssken.co.jp
http://www.ssken.co.jp/[無断転載を禁ず]

研究期報№109

石炭サイロ発熱監視装置の研究開発

目的
近年、石炭火力発電所では、コスト削減を目的に亜瀝青炭等の低品位炭を使用するケースが増えてきている。しかし、低品位炭は自然酸化による発熱現象が起こりやすく、サイロ内等での火災発生が懸念される。
そこで、赤外線熱画像カメラによる石炭表面の温度分布画像や、各種センサ
によるガス濃度等のデータを活用した石炭サイロ発熱監視装置（CFM；Coal fever
monitor）を研究開発した。
主な成果
１．石炭サイロ発熱監視装置の製作
石炭サイロ内のガス濃度データと赤外線熱画像データを収集、記録、解析表
示する石炭発熱監視装置の製作を行った。（図 1、図 2）２．石炭サイロ発熱監視装置の長期運用性の確認
同装置を石炭火力発電所の石炭サイロに仮設して動作状況を確認した結果、石炭粉塵雰囲気下での長期運用が可能であることが確認できた。（図 3、図 4）３．石炭サイロ発熱監視装置の実用性の確認
同装置の運用中に発生したサイロ内石炭の発熱現象を早期に検知することに成功した。これにより、同装置がサイロ火災の未然防止に有効であることの確認ができた。
（図 5）

図1

石炭サイロ発熱監視装置 概略構成図

図3

トレンド監視画面例

図 2 カメラユニット

図 4 熱画像監視画面例

図 5 発熱時のトレンド

研究担当者
キーワード
問い合わせ先宮崎 習（株式会社四国総合研究所 エネルギー技術部）
石炭サイロ，低品位炭，自然発熱，赤外線熱画像カメラ，
発熱監視装置株式会社四国総合研究所 企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail jigyo_kanri@ssken.co.jp
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研究期報№109

架空地線の素線溶損時における残存引張荷重特性に関する研究目

的
架空地線の素線が溶損した場合、溶損した断面積を素線本数に換算し、その本数に応じて軽微なものはアーマロッド補修など簡易な補修を行い、重大なものは溶損個所の部分的な新線への張替等を行っている。
しかしながら、溶損断面積の素線本数換算は主観に頼っているところがあり、また、素線が溶損したより線は素線切れとは異なり、溶損度合いによる残存引張荷重が明確には分からない。このため、残存引張荷重を定量的に推定する手法について研究を行い、設備保全の合理化をはかる。
主な成果
素線が溶損した架空地線の残存引張荷重の減少度合いは、溶損したより線断面積の減少度合いより大きいことが分かった。さらに、各素線の状態から残存引張荷重を定量的に推定する手法を得たことで、損傷具合に応じた、より適切な補修方法の選択ができると期待される。

AC55mm2(23AC:7/3.2)
通過電荷量:50.3C

図1

引張荷重 （ＫＮ）
残存引張荷重（kN）

100
80

鋼線
ｱﾙﾐ覆

素線溶損より線サンプルの様相

AC55mm2（23AC:7/3.2）

実力値に対して
約 37%の減

実力値:76.6kN
規格値 64.3kN

60
48.5kN40
溶損面積を合計1本分と見積もると残存引張荷重は、1本/7本＝約15％の減20

同条件で作成したサンプルの断面写真

0
0

10

20

図2

最大荷重時の変位

最大変位52.0 kN

64.7 mm128.5 mm

①

⑥

46kN

伸び（mm）

研究担当者
キーワード
問い合わせ先60

引張荷重-伸び特性

№

②

⑦

断面積
2

⑤

④

③

健全素線破断4本

素線 4 本相当値
76.6×(4/7)≒43.8kN

図350AC55mm2(23AC:7/3.2)

実力値 76.6kN

引張荷重（kN）

溶損素線破断3本

40より線引張試験結果

最大荷重

溶損より線
AC55mm2(23AC:7/3.2)30
電荷量 （Ｃ）
電荷量（C）

①
②
③
④
⑤
⑥
⑦

(mm )
5.12
6.04
6.41
8.04
8.04
8.04
8.04

断面積
残存率
%Δ S(%)
63.7
75.1
79.7
100
100
100
100

健全なより線の最小引張荷重(実力値)を76.6kNとし、各素線の断面積
残存率を引張荷重残存率として考えると、①→②→③→④⑤⑥⑦の順に、①・・・・・・76.6×(7/7)×63.7％＝48.8②・・・・・・76.6×(6/7)×75.1％＝49.3③・・・・・・76.6×(5/7)×79.7％＝43.6④⑤⑥⑦・・・76.6×(4/7)×100 ％＝43.8付近の引張荷重で各素線が破断に至るものと想定される。
このため、溶損したより線の残存引張荷重は、おおよそ49.3kNと推定
される。

図4

より線残存引張荷重推定

村上知則，新居浩治（株式会社四国総合研究所 電力技術部）
架空地線，溶損，残存引張荷重，レプリカ，３Ｄデータ
株式会社四国総合研究所 企画部
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研究期報№109

OPGW の水浸入障害に対する補修工法の開発

目

的
電力保安通信ネットワークを構成する OPGW（光ファイバ複合架空地線）では、
強風振動等によって生じたアルミ管亀裂部から内部に浸入した雨水が冬期に凍結して、通信回線障害を発生することがある。
こうした水浸入障害の恒久対策には OPGW 張替等が行われるが、復旧にかかる期間短縮とコスト削減をねらいとして、運用上支障のないレベルまで機能回復を図る補修工法の研究を実施した。
主な成果
１．水抜き・乾燥工法
OPGW アルミ管内に浸入した水を除去する加圧乾燥と減圧乾燥の 2 種類の方法について、より効果を得るための適用条件や効果を得るまでの必要時間等を調査した。
また、フィールド実験を行い、長径間の設備でも実用上支障ないレベルまで機能回復できる可能性があることを確認した。
さらに、加圧乾燥や気密試験の際に、光ファイバを切断することなく OPGW ア
ルミ管の中に窒素ガスや乾燥空気を注入できるアタッチメントを開発した。
２．アルミ管亀裂部の補修工法
アルミ管内の水を除去した後、再び水が浸入しないように亀裂部を補修する工法を考案し、補修効果の実効性を各種試験により確認した。
３．現場事情を踏まえた補修工法の選定・適用方法
OPGW の障害位置やその設置場所、周辺環境等は多種多様であり、現場毎の事情を勘案しながら補修工法を選定・適用する必要があるが、今回の実験結果をもとに、・作業時間や作業電源
・アルミ管亀裂部位置や水浸入区間の位置関係などを条件として、水抜き・乾燥工法の選定の考え方を提言した。

亀裂箇所
亀裂箇所

1号鉄塔

2号鉄塔
4号鉄塔

5号鉄塔

接続BOX

3号鉄塔

変電所
引込BOX

6号鉄塔

7号鉄塔

圧力計
0.15MPa

加圧乾燥の方向

加圧乾燥の方向

OPEN

流量計

流量計

スーパー
ドライヤ

コンプ
レッサ

温湿度計

OPEN

シルカゲル

流量計

真空ポンプ
減圧乾燥の方向減圧乾燥の方向
排水トラップ

7号鉄塔接続BOX側

図1

図2
研究担当者

キーワード
問い合わせ先変電所引込BOX側

OPGW フィールド実験の構成

フィールド実験での OTDR 測定結果

徳永 洋一郎，松木 一隆，阿部 素久（株式会社四国総合研究所 電子技術部）
西村 浩一（四国電力株式会社 送配電カンパニー 通信システム部）
OPGW，補修工法，加圧乾燥，減圧乾燥，アタッチメント
株式会社四国総合研究所 企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail jigyo_kanri@ssken.co.jp
http://www.ssken.co.jp/[無断転載を禁ず]四国電力，四国総合研究所
研究期報１０９（2018年12月）
１－５ページ

塗膜剥離に影響する因子の考察および塗膜剥離抑制塗料の開発㈱四国総合研究所 化学バイオ技術部㈱四国総合研究所 化学バイオ技術部㈱四国総合研究所 化学バイオ技術部

キーワード：Key Words：

防食塗料
鋼構造物
補修塗装
塗膜剥離
内部応力
線膨張係数

大捕
西森
坂口

秀基
修次
聡彦

Anticorrosion paint
Steel structure
Repair paintCoating peeling off
Internal stress
Coefficient of linear expansion

Consideration of factors influencing coating film peeling and development of paint film peeling control paint

Shikoku Research Institute, Inc., Chemical and Biological Technologies Department
Hideki Otori, Shuji Nishimori and Toshihiko Sakaguchi

Abstract

When the repair coating of steel structure is repeated, the coating film thickens. Stress is accumulated inside thepaint film by applying paint on the paint film, and when the internal stress exceeds the adhesion force between thepaint film and the base material, there is a high possibility that the whole paint film peeling will occur.
In order to verify the technique for suppressing this coating film peeling phenomenon, we devised our own test
method and conducted various tests. As a result of those tests, we found out the factors influencing the peeling of
the coating film are that the linear expansion coefficient α1 of the coating dominates. Further, we found out the
peeling was difficult due to the change in film peeling easiness depending on the film thickness, by changing thelinear expansion coefficient α1 of this coating film to 3.2 × 10 -5 (/ ° C.) as a result of consideration of a thresholdvalue.
By using this paint focusing on this linear expansion coefficient α1, it is possible to drastically extend the intervalof repair painting and to reduce the maintenance cost of steel structure, so this result will cause a change in theformulation design of the paint industry in the future.

－1－

塗膜剥離に影響する因子の考察および塗膜剥離抑制塗料の開発

る塗膜の線膨張係数を示し、 E1、 E2は同様に弾性

1. はじめに率を示す。

橋梁やプラント設備等の鋼構造物における補ここで、 α 1 ＜ α 2、 E1 ≫ E2 より、式(1)は次修塗装（塗替え）では、旧塗膜の劣化が顕著であのように簡略化される。

る場合や、従来の補修方法では性能が維持できないと判断された場合、1 種ケレン（ブラスト処理）
後に多層塗りで補修が行われることが多い 1)。し(2)

かし、旧塗膜の劣化程度が維持可能と判断された
場合、3 種ケレンや 4 種ケレン程度の素地調整で式(2)より、 σ を小さくするためには Tg、 α 1、旧塗膜を多く残したまま塗り重ねが行われるケースがある。この塗り重ねが繰り返され過膜厚にE1 を小さくすることが有効である。従来の一般大気部向け塗料に対する設計では Tg や E1 を下げる

なると、塗膜の内部応力の増大により、全面的な手法が多く用いられてきたが、この手法は塗膜の剥離のリスクが高くなる 2,3) （図１）。

耐湿性が低下する為、防食塗料としては本来望ま

このような設備保守における差し迫った問題

しくない。そこで、 α 1 を意識的に下げるアプロに対応すべく、筆者らは塗膜の耐剥離性維持に寄ーチを取ることで、防食性を確保しつつ耐剥離性

与する防食塗料の開発を行った。本稿では、耐剥を向上させることが可能と考えた。

離性に影響する塗膜物性について検証した結果
3. 耐剥離性確認試験を報告する。

3.1
3.1 耐剥離性促進試験方法
塗膜の耐剥離性を評価する試験規格は無い為、試験方法の検討を行った。現場の塗膜剥離は、下層に付着性が悪くなった旧塗膜が存在することから、旧塗膜を再現する為容易に剥離するビニル樹脂を用いた。そのビニル樹脂層の上に、某現場
図1剥離した塗膜の断面で塗膜剥離が発生した塗装仕様や耐剥離性を評
価したい塗装系を塗り重ねし、ヒートサイクル試

2. 応力理論に基づく塗膜剥離要因の考察

験（-30℃→常温→50℃→常温）を行った。

塗膜剥離は、塗膜が収縮・膨張した際に発生す結果、現場で生じた塗装仕様は顕著に塗膜剥離る応力によって引き起こされる。すなわち、塗膜が発生し（表１）、現場の状況を再現することがが収縮・膨張すると塗膜と素地の界面で応力が発出来た。そこで、本試験方法を耐剥離性試験とし生するが、塗膜の付着力を上回る応力が発生するて採用し、今後の様々な評価に用いる事とした。

とその箇所から剥離する。
塗膜の収縮・膨張は、①樹脂の硬化反応によるもの（硬化収縮）、②温度変化によるもの（熱膨張・収縮）があるが、ここでは本研究で特に着目した②の熱膨張・収縮について述べる。
実環境下において塗膜は温度変化に晒される。
環境温度が T1 ～ T2 に変化するときに塗膜に生じる応力 σ は次式で表される。

(1)

式(1)において、 Tg は塗膜のガラス転移温度を示し、 α 1、 α 2 はガラス領域及びゴム領域におけ

－2－

表1

ヒートサイクル試験結果

塗膜剥離に影響する因子の考察および塗膜剥離抑制塗料の開発

3.2
3.2 既存の防食塗装仕様を用いた試験

表4

試験結果と各種塗膜物性の対応

α 1 をはじめとする各種塗膜物性と剥離の関係を確認するため、既存の防食塗料製品を用いた耐剥離性試験（ヒートサイクル）を行った。
供試塗料は、実際の鋼構造物に補修塗装されている防食塗装仕様を参考とした 5 つの仕様（表２）とした。
表2

供試塗料一覧
塗料種

膜厚

仕
様
1

下塗 弱溶剤形変性エポキシ樹脂塗料 （α1 大） 100μm

仕様
2

中塗 弱溶剤形エポキシ樹脂塗料 （α1 大）30μm

上塗 弱溶剤形ウレタン樹脂塗料

30μm

下塗 弱溶剤形変性エポキシ樹脂塗料 （α1 小）50μm

中塗 厚膜形エポキシ樹脂塗料 （α1 小）

175μm

上塗 ウレタン樹脂塗料

35μm

仕
様
3

下塗

-

-

仕
様
4

下塗

仕
様
5

下塗 弱溶剤形変性エポキシ樹脂塗料 （α1 大） 50μm

この結果より、たとえ E1 が大きく Tg が高くとも、 α 1 さえ小さければ塗膜剥離し難いことが判った。
3.3が異なる仕様の膜厚別試験
3.3 α1 が異なる仕様の膜厚別試験

中塗 厚膜形エポキシ樹脂塗料 （α1 小）175μm

塗膜剥離に α 1 が支配的に寄与することから、

上塗 ウレタン樹脂塗料

35μm

α 1 の値が異なる 2 種類の塗料を用いて、膜厚と--の関係性を確認する試験を行った。供試塗料は中塗 厚膜形エポキシ樹脂塗料 （α1 小）

350μm

上塗 ウレタン樹脂塗料

35μm

α 1 が比較的大きく実構造物で過膜厚時に塗膜剥離を生じた塗装仕様 A（従来品）と、意図的に α 1

中塗 超厚膜形エポキシ樹脂塗料 （α1 極大）

350μm

上塗 ウレタン樹脂塗料

35μm

が小さくなるように配合した塗装仕様 B（ 開発品）
を用い、ヒートサイクル試験を行った。
結果（表５）、3.2 の試験同様、 α 1 が大きい A

素地（SPCC-SD 鋼板 70×150×3.2mm）には容易

は 110 サイクルと早い段階で大きく剥離し、 α 1に剥離する層（ビニル樹脂）を形成し、十分養生が小さい B は 130 サイクルでも軽微な剥離であっをしたのちに供試塗料を塗り重ねた（表３）。

た。また、A はこれまで知られている通り厚膜ほど剥離面積が大きくなったが、B は厚膜ほど剥離

表3

試験片の仕様面積が小さいというこれまでの知見とは異なる
驚くべき結果が得られた。
表5

養生後、試験片の上部および下部の 2 箇所に素地まで達する＃型のカットを挿入し、ヒートサイ
クルに供した。
塗膜外観に顕著な差が見られた 60 サイクル後の結果を表４に示す（ただし、早期に剥離した仕様 5 については 6 サイクル後の外観）。

－3－

α 1 が異なる仕様の膜厚別試験結果

塗膜剥離に影響する因子の考察および塗膜剥離抑制塗料の開発

3.4
3.4 剥離傾向が変化する閾値の確認試験
前述の試験結果より、塗膜の α 1 を変化させることで、厚膜化するほど塗膜剥離が生じ易くなる
領域と、厚膜化するほど塗膜剥離し難くなる領域の境界値、つまり閾値が存在することが推察された。そこで、この閾値を確認するため、 α 1 を極端に小さくした塗料 C（100%）と、 α 1 を極端に大きくした塗料 D（0%）を試作し、この 2 種類の塗料をブレンドすることで傾斜的に α 1 の値を変化させた 11 種類の供試塗料を作製した。また、

図2

従来塗料を用いた補修塗装

膜厚は薄膜仕様の 60μm×1 回と、厚膜仕様の120μm×3 回（360μm）の 2 水準とし、これまでと同様のヒートサイクル試験を行った。

これらは従来の塗料を使用している限り避けられない現象であり、これを未然に防ぎ健全な防その結果（表６）、α 1 が大きい D（0%）は厚膜ほど早期に塗膜剥離面積が拡大し、薄膜ほど剥離

食状態を維持するためには、ある時期にブラスト等による旧塗膜の除去が必要となる。

面積が小さくなる傾向を示した。一方、 α 1 を小しかし、 α 1 が小さい開発塗料（ α シリーズ）

さくした C（100%）は厚膜ほど剥離面積が小さくを用いると、塗替え補修時に遮断性が向上する点なる傾向を示した。そして、この従来の概念とはは同じであるが、厚膜ほど剥離し難くなる特徴が異なる厚膜ほど剥離面積が小さくなる現象は、ブあるため、素地との付着力は保持され、塗膜剥離

レンド率 70%以上から生じており、その閾値を測の危険性を回避あるいは延命することが可能に定したところ塗膜の線膨張係数 α 1 が3.2×10-5なる（図３）。

[/℃]以下であることが判った。
3.5
3.5 塗膜剥離抑制塗料の実機展開
塗膜剥離 抑制塗料の実機展開
塗膜は塗替え補修が行われ厚膜化すると遮断性が増す。一方、付着力は厚膜化することで内部応力が大きくなり、相対的に素地との付着力は小さくなる。何度も塗替え補修を行うといずれ内部
応力が素地との付着力を上回り、塗膜の割れや剥離が発生する（図２）。
図3
表6

閾値確認試験結果－4－

α シリーズを用いた補修塗装

塗膜剥離に影響する因子の考察および塗膜剥離抑制塗料の開発

また、この α 1 が小さい開発塗料は、予防保全的

［ 謝辞］
謝辞］

になるべく早めの補修塗装の段階で導入する事

本研究は平成 25 年度から 5 年間にわたって大によって、より付着力の高いレベルを保持するこ

手塗料メーカ 3 社（関西ペイント㈱、大日本塗料とが可能である（図４）。

㈱、神東塗料㈱）と共同で研究し、得られた成果である。ご協力戴いた関係各位に謹んで感謝の意を表する。
［参考文献］
1) （公社）日本道路協会：鋼道路橋防食便覧（第Ⅱ編 塗装編）,pp.116-118（2014）2)

関 西 鋼 構 造 物 塗 装 研究 会 ： 塗 る ,pp.95-99（2014）

3) （公財）鉄道総合研究所：

鋼構造物塗装設計施工指針,Ⅰ解-17（2013）

図4

α シリーズを導入後の付着力

4 . まとめ
高度経済成長期に建造された鋼構造物は、塗替
え補修が何度も行われ、塗膜剥離限界膜厚とされる 1 ミリ程度に達しているものが散見される。しかし、それらは今後も供用する必要があり、更に超長期の延命が望まれるが、それらを維持する費
用は縮小される傾向にある。そのため、旧塗膜を全て除去する高額な工法を実施していくにはコスト的に無理があり、新たな延命手法を見出す必要がある。
そこで今回、塗膜の線膨張係数 α 1 に着目した塗料の開発を行ったところ、これまでの常識を覆す塗膜の挙動が明らかになり、この技術を用いることで超長期に使用する必要がある鋼構造物を延命出来る可能性が見えてきた。これまで塗料業
界では α 1 に着目した塗料開発は行われていなかったが、今後は α 1 に着目した配合設計に進化していくものと思われる。
既にこの塗料を用いた実機塗装や試験塗装を実施しており、今後、追跡調査を行う予定である。

－5－

四国電力，四国総合研究所
研究期報１０９（2018年12月）
６－１３ページ

無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発㈱四国総合研究所 土木技術部㈱四国総合研究所 電子技術部㈱四国総合研究所 土木技術部
四国電力㈱
土木建築部
四国電力㈱
土木建築部

キーワード：

加速度モニタリング
振動
無線式
多点同期
MEMS

Key Words：

天野雄一朗
中西 美一
山﨑 崇寛
岡田 将敏
木戸 智之

Acceleration Monitoring
Vibration
Wireless TypeMultipoint Synchronization
Micro Electro Mechanical Systems

Development of the structural vibration multipoint synchronization
monitoring system ”Swing Minder”

Shikoku Research Institute, Inc., Civil Engineering Department
Yuichiro Amano, Takahiro Yamasaki
Shikoku Research Institute, Inc., Electronics Technology Department
Yoshikazu Nakanishi
Shikoku Electric Power Co., Civil & Architectural Engineering Department
Masatoshi Okada, Tomoyuki Kido

Abstract

Newly developed low cost MEMS based acceleration sensors have enough accuracy and stability to monitor
shaking of facilities caused by earthquake and analyze damages of facilities after strong shaking.

We havedeveloped a practical shaking monitoring system using the MEMS based acceleration sensors and the 920MHz
multi-hop radio communication technique that can offer reliable radio wave communication even in large scale
facilities. It is required to install an acceleration sensor unit on each floor to evaluate damages of facilities due toearthquake. In this kind of system, each sensor unit’s base clock has to be highly synchronized to the master clock
to minimize acceleration phase synchronization error. In the developed system, the acceleration phasesynchronization error among multiple sensor units could be contained three milliseconds based on ourpatent-pending technology.

－6－無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発

1. はじめにタンプを用いた時刻同期手法を提案しており，大規模な地震発生時においては，建物の安全性

RC 造の実建物での同期精度の実証がなされていを迅速に判断する必要があり，判断手法の一つとるが，1 つのセンサで 2 つの MCU を使用していして応急危険度判定士による危険度判定制度がるなど機器の構成や制御プログラムがやや煩雑整備されている。この方法は判定士が現地で建物となっている。また，高瀬ら 2)が橋梁を対象としを確認し，損傷具合や傾きなどから総合的に判断

透過性，伝達性に優れた 920MHz 帯の通信によするもので，非常時であるため人的確保の観点かる加速度やひずみの計測システムを構築していら被害対象建物が多数に亘る場合は，たとえ防災るが，同期手法としては屋外のため GPS 同期手

拠点などの重要性の高い建物であったとしても法を採用している。

迅速な診断を行い災害復旧拠点としての安全性

このような背景から本研究では，より安価で施を判断できるとは言い難い。

工性の高い無線式の振動多点同期モニタリング

昨今，橋梁などの構造物や高層建物を対象としシステムの開発に併せ，耐震壁などの障害物の多た加速度センサや変位計などを用いた多点同時

い建物内での使用を考慮した 920MHz 帯の通信計測による振動モニタリングシステムが普及しモジュールによる高精度の時刻同期手法を確立

はじめている。このシステムを利用することによすることを目的としている。

り地震直後に瞬時に地震時の構造物や建物の挙
2. システム概要

動を解析し被害状況を推定できる他，場合によっては避難警報等を情報発信することや遠方に被本研究で開発している無線式振動モニタリン

災状況を発報することが可能となってきている。

グシステム（以降，Swing Minder）は，中西 3) 4)

これらのシステムを導入することで，これまでのが開発に取り組んできたオンデマンド・モニタリ

応急危険度判定の課題解決が可能と考えられる

ング技術 openATOMS®を応用した計測システム

ものの，これらのシステムは計測センサやロガーを用いている。これまでは ZigBee などに代表さなどの計測機器が有線式のもので構成されていれる 2.4GHz 帯を利用していたが，920MHz 帯をることが多く，機器本体や機器の設置にかかるコ

利用することで，屋外での１ホップの通信距離がストが高いこともあり，いまだに導入が進んでい電波出力 20mW で最大 1,000m 程度と長距離対ないのが現状である。

応ができ，30 ホップ程度までのマルチホップ機

近 年 ， MEMS （ Micro Electro Mechanical

能を活用し自動的に無線通信経路の構築も可能

Systems）技術による超小型，低価格，高性能のとなる。また，無線ネットワーク全体を間欠動作

加速度センサの開発や従来から使用されているさせることにより，無線通信デバイスを低消費電

2.4GHz 帯に加え，障害物の透過性，伝達性に優力動作させることができるため，電源確保の困難れた 920MHz 帯の高性能通信モジュールの開な場合でも大規模な無線通信ネットワークを構発・普及，高性能 MCU（Micro Controller Unit）

築し易いという特徴を持つ。しかし，連続動作時の汎用化および省電力化を背景に，配線が不要なの通信速度は 100kbps と比較的高速であるが，無線式で電池でも長期間計測が可能なモニタリ

低消費電力化の為に間欠動作とした場合は通信

ングシステムの構築が可能となっている。しかし，速度が低下する。
Swing Minder は図 1，2 に示すように，デー

多点同時計測による振動モニタリングで最も重要とされているセンサ間の時刻同期については，

タ収集ユニット：NC（Network Computer）と時間軸を高精度で合わせる必要があり，GPS 時

複数のセンサユニット：NICE（Networked

刻同期のように高精度であるが屋外でのみ使用

Intelligent Cell）で構成しており，NICE から通できる同期手法だけでなく，GPS 電波の届かな

信されたデータは NC に集約し，3G/LTE などのいような屋内でも使用できる同期手法の確立がインターネット回線を経由して，外部の遠隔監視必須である。

端末などにデータを送信する仕組みとした。デー

既往の研究では，澤田ら が 1250MHz 帯の特タは csv 等の汎用データ形式に変換でき，遠隔で定小電力無線を使いブロードキャストタイムスの解析が可能である。NICE は 32bit の MCU を

1)

－7－

無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発

搭載しており加速度データを収集し遂次記録媒

地震時における建物の安全性を評価する指標体（microSD）に保存しながら，リアルタイム

としては一般的に層間変形角が使用されている。

FFT 演算処理などが可能な仕様とした。ネット

本システムでも層間変形角を指標として建物のワーク上の通信速度の制約上，単位時間あたりに構造を評価する。また，NICE を設置した各階の送信できるデータ量が制限されるが，あらかじめ加速度から天井などの内装材や建築設備などのNICE でデータ処理して必要なデータのみ送信

2 次部材の評価を実施する。層間変形角は，地震することで解決を図った。また，記録開始となるを受けている間の加速度データをもとに加速度

加速度の閾値は各 NICE で設定することができ，を 2 回時間積分することにより時刻歴の変位量必要なデータのみ取得することで前述のデータを算出し，この結果に建物の階高などの情報を加送信制限に対応できる。

えて算出する。この層間変形角をクライテリアと

地震時や災害時には，長時間の停電が発生する

比較し，建物の安全性を評価する。

と懸念されるが，NICE には常用のコンセント給
3. 時刻同期手法と同期精度

電に加えバックアップ用の電源としてリチウムイオン電池を備えており，数日間は電池のみで作MEMS 加速度センサが標準で装備している動できる。また，NC は無停電電源装置から給電

RC 発信器では，発信周波数精度が悪く 100msを行うことで，停電時にも継続的に稼働できる。

単位での時刻同期は可能であっても，地震波の計

加速度センサは，安価で高精度な MEMS の 3 軸測に必要とされる 10ms 以下の同期は困難であ

加速度センサを採用し，加速度は 0.1～8000 gal，った。そこで，各 MEMS 加速度センサに高精度

水平傾斜角は 0.01°単位での計測が可能である。

なプログラマブル MEMS 発信器（誤差 0.002%

計測開始のトリガー機能として，各 NICE で設以下）を導入することにより任意の間隔で正確に定する閾値の他，トリガーとなる NICE からの信時刻を刻むことが可能となった。また，NC と号や外部入力による計測開始を設定することがNICE の間では，1 分おきに定期的な無線通信にできる。初期微動などを計測するため，計測開始

よるタイムスタンプを発信することで正確な時より以前の 10 秒間のデータと，トリガーの閾値

刻同期を行い，これらを組み合わせることで，当を下回った後，任意の時間のデータが計測可能な初目標としていた時刻同期精度である±5ms 以下設定にした。各設定は microSD 内の設定ファイを達成することができた。時刻同期精度を確認す

ルを書き換えることで簡単にできる。また，試作るために，複数台の NICE を，同一の加振台で同型 NICE は 175×125×60(mm)の樹脂製の箱体に時に加振する試験を実施し，同期誤差が±5ms 以

納め，狭い場所でも設置できる寸法とした。

下となることを確認している（図 3）。
通信
モジュール

MCU

3G/LTE
ルータ

通信
モジュール

加速度
センサ

125mm

MCU

図1

Swing Minder のシステム構成図

－8－

図2

175mm

電池

機器外観(上図：NC 下図：NICE)

無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発

NICE 同期試験
NICE014

4. 加振試験の概要

NICE02

NICE03 NICE01

NICE02

NICE03

3.58

3.6

0.2
3

Swing Minder の計測精度検証のために，モッ

02

各層の加速度時刻歴を計測した。
4.1 モックアップを用いた加振試験

3.56
-0.2

1
0
-1

図 4 に示す高さ 595mm，重量 20.77kg のモッ-2

クアップに 1 個 580g の加速度計 NICE を振動台

-3面，3 層目，5 層目の計 3 台を乗せ，図 5 の小型

-4

2.5
2.6
2.7
2.8
2.9
3
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
4
4.1
4.2
4.3
4.4
4.5
4.6
加速度(m/s2)
4.7
4.8
4.9
5
5.1
5.2
5.3
5.4
5.5
5.6
5.7
5.8
5.9
6

加速度（m/S2)

クアップや実大試験体を用いた加振試験を行い，

-0.4
-0.6

-0.8
-1

経過時間

時刻（ｓ）

振動台で加振試験を行った。なお，本試験では基図3

NICE 同期試験結果

準加速度計を設置せずに，NICE と同位置にワイヤー変位計を設置し，変位を基準値とした。入力
波は，El-Centro 波の NS 成分で，加振方向は X
軸方向である。
4.2 実大試験体を用いた加振試験
図 6 に示す高さ 2,512.5mm，重量 1,524kg のヒノキの実大試験体に 506kg のおもりを乗せ，
図 7 の大型振動台で加振試験を行った。
振動台面と梁上に NICE を設置し，基準加速度計として ARS-200S001（東京測器研究所製）を設置した。入力波は，試験体の固有振動数 2.3Hzを含む Sweep 波 2～3Hz で，加速度を 10gal と50gal の 2 パターンとし，加振方向は X 軸方向とした。

図 4 モックアップ立面

図 6 実大試験体立面

図 5 小型加振台外観図 7 加振試験状況

5. 加振試験の結果
5.1 モックアップを用いた加振試験結果
モックアップを用いた加振試験では，変位を比較するため，等時間間隔∆𝑡ごとに，得られた加速度の時刻歴𝑦̈ (𝑡)を積分して速度𝑦̇ (𝑡)，変位𝑦(𝑡)を求める。時刻𝑡 + ∆𝑡における速度および変位は式(1)，(2)，求めた変位を基線補正した修正値𝑦̂(𝑡)は式(3)～(5)で表される 5）。ここで， T は継続時間とした。計測した加速度の時刻歴から式(1)~(5)を用いて応答変位を算出し，各層ごとにワイヤー
𝑦̇ 𝑡+∆𝑡 = 𝑦̇ 𝑡 + (𝑦̈ 𝑡 + 𝑦̈ 𝑡+∆𝑡 )

変位計の値と一致するか検証した。
NICE の加速度を積分して求めた応答変位とワイヤー変位計の値を比較して図 8 に示す。振動
台面では最大 0.21cm，3 層目では最大 0.29cm，

(2)

1
1
𝑦̂(𝑡) = 𝑦(𝑡) − ( 𝑎0 𝑡 2 + 𝑎1 𝑡 3 )
2
6

(3)

度を用いて算出した応答変位の方が大きくなったが，最大変位が約 3cm であることから精度良𝑦̇ (𝑇) − 𝑎1 𝑇 2 /2
𝑇

(4)

28 1
15 𝑇
∙ [2𝑦̇ (𝑇) − 5 ∫ 𝑦(𝑡)(3𝑇𝑡 2 − 2𝑡 3 )𝑑𝑡 ]
13 𝑇
𝑇 0

(5)

𝑎0 =

く計測，解析ができていると考えられる。また，
ワイヤー変位計で計測した値と概ね一致した。

－9－

(1)

𝑦̈ 𝑡 𝑦̈ 𝑡+∆𝑡
𝑦𝑡+∆𝑡 = 𝑦𝑡 + 𝑦̇ 𝑡 ∆𝑡 + ( +) (∆𝑡)23
6

5 層目では最大 0.30cm，NICE で計測した加速

高層になるにつれて誤差が若干大きくなったが，

∆𝑡
2

𝑎1 =

無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発

5.2 実大試験体
実大試験体を用いた加振試験では，NICE の加速度と基準加速度計で計測した値が一致するか検証した。NICE の加速度と基準加速度計の値を比較した結果を図 9，10 に示す。Sweep 波 10gal

振動台面の場合，振動台面では最大 4cm/s2，梁上では最大 5cm/s2，NICE で計測した加速度の方が大きくなった（図 9）。Sweep 波 50gal の場合，振動台
面では最大 5cm/s2，梁上では最大 17cm/s2，NICEで計測した加速度の方が大きくなった（図 10）。
梁上の方が振動台面より誤差が大きくなったが，３層目

基準加速度計の値と概ね一致した。
6. 実建物でのシステム検証
これまでの加振試験等で，NICE 間の同期精度

５層目や計測精度については有線式の加速度計測シス
テムと比べて，遜色無く計測に使用することがで

図 8 時刻歴変位の比較きる仕様であることを確認した。
Swing Minder を建物に設置する場合には，伝送の障害となるコンクリート耐震壁や床スラブ等の影響を考慮する必要がある。今回，RC 造や鉄骨造を対象とした実証試験として T ビル（徳島

振動台面

市，RC 造：8 階建＋PH），K ビル（高知市，RC造：8 階建＋PH），N ビル（四万十市，鉄骨造：

梁上

図 9 時刻歴加速度の比較（Sweep 波 10gal）

図 11 N ビル設置状況図（左図：ビル外観 右上図：NC，NICE 設置状況（最上階）
右下図：NICE 設置状況（5 階シャフト））

振動台面

NICE
NICE
NICE

層間変形角

小破？中破？

NICE

梁上

図 10 時刻歴加速度の比較（Sweep 波 50gal）

図 12 層間変形角の解析イメージ－ 10 －

無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発

7 階建＋PH）の 3 建物の各階に Swing Minderを設置し実証試験を行っている。N ビルにおける設置状況を図 11 に，解析イメージを図 12 に示す。
地震等の発生などにより 5gal 以上の有意な振動を感知すると，各 NICE は計測を始め x，y，z
方向の 3 軸の 200Hz，10 秒間のデータを作成しmicroSD に保存すると同時に NC へと送信する。
設置前に電波強度を確認しているが，高知支店ビルでは，中央コアの空調シャフトに置いた 1 階と5 階の NICE の間で良好な通信が可能であった。
RC 造の建物において，ある程度の距離や障害物

図 13 データ表示画面の例があったとしても，電波到達が可能であることを確認した。計測は平成 30 年 5 月から開始し，現10

在，遠隔からデータ収集を行っている。遠隔から

6のデータ表示画面例（10 秒データ情報）を図 13

4

NICE6

NICE7

NICE8

加速度（gal）

8に示す。NICE に設定されているトリガーを超えずに計測状態にならない場合でも，10 秒間の平

2
0
-2 0

2.5

5

7.5 10 12.5 15 17.5 20 22.5 25 27.5 30 32.5 35 37.5-4均加速度や最大加速度，平均加速度から求まる傾-6斜角度などの情報を NC に蓄積する。

-8

平成 30 年 6 月の大阪府北部地震では約 400km-10
経過時刻（秒）

離れた四万十市は震度 1 以下であったが，N ビル

図 14

N ビル加速度時刻歴の上階に設置していた NICE6～8（6，7，PH 階）で 5gal 以上の有意な振動を 40 秒間計測していた

125mm（図 14）。

125mm

今後も引き続き長期計測を行うことで機器動電池

作および通信状況の確認に加え，地震動を観測し

MCU
35mm

た場合には，各階の加速度を積分して変位に換算

MEMS 加速度センサ

し，層間変形角等を概ね自動的に解析する仕組みを構築する予定である。
7. センサユニット NICE の改良
長距離通信用ダイポールアンテナ

7.1 改良型センサユニット NICE の開発

図 15

実証試験では，ある程度空間的に自由である空

標準フィルムアンテナ

新型 NICE の外観

調シャフトなどに設置することができた。しかし，期精度も差異が±3ms 以下に向上した。また，ダ

そのようなスペースが確保できない場合には，執イポールアンテナの他，薄型のフィルムアンテナ

務室のフリーアクセスフロア内などの限られたも設置状況に併せて選択できるようにした。これ

狭いスペースに設置する必要がある。これらの背らにより，外形寸法は 125mm×125mm×35mm

景より，センサユニット NICE の更なる小型化とと大幅に小型化することに成功した。

通信機能の更なる向上に取り組むこととした。

7.2 ゲイン補正手法の検討

新しく開発した Swing Minder の新型 NICE

Swing Minder に採用している MEMS 加速度の外観を図 15 に示す。小型化に際し，専用基板

センサ（Analogを設計し MEMS 加速度センサを基板上に配置す

荷時において内蔵しているスプリング等の固有ることにより，機器の影響によるモーメントや電誤差があることが分かっており，初期補正として気ノイズなどを軽減することができた。併せて同ゲイン補正などを実施する必要がある。初期補正－ 11 －

Devices 製：ADXL355）は出無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発を実施しない場合には，10%程の誤差を生じる可能性があることが分かっている 8)。このことをふまえ，新型 NICE ではゲイン補正を実施することとした。ゲイン補正には，x，y，z 軸方向にそれぞれセンサを回転させ，重力加速度を利用して補正する方法がある。本研究では，アクリル製の正方形の箱の底面に新型 NICE を設置し，高性能斜度計を使って水平にした面上を回転させること
で，ゲイン補正を実施した。補正式を（6），（7）に示す。求めた係数で補正した新型 NICE の表示
値の例を図 16 に示す。x，y 方向の平均加速度は
概ね 0 となり，z 方向に対しては高松における重力加速度とほぼ一致する結果になった。
今後はこの補正手法により出荷時における初期補正を実施する。また，設置後の差異も同様の

図 16手法で補正できるパラメータを設け，設置後にお補正後の新型 NICE の表示値の例

いても補正ができるようにした。
AX0=－（（X1+X2）／2a）AX1=－2g ／（X1－X2）×

・・・
（6）
b

・・
（7）

AX0：機器オフセット補正係数
AX1：機器ゲイン補正係数
X1 ：x 軸を上面に向けた x 軸方向の加速度計測値
X2 ：x 軸を下面に向けた x 軸方向の加速度計測値
a：計測分解能(=0.0006125m/s 2)

図 17 固定方法の違いによる差異の確認

b：整数化係数（＝10000）
両面テープ（厚)g：重力加速度（＝9.79698m/s2：高松）

木ねじ

接着剤

両面テープ（薄）

30.4

30.6

30.8

3

※y および z 方向においても同様の手法で補正

2

加速度（m/s2)

7.3 固定方法の違いによる影響の検証
実建物に設置する際には，設置場所や設置方法等の制限を受ける可能性が考えられる。NICE を床に堅牢に固定する必要があるため，異なる設置

1030

方法での計測結果の差異を，加振試験により確認-2をした。加振台に固定方式毎に両面テープ（厚）-3（NICE01～03），木ねじ（NICE04～06），コン（sin 波 2Hz

振幅 5mm）

7.4 新型 NICE の同期精度確認

況を図 17 に，sin 波を入力した場合の計測結果
を図 18 に示す。

時刻（s）

図 18 固定方法の差異による比較結果

クリート用接着剤（NICE07～09），両面テープ（薄）（NICE00）によって固定した。試験の状

30.2

-1

補正を行った新型 NICE を加振台に 10 台設置
し同期精度の確認を行った。入力波は sin 波（2Hz

固定方法による明確な差異を確認することはおよび 5Hz），sweep 波（0.1～20Hz）で行った。

できなかった。この検証結果により，堅牢に固定

sin 波 2Hz の場合における測定結果を図 19 に示できれば固定方法による差異は概ねないというす。この結果により，新型 NICE においては，各結果を得ることができた。

機器間の同期誤差が目標としていた±3ms 以内－ 12 －

31

無線式振動モニタリングシステム Swing Minder の開発

NICE01

NICE02

NICE03

NICE04

NICE05

NICE06

NICE07

NICE08

NICE09NICE003

加速度（m/s2）

2
1
0
20

20.1

20.2

20.3

20.4

20.5

20.6

20.7

20.8

20.9

21

-1
-2
-3

時間（ｓ）

図 19

新型 NICE 同期精度試験結果（sin 波 2Hz

振幅 5mm，新型 NICE10 台）となることを確認できた。また，新型 NICE10［参考文献］

台で取得した 40 秒の地震データを通信時間 3 分

1)程度で NC にデータ集約できることを確認した。

澤田他：加速度計測のための無線センサネッ
トワークの実用的な時刻同期手法の開発，第30 回土木学会地震工学研究発表会論文集，
2010

8. まとめ本研究では，無線式の振動モニタリングシステ

2)

高瀬他：省電力化を図ったワイアレスセンサ

ム Swing Minder を開発し，加振試験等による精による橋梁の継続的遠隔モニタリングシス

度検証の結果，変位計や基準加速度計などの計測

テムの概要，コンクリート工学 Vol56 No.1，
2018

値と概ね一致することを確認した。
今後も引き続き更なる精度向上に向けた検討

3)

中西美一：openATOMS を活用した各種フィと共に，改良を行った Swing Minder を実建物にールドモニタリングシステムの開発と運用，導入し，長期的な実証試験を通して最適な設置方

電気学会全国大会論文集（C 部門），2011

法や解析手法等についての検討を行う予定であ4)る。

中西美一：高性能かつ安価な農業用環境モニ
タリングシステム（HaPPiMinder）の開発，
電気学会全国大会論文集（C 部門），2013.1

［謝辞］

5)

本研究は，四国電力㈱土木建築部殿より委託を受けた「地震発生後の建物被害推定に関する研究

大崎順彦，新・地震動のスペクトル解析入門，
鹿島出版会，2011.1，pp133-138

6)

天野雄一朗他：無線式振動モニタリングシス（その２）」において実施したもので，ご協力いテムの開発（その 1）開発目的とシステム概ただいた関係各位に深く感謝いたします。

要，日本建築学会学術講演梗概集（東北），2018.9

また，Swing Minder の開発にあたって，香川大学創造工学部の宮本慎宏准教授，大田佳奈氏，福7)ムの開発（その 2）加振試験と解析結果，日田隆晟氏にご協力頂きました。

本建築学会学術講演梗概集（東北），2018.9

加振試験の実施にあたって，高知工業高等専門学校の池田雄一准教授，奈良女子大学の瀧野敦夫

大田佳奈他：無線式振動モニタリングシステ

8)岡田敬一他：構造物の被害推定システム構築

講師，近畿職業能力開発大学校の藤村悦生特任教のためのデータ管理・利活用に関する研究

授，宇都宮直樹准教授，香川工業高等専門学校の（その２）大型振動台実験に適用する各種無小竹望教授にご協力頂きました。ここに謹んで深線型加速度センサー性能の検証，日本建築学

甚なる謝意を表します。

会学術講演梗概集（東北），2018.9－ 13 －

四国電力，四国総合研究所
研究期報１０９（2018年12月）
１４－２１ページ

石炭サイロ発熱監視装置の研究開発㈱四国総合研究所 エネルギー技術部

キーワード：

石炭サイロ
低品位炭
自然発熱
赤外線熱画像カメラ
発熱監視装置Key Words：

宮崎習Coal silo
Low grade coal
Natural fever
Infrared thermal camera
Fever monitor

Development of Coal Fever Monitor

Shikoku Research Institute, Inc., Energy Engineering Department
Manabu Miyazaki

Abstract

In recent years, coal-fired thermal power plants use low-grade coal like sub-bituminous coal for cost reduction.
However, there is a fear of a fire because the low-grade coal stored in a coal silo has the potential to exothermic
phenomenon due to natural oxidation.
So we developed a coal fever monitor using an infrared thermal camera with picture analysis technology. As aresult of actual use at the coal silo, the reliability of the coal fever monitor was confirmed.

－ 14 －

また、稼働払出口を固定して、任意の座標の石

1. はじめに炭だけを払出すことも可能な構造になっている。

近年、石炭火力発電所では、コスト削減を目的に亜瀝青炭等の低品位炭を使用するケースが増えてきている。しかし、低品位炭は自然酸化によ

3. 発熱監視方法

る発熱現象が起こりやすく、サイロ内等での火災

石炭の発熱監視方法にはいくつかの方法があ発生が懸念される。

る。以下に代表的な方式について記載する。

そこで、赤外線熱画像カメラによる石炭表面の温度分布画像や、各種センサによるガス濃度等の3.1 ガス検知方式

データを活用した石炭サイロ発熱監視装置

石炭サイロ内の各種のガス濃度を測定するこ（CFM；Coal fever monitor）を研究開発した。

とにより石炭の発熱を監視する手法である。

本監視装置を石炭火力発電所の石炭サイロに仮設して、長期にわたる発熱状況を監視した結果、(1) 臭気サイロ火災の未然防止に有効であることが確認できたため、これを報告する。

石炭に含まれる石炭酸などの臭気ガスは、石炭の発熱に対する濃度上昇が他種類のガスよりも比較的早く、早期の発熱検知に有効である。
CFM では、特に炭化水素系ガスに対して感度が2. 石炭サイロの構造
対象の石炭サイロ（四国電力株式会社橘湾発電所№４サイロ）の構造を図 1 に示す。

高い酸化インジウム系熱線型焼結半導体式の臭気センサ（既設装置）からのデータを利用した。
(2) CO
CO ガスは、石炭発熱の直接的な指標として用いることができる。
CFM では、安定したセンサ出力が得られる電気化学方式の CO センサ（既設装置）からのデータを利用した。
(3) CO２
CO2 ガスは臭気ガスに次いで石炭の温度上昇に敏感であることに加え、非分散赤外線吸収式のCO2 センサは構造が単純なことから、センサ寿命が長く、メンテナンス性が良好である。
さらにセンサ出力の通常値が CO センサのように 0(ppm)ではなく、大気中の CO2 濃度である約400(ppm)を出力することから、センサの良否を判

図1

石炭サイロの構造

同サイロは、旋回式積付コンベアを有し、サイ定しやすいメリットがある。
(4) 絶対湿度

ロ内に同心円状に石炭を投入することにより、石炭を平坦に積付けすることが可能である。

石炭が発熱した際に発生する水蒸気量を測定することにより、間接的に石炭の発熱を検知する

石炭の払出しについては、サイロ底部にある 4ことができる。石炭粉塵の雰囲気中で絶対湿度を列の払出コンベア上の可動式払出口を用いてお安定して測定するには、ほぼメンテナンスフリー

り、通常は 4 列中任意の 2 列を順次切替えながらである熱計測式センサの使用が必要不可欠であ稼働させて、石炭面を平坦に保ったまま払出しをる。

行っている。

－ 15 －

ガス検知方式は、安価なセンサが利用できる利4.1 構成点があるが、石炭サイロのように内部空間容積がCFM は、全体を 5 つのユニット（カメラユニッ

大きい場合には、局所的に発生したガスがガスセ

ト、制御ユニット、コンプレッサユニット、電源ンサの設置箇所まで拡散するのに時間を要する

ユニット、表示ユニット）で構成しており、各ユのが難点である。

ニット間はワンタッチ防水コネクタ接続とする

CFM の開発に当たっては、後述の赤外線熱画像

ことにより、設置やメンテナンスが容易に行える

カメラを主な監視方法とすることから、ガスセン構造にした。全体構成を図 2 に、内部構成を図 3

サについては既設装置の臭気レベル・CO ガス濃に示す。

度信号を利用することにした。
3.2 放射温度センサ走査方式
サイロ内石炭の表面温度を測定して発熱状況を検知する方式であり、一般的には安価な放射温度センサが用いられるケースが多い。
しかし、放射温度センサは原理上、測定角（測定範囲）の問題が存在する。
測定角が広いセンサでは、測定対象の表面温度が広範囲にわたって均一である必要があり、部分的な発熱に対しては、石炭温度を過小評価してしまう恐れがある。また、測定角が狭いセンサでは

図2

CFM 全体構成

図3

CFM 内部構成

発熱した箇所を的確に捕らえなければ温度上昇を検知できない。
この問題を解決するには、測定角の狭い放射温度センサを上下左右に機械的に走査して石炭サ
イロ内全域を測定する方式が有効であるが、1 回の走査に時間を要するのが難点である。
3.3 赤外線熱画像カメラ方式
石炭表面温度を測定するのに赤外線熱画像カメラを用いる方式であり、リアルタイムにサイロ
内石炭表面温度分布を測定することができることに加え、局部的な温度上昇も測定することが可能である。
さらに、熱画像を画像解析することにより、石炭発熱の自動監視が可能になる利点があることから、CFM の主なる監視方式に採用した。

(1) カメラユニット

4. 設計・製作

外線熱画像カメラと防護シャッタ機構、およびそカメラユニットは、耐圧防爆ケースに入った赤CFM については、実用的な発熱監視機能を持たれらを格納するケースで構成されており、石炭サ

せるとともに、石炭サイロ内の粉塵汚損に耐え、イロ内の旋回式石炭積付コンベア中央下部にあ

長期にわたってメンテナンスフリーであること

る既設サイロ内監視カメラ設置用の吊りステーに重点を置いた設計とした。

ジに設置した。（図 4）－ 16 －

(2) 制御ユニット
制御盤ユニットは、石炭サイロの上部屋外に設置しており、赤外線熱画像カメラの制御装置、熱画像記録・解析用工業用パソコン（以下、工業用
PC）、無線 LAN 機器等を組み込んだ。（図 6）

図4カメラユニット外観

使用した赤外線熱画像カメラの仕様は、次のよ
うになっている。
・非冷却マイクロボロメータ式

図6

制御ユニット他外観

・解像度＝384dot×288dot（画素数 110,592dot）
・測定温度範囲＝-40～150℃(3) コンプレッサユニット

当該カメラを赤外線窓付きの耐圧防爆ケース

コンプレッサユニットは、カメラユニット用パに入れ、石炭受入れ時の石炭粉塵による赤外線窓

ージエアと防護シャッタ駆動用エアの供給源での汚損防止用防護シャッタ機構とともにステンある。ユニット内には、エアパージ用の低圧リニレス製のカメラユニットに組み込んだ。（図 5）

アコンプレッサと防護シャッタ駆動用の中圧ス
クロールコンプレッサを組み込んだ。（図 6）(4) 電源ユニット
電源ユニットは、表示ユニットを除く全ユニッ
トへの電源供給元であり、ユニット内には、ノイズカットトランスと無停電電源装置（UPS）を組み込んだ。（図 6）(5) 表示ユニット

図5

赤外線窓・防護シャッタ外観

表示ユニットは、石炭サイロから離れた管理センタに設置されており、無線 LAN 機器、液晶モニ

カメラユニットの内部はパージエアで加圧されており、加圧後のパージエアは赤外線窓周囲にタ（ハード系モニタとソフト系モニタ）、およびビデオレコーダから構成される。（図 7）配置された複数のエアパージ孔からサイロ内に放出されることによりゲルマニウム製の赤外線窓の汚損を防ぐ構造とした。
また、耐圧防爆ケースやカメラユニットの継手部の固定にはボルトナット類ではなく、ワンタッチ錠を使用することにより、工具なしの分解点検を可能とし、サイロ内へのボルトナット類や工具の落下を防止している。
図7－ 17 －

表示ユニット外観

4.2 監視方法(c) 気圧差

CFM には、ガスセンサ等からのアナログデータ

石炭サイロ内外の気圧差は、間接的に払出コンを用いたトレンド監視、赤外線熱画像カメラによ

ベア室→石炭層→サイロ上部換気装置→サイロ

る熱画像監視、および熱画像の全画素毎の温度デ外へ流れる換気空気量としてグラフ化している。

ータを工業用 PC で処理した画像解析監視の 3 種

石炭層に供給される空気量が多い箇所ほど温度類の監視方法を有している。

上昇しやすい傾向があるため、参考情報として監以下にそれぞれの監視方法について記載する。
(1) トレンド監視視している。
(2) 熱画像監視

各種センサから得られる臭気ガス、CO ガス等

赤外線熱画像カメラからの出力信号は、疑似カのデータと赤外線熱画像カメラからの温度デー

ラーによる熱画像信号と全画素毎のデジタル温タを 6 秒毎に取り込んでソフト系モニタにトレ

度データ信号がある。

ンドグラフとして表示する。（図 8）

熱画像信号には、石炭サイロ内の温度分布の他

これにより、石炭サイロ内の変動状況を把握すに、最高・平均・最低温度と高温領域面積値を表ることができるとともに、通常のデータ変動範囲

示させている。これらは、赤外線熱画像カメラのから逸脱した異常データの早期把握が可能であ

制御装置から直接出力される信頼性の高いハーる。

ドウェアデータであり、ハード系モニタに表示しなお、データは 1 分毎に工業用 PC に記録（CSVている。

ファイル・1,000 日分）しており、別途 USB メモ

さらに、全画素温度データ信号を工業用 PC でリ等の記録媒体に抜き出すことが可能である。

処理して得られるソフトウェアデータとして、ノーマライズ画像、熱画像解析(相関)、熱画像解析(差分)があり、ソフト系モニタに表示している。
(a) 最高、平均、最低温度
熱画像の全画素温度の最高・平均・最低温度をリアルタイム表示している。この中で特に最高温度は、局所的な発熱を検知できることから、極めて有効な発熱監視ファクタである。（図 9）

図8

トレンド監視画面例（ソフト系モニタ）(a) 温度
赤外線熱画像カメラからの全画素毎の温度データから、最高値と平均値および最低値を抜き出
図9してグラフ化したもので、サイロ内の石炭表面温

熱画像監視画面（ハード系モニタ）

度の監視を行う。
熱画像監視画面では、図 10 のように、円形の(b) ガス濃度

石炭サイロ壁面と稼働中の払出コンベア（中央縦既設の別装置からの臭気レベルと CO ガス濃度

2 列のライン）部分の温度が高いことが確認でき信号を利用し、グラフ化している。どちらのガスる。これは、空気がサイロ底部から石炭層を抜け濃度も石炭表面温度の上昇に先立って上昇するている箇所で石炭の発熱が発生していることを傾向がある。

示している。

－ 18 －

図 10

図 12

石炭払出時の熱画像監視画面の一例(b) 高温領域面積

ノーマライズ画面（ソフト系モニタ）(d) 熱画像解析（相関）熱画像のうち、設定値以上の温度に達したエリ

図 10 に示すとおり、石炭とサイロ壁の境界やアの面積を表示させており、参考値として監視し使用中の払出コンベア上部のように、空気が流れている。

こむ箇所の温度が上昇する傾向があり、熱画像は特定の画像パターンを示すケースが多い。
このため、現状の熱画像が発熱時の熱画像と同(c) ノーマライズ画像
ハード系モニタの熱画像の表示レンジは固定

じパターンになりつつあるかどうかを、画像処理(例；0℃～60℃)で運用されているため、画像内

によって数値化できれば、早期の自動発熱検知がの温度差が小さい場合は、画面全体がほぼ同一色実現できる可能性がある。
そこで、疑似カラーの熱画像を白黒化（2 値化）になってしまい、判別が困難となる。
そこで全画素毎の温度データを工業用 PC で処した後、あらかじめ登録した参照画像と実際の熱理し熱画像を作成した後、ノーマライズ処理（画

画像との画像相関値を定期的（30 分毎）に自動像中の最低温度と最高温度をそれぞれ 0％と計算して、相関値トレンドとして表示させるとと100％に割り当て）を行うことにより、視認性をもに、相関値が設定値以上で警報表示させるよう向上させた画像をソフト系モニタに表示させてにした。（図 13、図 14）
なお、白黒化した熱画像データに対しては、以いる。（図 11）

下の前処理を自動実行する機能を付加しており、石炭レベルの変動や旋回式積付コンベアの動作による画像変化の影響等を抑制するようにした。
・自動拡大・縮小機能
熱画像を自動拡大・縮小させて、石炭の積付
けレベルの変化による熱画像パターンの大図 11

きさ変化をキャンセルする。

ノーマライズ処理による判別性向上

・自動回転機能
これにより、画像のコントラストが常に最大に画像を自動回転させて、旋回式積付コンベアなることから、サイロ内石炭温度分布の把握が容の旋回による熱画像パターンの回転変化を易になり、温度上昇傾向のより早期の監視を実現

キャンセルする。

している。（図 12）・自動膨張・収縮
白黒熱画像の白画素を自動膨張・収縮させて石炭面の平均温度変化による熱画像パター
ン変化の影響を抑制する。

－ 19 －

この様なゆっくりした変化を監視しやすくするために、定期的（30 分毎）に熱画像上の指定
面積以上の温度上昇エリアを自動解析して表示する機能を組み込んだ。（図 16）

図 13

相関値計算結果例

図 16

熱画像解析(差分)画面（ソフト系モニタ）

5. 仮設・試験結果
以上の性能を有する CFM を設計製作し、平成27 年 9 月に四国電力株式会社橘湾発電所№4 サイ
ロに仮設して、連続監視を行った。
5.1 稼働状況
CFM は仮設後、ほぼ 3 カ年間連続稼働している。
図 14

熱画像解析(相関)（ソフト系モニタ）

当初懸念された赤外線窓の粉塵汚損もパージエアの効果によって一切生じておらず、ほぼノーメ(e) 熱画像解析(差分)
石炭の発熱が発生した場合、発熱に先だって熱ンテナンスでの稼働を実現することができている。

くなった空気が石炭層内を上昇した後に表面の石炭を加熱して、局部的に温度の高いエリアを形

5.2 石炭発熱監視

成する場合がある。
図 15 の例では、画像左側に現れた高温部の領域が次第に大きくなっていることが分かる。

平成 30 年 8 月に実際に石炭の発熱が発生した
が、CFM による異常検知によって早期の発熱対策を行うことができた。
その時の CFJ の監視画面等を以下に示す。
石炭表面温度が上昇し始めたのは当日の 5 時頃であり、およそ５時間後に石炭表面最高温度が46℃から 140℃に急上昇した。
温度上昇は極めて局所的であったため、熱画像
上では発見することは困難であったが、最高温度表示機能により石炭発熱を検知することができた。（図 17、図 18）

図 15

局部的な温度上昇例

また、石炭サイロレベルが高い場合、石炭表面
温度と払出石炭温度は必ずしも一致しないが、当－ 20 －

日は石炭サイロレベルが比較的低く、熱画像と併［謝辞］せることにより発熱箇所を特定し、発熱箇所の石本研究は、四国電力㈱火力部殿より委託を受け炭を集中的に払出すことによって発熱を抑制す

実施したもので、ご協力いただいた関係各位に深ることができた。

く感謝いたします。

図 17

発熱時熱画像（ハード系モニタ）

図 18

トレンドデータ（保存周期＝1 分）

なお、この発熱現象後に、ハード系モニタ画面
上への温度高の警報表示機能および温度高警報
接点出力機能を追加し、発熱監視機能のさらなる強化を図った。
6. まとめCFM は、四国電力株式会社殿からの委託研究である「石炭サイロ発熱監視装置の研究開発」の成果である。同研究により石炭サイロ内の発熱監視においては、ガス濃度のトレンド監視に加え、赤外線熱画像カメラによる広範囲の温度分布監視が有効であることを確認できた。
特に、赤外線熱画像カメラでは、発熱温度に加えて発熱箇所を監視できることから、発熱箇所に応じた対処（スポット的な石炭の抜き取りや循環運転）が行え、的確かつ効率的な発熱防止を図れることが分かった。
赤外線熱画像カメラは比較的高額な測定器ではあるが、石炭サイロの発熱を監視することで火災を防止できる可能性があることから、亜瀝青炭等の低品位炭用石炭サイロへの適用は有用と考える。

－ 21 －

四国電力，四国総合研究所
研究期報１０９（2018年12月）
２２－２５ページ

架空地線の素線溶損時における残存引張荷重特性に関する研究㈱四国総合研究所 電力技術部㈱四国総合研究所 電力技術部

キーワード：Key Words：

架空地線
溶損
残存引張荷重レプリカ
３D データ

村上
新居

知則
浩治

Ground wire
Melting
Residual strength
Replica
3D data

Study on residual strength properties of ground wire at strand melted
Shikoku Research Institute, Inc., Electric Power Technology Department
Tomonori Murakami and Kouji Nii

Abstract
When strand of ground wire melts, the melted cross sectional area is converted into the number of strands. If thenumber is less than the threshold value, the ground wire will be repaired by a minor method such as repair of armorrod, and if the number is larger than the threshold value, the melting point of ground wire will be partly exchanged
to the new line.
However, converting from the melted cross sectional area to the number of strands depends on the subjectivity andunlike wire breakage, the ground wire that strand has melted is not so clearly understood the degree of decrease inresidual strength related to the extent of melting loss.
In this study, we found that the degree of reduction of the residual strength was larger than the rate of thedisappeared cross sectional area of the ground wire which strand was melted. By using this result, it is expectedthat the more appropriate repair method according to the state of damage can be selected by obtaining a method forquantitatively estimating the residual strength from the state of each strand.

－ 22 －

1. はじめにヘリや自走器による架空地線点検において、素100

引張荷重 （ＫＮ）
残存引張荷重（kN）

線の溶損を発見した場合、溶損断面積を素線本数に換算し、軽微なものはアーマロッド補修など簡易な補修を行い、重大なものは溶損個所の部分的な新線への張替等を行っている。
しかしながら、溶損断面積の素線本数換算は主観に頼っているところがあり、また、素線が溶損

80AC55mm2 （23AC:7/3.2）

実力値に対して
約 37%の減

実力値:76.6kN
規格値 64.3kN

60

48.5kN40
溶損面積を合計1本分と見積もると残存引張荷重は、1本/7本＝約15％の減20

同条件で作成したサンプルの断面写真

0
0

10

20

30

40

50

60

電荷量 （Ｃ）
電荷量（C）

したより線は素線切れとは異なり、溶損度合いによる残存引張荷重が明確には分からない。このた

図2より線引張試験結果

め、溶損した架空地線の残存引張荷重を定量的に推定する手法について研究を行ったので紹介する。

一方、図 3 に示すように「引張荷重－伸び特性」
については、健全なより線は一般的に全素線が同時に破断するのに対し、溶損より線はのこぎり状の変化を示している。これは、溶損による引張荷

2. 素線溶損より線サンプル
素線溶損度合いの違いによる残存引張荷重特性を把握するため、溶損ケース別のサンプルを作

重の低下度合が大きい素線から順次破断したためと考えられる。

成し、引張荷重試験等を実施した。
サンプルは、直撃雷を模擬したインパルス電流発生装置および直流アーク発生装置により通過

溶損より線AC55mm2 (23AC:7/3.2)

実力値 76.6kN

電荷量の条件を変えて作成した。
図 1 に作成した AC55mm2 サンプルの様相例を示

溶損素線破断3本

引張荷重（kN）

す。素線切れまでは至っていないものの、アーク

健全素線破断4本を受けた個所は、アルミ覆鋼線のアルミ覆が消失
し、鋼線の断面積が減少しているのが分かる。

46kN
素線 4 本相当値
76.6×(4/7)≒43.8kN

伸び（mm）
AC55mm2 (23AC:7/3.2)
通過電荷量:50.3C

図1

図3

鋼線

引張荷重-伸び特性

ｱﾙﾐ覆

素線溶損より線サンプルの様相

4. より線残存引張荷重推定
素線が溶損したより線については、図 4 に示すように、各素線の溶損度合(断面積残存率)と残存3. より線引張試験
2作成した AC55mm サンプルの引張試験結果を
図 2 に示す。
電荷量が大きくなるにしたがって、残存引張荷重が減少傾向を示し、その度合いは溶損したより素線本数による荷重分担との関係を数式化する
ことにより、「引張荷重－伸び特性」における素線の破断過程を推定し、最終的なより線の残存引張荷重を算出できると考えられる。

線の断面積減少の度合いより大きいことが分かった。

－ 23 －

AC55mm 2(23AC:7/3.2)

①

⑥

断面積
2

⑤

④

③

№

②

⑦

①
②
③
④
⑤
⑥
⑦

(mm )
5.12
6.04
6.41
8.04
8.04
8.04
8.04

断面積
残存率
%ΔS(%)
63.7
75.1
79.7
100
100
100
100

〇7 本より線において、素線切れ 1 本相当まで許容する場合
各素線の引張荷重残存率を小さいものから％ΔS1, ％ΔS2, ・・・, ％ΔS7 とすると、
YES

YES

② %ΔS2＝(6/6)＝1.0
NO
適用不可
部分的な電線張替等で対応

適用可

健全なより線の最小引張荷重(実力値)を76.6kNとし、各素線の断面積残存率を引張荷重残存率として考えると、①→②→③→④⑤⑥⑦の順に、①・・・・・・76.6×(7/7)×63.7％＝48.8②・・・・・・76.6×(6/7)×75.1％＝49.3③・・・・・・76.6×(5/7)×79.7％＝43.6④⑤⑥⑦・・・76.6×(4/7)×100 ％＝43.8付近の引張荷重で各素線が破断に至るものと想定される。
このため、溶損したより線の残存引張荷重はおおよそ49.3kNと推定される。

図4① %ΔS1≧(6/7)≒0.86
NO〇8 本より線において、素線切れ 2 本相当まで許容する場合
各素線の引張荷重残存率を小さいものから％ΔS1, ％ΔS2, ・・・, ％ΔS8 とすると
YES

① %ΔS1≧(6/8)＝0.75
NOYES② %ΔS2≧(6/7)≒0.86
NO

より線残存引張荷重推定

YES③ %ΔS3＝(6/6)＝1.0
NO

いくつかのサンプルに対して上記手法を試し

適用可

適用不可
部分的な電線張替等で対応たところ、概ね推定値に近い残存引張荷重となる
図5

ことが確認できた。
5. アーマロッド補修の適用可否判定

アーマロッド補修適用可否判定フロー

6. 各素線の引張荷重残存率推定

上記より線残存引張荷重推定手法と同様の考これまで述べたように、溶損したより線の残存え方により、アーマロッド補修の適用については、

引張荷重を推定するためには、各素線の断面積残図 5 に示す各素線の引張荷重残存率を基にした存率(引張荷重残存率)を把握する必要がある。

フローから可否判定が可能と考えられる。

現地では、より線の断面を観察し、各素線の断7 本より線において、アーマロッド補修の適用

面積残存率を把握することはできない。そのため、範囲を素線切れ 1 本以下(規格値ベース)とする

図 6 に示す溶損素線の引張試験結果から得られ場合、溶損したより線の引張荷重残存率は規格値

た「素線外径比と引張荷重比の関係」を基に、ノの 6/7≒0.86 まで許容できる。このため、判定条

ギス等で測定したより線外径の値から、各素線の件は「①各素線の引張荷重残存率が 86%以上」、

外径減少度合いを把握することで、引張荷重残存あるいは「②最も小さい引張荷重残存率が 86％率の推定が可能となる。

未満の場合は残り 6 本が健全」となる。
一方、8 本より線において、アーマロッド補修

1.0の適用範囲を素線切れ 2 本以下(規格値ベース)

素線外径比＝B/A
引張荷重比：対引張荷重最大値とする場合、溶損したより線の引張荷重残存率は0.9

規格値の 6/8＝0.75 まで許容できる。このため、
引張荷重比

B

判定条件は「①各素線の引張荷重残存率が 75%以上」、「②最も小さい引張荷重残存率が 75％未満

A

0.8

0.7

の場合は二番目に小さい引張荷重残存率が 86%以0.6

上」、あるいは「③二番目に小さい引張荷重残存

素線 23AC：3.2

率が 86％未満の場合は残り 6 本が健全」となる。

0.5
1.0

図6

－ 24 －

0.9

0.8
0.7
素線外径比

0.6

0.5

素線外径比と引張荷重比の関係

7. 3D データを応用したより線残存引張荷重推定

この手順により、溶損したより線サンプルの残ノギス等によるより線外径の測定が困難な場

存引張荷重を推定した結果、実測値に近い値を得合において、溶損部を 3D データ化し、各素線のることができたことから、更なるスキャニングの断面積残存率を把握することで、より線の残存引精度向上等を図ることにより、残存引張荷重の推

張荷重を推定する手法を図 7 に示す。

定に本手法が適用できる見通しを得た。

手順は以下のとおり。
①溶損部をゴム状の高分子材料等で型取り

8. まとめ②型に石膏などを流し込みレプリカを作成

本研究において、素線が溶損した架空地線の残③レプリカをレーザースキャニングし 3D

存引張荷重を定量的に推定する手法を得た。これデータ化を適用することにより、損傷度合に応じた、より④3D データの断面画像から各素線の断面積

適切な補修方法が選択できるものと期待される。

を把握⑤得られた各素線の断面積を基に算出した［謝辞］

断面積残存率(引張荷重残存率)と残存素

本研究は、四国電力㈱送変電部殿より委託を受

線本数による荷重分担との関係から、よりけ実施したもので、ご協力いただいた関係各位に線の残存引張荷重を推定（4.より線残存引

深く感謝いたします。

張荷重推定手法に同じ）
①
型取

②

⑤

レプリカ

推定
・3D データ化した溶損部の断面状況から得られる各素線の断面積を基に算出した断面積残存率(引張荷重残存率)から5.27/8.04≒0.65①76.6×(7/7)×0.65≒49.8kN②76.6×(6/7)×0.65≒42.7kN③76.6×(5/7)×1.00≒54.7kN④76.6×(4/7)×1.00≒43.8kN付近の引張荷重において、それぞれの素線が断線すると推定③
レーザースキャニングによる３Ｄデータ化

測定状況がリアルタイムにパソコン画面表示
実測値と比較
ウェブカメラ
実力値：76.6kN
それぞれ推定値に近い値で断線

溶損部レプリカ

引張荷重（kN）

マーカー付パネル(ｷｬﾘﾌﾞﾚｰｼｮﾝ用)

52kN
③に相当

ラインレーザー(手動で照射)④
3D データ化による断面状況

実物AC55mm2
23AC:7/3.2

42kN
①②に相当

8.04

3Dデータ

5.27

断面位置

5.27

断面積:mm2

図7

伸び（mm）

3D データを応用したより線残存引張荷重推定－ 25 －

46kN④に相当四国電力，四国総合研究所
研究期報１０９（2018年12月）
２６－３４ページ

ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発㈱四国総合研究所 電子技術部㈱四国総合研究所 電子技術部㈱四国総合研究所 電子技術部
四国電力㈱ 送配電カンパニー 通信システム部

キーワード：

OPGW
補修工法
加圧乾燥
減圧乾燥
アタッチメントKey Words：

徳永 洋一郎
松木 一隆
阿部 素久
西村 浩一

OPtical fiber composite overhead Ground Wire
Repairing method
Pressurized drying
Vacuum drying
Attachment

Development of repairing method for water penetration in OPGW

Shikoku Research Institute, Inc., Electronics Technology Department.
Yoichiro Tokunaga, Kazutaka Matsugi and Motohisa Abe
Shikoku Electric Power Co., Power Transmission & Distribution Company
Telecommunication Systems Department.
Koichi Nishimura

Abstract

OPGW(Optical fiber composite overhead Ground Wire) is constituting the communication network for electric
power companies. In this OPGW, cracks due to metal fatigue arise from vibration caused by strong winds occur inaluminum tubes that contain optical fibers. Rain water infiltrated through cracks may freeze in winter. And
frozen water may squeeze the optical fiber and cause communication troubles.
In many cases, the OPGW that includes the crack location connecting joint boxes will be replaced to fix thetrouble. This recovery method requires a lot of time and a large cost.
In order to solve this problem, we developed a repairing method to remove infiltrated water and repair cracks. As
a result, we succeeded in restoring the function to a level that would not interfere with operation.

－ 26 －ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発

1. はじめに歪みによる回線障害を引き起こすことがある。本

送電線の架空地線に光ファイバを内蔵した

研究は、図 2 のとおり、アルミ管内に浸入した雨

OPGW（OPtical fiber composite overhead Ground

水を除去（水抜き・乾燥）した後に、亀裂部からWire）は、信頼性が求められる電力保安通信ネッ

再び雨水が浸入しないように、アルミ管亀裂部のトワークを構成する重要な通信基盤である。

補修を行うものである。

OPGW は強固な構造で自然災害等に強い信頼性

作業開始の高い設備であるが、長期に亘って過酷な自然環境下で運用されるため、強風振動等により OPGW

水抜き・乾燥

内部にて光ファイバを収容するアルミ管（以下アルミ管亀裂部の補修「アルミ管」という）に金属疲労による亀裂が生じ、そこから雨水が浸入することがある。この雨

作業終了

水が冬季に凍結・膨張することで、光ファイバを
図1

圧迫し、歪みによる回線障害を引き起こすことがOPGW の構造

図2

補修工法の流れある。また、最終的には光ファイバの断心に至る
水抜き・乾燥工程では、アルミ管内に浸入したこともある。
回線障害は凍結解消により復旧する場合が多雨水を除去する方法として、アルミ管内に窒素ガ

いが、本障害は繰り返し発生する可能性が非常にスや空気などの圧力気体を注入し、管内の雨水や高いため、雨水とアルミ管との腐食反応により発湿潤気体を押し出しながら乾燥を促す方法(以下生する水素による光伝送損失を検知できる波長「加圧乾燥」という)、アルミ管内の空気を吸引・

1.24μm の OTDR(Optical Time Domain Reflectometer)

排気して管内の圧力を下げつつ、もう一方の開放

1)により心線の損失を測定 することで浸水の有端からの空気の流れで乾燥を促す方法(以下「減無・場所を確認し、必要に応じて通信回線を迂回

圧乾燥」という)の 2 つの方法が考えられる。こさせるなどの予防保全の取り組みを行っている。

れらの得失を抑えた上で、現場状況に応じて使い

しかし、恒久対策として OPGW に浸入した雨水分けることができれば、効果的な雨水除去が可能になる。

を除去することは難しく、断心した場合は、OPGWの張替や GWWOP（架空地線巻付型光ファイバケー

また、アルミ管亀裂部の補修工程では、再び雨ブル）の新設による対応が必要となる。これには、水が浸入しないように亀裂部を塞ぐとともに、運資材調達や作業時期の調整などに時間がかかり、用上支障のないレベルの強度が保てるよう保異常を認知してから本復旧完了までにかなりの護・補強を実施する。

期間を要する。また、工事には高度な専門技能を有する多数の作業員を複数地点に配置する必要

これら補修工法の流れに沿って、研究内容を報告する。

があり、多額の費用が必要となる。
今回、これらの課題を解決するために、アルミ

3. 水抜き・乾燥

管内に雨水が浸入したものの断心には至ってい細径かつ長尺のアルミ管はその内部に光ファない状態の OPGW について、運用上支障のないレ

イバを多数収容する複雑な構造であり、浸入したベルまで機能回復する補修工法に関する研究を

雨水を短期間で除去するにはかなりの時間を要実施したので報告する。

するため、可能な限り効果的に雨水を除去することが重要となる。

2. 補修工法の内容

また、アルミ管に浸入した雨水をどの程度の期

OPGW の構造は図 1 のとおり、中心部にアルミ間で除去できるかは明らかにされておらず、雨水管内に収納した光ファイバを配置し、これをアル除去の条件とそれに対する必要な時間を見通す

ミ覆鋼より線（AC 線）で覆った構造となってい手法があれば、復旧計画を策定する上で非常に有る。このアルミ管に発生した亀裂から雨水が浸入用になる。
そこで、加圧乾燥および減圧乾燥を適用して、し、凍結・膨張することで、光ファイバを圧迫し－ 27 －ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発

アルミ管内に浸入した水を除去する実験を行い、乾燥水分量 ＝（飽和水蒸気量×相対湿度）

より効果的な条件や、効果を得るまでに必要な時

×空気流量×経過時間

間などを調査した。

･･･［1］

3.1 加圧乾燥

この結果、乾燥が完了したと判断した時点の乾(1) 実験方法

燥水分量の計算値が、各々の注水量とほぼ等しく

長さ 30m の OPGW(スペーサ型,SM6C×3)アルミなることが分かり、本実験結果および式［1］の管(内径 3.9mm)の両端に､それぞれの長さが 145m

正当性を確認することができた。

と 135m のナイロンチューブ（内径 2mm）を接続して、全長 310m のアルミ管を模擬した実験設備を構築した（図 3）。
全長 310m
OPGWｱﾙﾐ管 30m

ﾅｲﾛﾝﾁｭｰﾌﾞ145m

ﾅｲﾛﾝﾁｭｰﾌﾞ135m

OPGWアルミ管内への注水10～30mL

圧力計
0.06MPa

ｺ ﾝﾌﾟ
ﾚｯｻ

流量
計

ｽｰﾊﾟｰ
ﾄﾞﾗｲﾔ

110mL/min

温湿
度計

流量
計

図4

加圧乾燥の実験結果（注水量 10mL の場合）

図5

加圧乾燥の実験結果（注水量 20mL の場合）

図6

加圧乾燥の実験結果（注水量 30mL の場合）

110mL/min

乾燥空気

図3

加圧乾燥の実験設備の構成

長さ 30m のアルミ管部分に水を入れ、片端からコンプレッサで圧力 0.06MPa の乾燥空気（流量110mL/分）を注入し、もう一方の端に出てくる空気の温度と相対湿度を測定する。これにより、ナイロンチューブ出口の湿度変化から、アルミ管内
部水の有無等の状態を検知可能にした。
(2) 実験結果
長さ 30m のアルミ管部分への注水量を 10mL，
20mL，30mL と変えて測定した結果を図 4～6 に示す。本実験においては、アルミ管内部水が無くな
れば、アルミ管内外の湿度はほぼ等しくなり、実験設備のナイロンチューブ出口で測定した相対湿度が最低レベルに下がることから、相対湿度が最低レベルに下がった時点で乾燥が終了したと判断することとした。
また、この実験結果の正当性を確認するため、測定した温度、相対湿度、空気流量などをもとに、次の関係式から乾燥水分量を算出し、図中に青線で表示した。

－ 28 －ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発

3.2 減圧乾燥

時間経過時点を乾燥が完了した時点と判断した。

(1) 実験方法

この時点における加圧乾燥による乾燥水分量は減圧乾燥では、加圧乾燥のように温湿度計を用式［1］から 5.4mL と算定できることから、減圧

いて管内の乾燥状態を推定することはできない。

乾燥による乾燥水分量は 4.6mL と推定した。

そこで、減圧乾燥を一定時間実施した後、加圧乾燥に切替えて、温度、相対湿度、空気流量などを測定し、その値を前述の式［1］に代入し、加圧乾燥による乾燥水分量を算出する。注水量が既知であるから、そこから加圧乾燥による乾燥水分量を除けば、減圧乾燥による乾燥水分量を求めることができる。
これを踏まえ、減圧乾燥においても、加圧乾燥と同様、長さ 30m の OPGW アルミ管の両端に、それぞれの長さが 145m および 135m のナイロンチュ
図8ーブを接続したアルミ管を模擬した実験設備を

減圧乾燥後に加圧乾燥した実験結果（注水量 10mL の場合）構築した（図 7）。
長さ 30m のアルミ管に水を入れた状態とし、片② 注水量 20mL の場合端を開放した状態で、反対側の端にスクロール型
真空ポンプを接続してアルミ管内の空気を吸水 20mL を注水して減圧乾燥を 96 時間実施した

引・排気する構成とした。また、前述の加圧乾燥

後に、加圧乾燥に切替えた時の温度や湿度の測定の設備も切替えにより測定できる構成とした。

結果が図 9 である。
加圧乾燥開始後に全体的に湿度が下がった 138

全長 310m

OPGWｱﾙﾐ管 30m

ﾅｲﾛﾝﾁｭｰﾌﾞ145m

時間経過時点を乾燥が完了した時点と判断した。

ﾅｲﾛﾝﾁｭｰﾌﾞ135m

この時点における加圧乾燥による乾燥水分量は
式［1］から 5.1mL と算定できることから、減圧
乾燥による乾燥水分量は 14.9mL と推定した。
OPGWアルミ管内への注水10～30mL
圧力計

乾燥空気

110mL/min

0.06MPa

温湿度計

110mL/min(加圧乾燥時)

ｺ ﾝﾌﾟ
ﾚｯｻ

ｽｰﾊﾟｰ
ﾄﾞﾗｲﾔ

流量
計

流量
計
70mL/min(減圧乾燥時)排水トラップ

真空ポンプ(減圧乾燥時のみ使用)

OPEN
減圧排気

図7

減圧乾燥の実験設備の構成(2) 実験結果
長さ 30m のアルミ管への注水量を 10mL，20mL，

図930mL と変えて測定した結果は次のとおりである。
① 注水量 10mL の場合

減圧乾燥後に加圧乾燥した実験結果（注水量 20mL の場合）

③ 注水量 30mL の場合

水 10mL を注水して減圧乾燥を 48 時間実施した

水 30mL を注水して減圧乾燥を 144 時間実施し後に、加圧乾燥に切替えた時の温度や湿度の測定た後に、加圧乾燥に切替えた時の温度や湿度の測結果が図 8 である。

定結果が図10 である。

加圧乾燥開始後に全体的に湿度が下がった 188

加圧乾燥開始後に全体的に湿度が下がった 92－ 29 －ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発

表1

時間経過時点を乾燥が完了した時点と判断した。
この時点における加圧乾燥による乾燥水分量は

単位時間当たりの乾燥水分量

乾燥による乾燥水分量は 27.9mL と推定した。
加圧
乾燥

減圧
乾燥

図 10

乾燥水分量
［mL］

乾燥時間
［時間］

単位時間当たりの
乾燥水分量［mL/時間］

10

10

179

0.056

20

20

213

0.094

30

30

235

0.128

10

4.6

48

0.096

20

14.9

96

0.155

30

27.9

144

0.194

注水量
［mL］

式［1］から 2.1mL と算定できることから、減圧

単 0.250位
時間 0.200
当
たり 0.150の乾燥 0.100
水分
量 0.050［mL／ 0.000h
0］

減圧乾燥後に加圧乾燥した実験結果（注水量 30mL の場合）

加圧乾燥
減圧乾燥

10

20

30

40

注水量［mL］

図 11 注水量の違いによる乾燥効果の比較

3.3 乾燥効果の比較
加圧乾燥および減圧乾燥の実験結果から単位

3.4 フィールド実験による検証

時間当たりの乾燥水分量を求めたものが表1 である。また、横軸に注水量、縦軸に単位時間当たり長径間の実フィールド設備に加圧乾燥や減圧の乾燥水分量をプロットしたものが図11 である。

乾燥を適用して、次のとおり効果を確認した。

加圧乾燥・減圧乾燥ともに、注水量が多いほど(1) 実験対象設備

単位時間当たりの乾燥水分量は多くなる一方、同じ注水量では、減圧乾燥の方が加圧乾燥よりも単実験対象設備は図 12 のような区間長 1.8km の

位時間当たりの乾燥水分量が多くなった。これは、OPGW（スペーサ型，SM8C）であり、3 号鉄塔付近

加圧乾燥・減圧乾燥いずれの場合もアルミ管内のと 6 号鉄塔付近の 2 箇所でアルミ管に亀裂がある

水の位置はほぼ同じ位置としたことから、減圧乾ことを事前に確認している。

燥による吸引で生じた空気の流れによる乾燥効
長さ1.8km OPGW果の方が、加圧乾燥による排気で生じた空気の流れによる乾燥効果よりも大きかったためと考え

伝送損失発生区間

1.75km

伝送損失発生区間

1.0km

1.50km0.28km

亀裂箇所

られる。

亀裂箇所

また、長さ一定のアルミ管中に存在する水の位

2号鉄塔

置が違う場合の乾燥効果は次のようになる。

接続BOX

5号鉄塔

近いほどアルミ管外に水を排出しやすく乾燥が

図 12

1号鉄塔

3号鉄塔

変電所
引込BOX

6号鉄塔
7号鉄塔

加圧乾燥の場合は、水の位置がアルミ管出口に4号鉄塔

フィールド実験対象 OPGW の状況

より速く進む傾向がある。
一方、減圧乾燥の場合は、水の位置が真空ポン

また、波長 1.24μm の OTDR を用いた測定によプ側に近いほどアルミ管内の圧力が低く気化しり 、 変 電 所 を 起 点 に 0.28km～ 1.0km の 間 と 、やすいため、乾燥がより速く進む。

1.50km～1.75km の間に雨水の浸入に伴う水素反応によるものとみられる伝送損失が観測されていた（図13）。

－ 30 －ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発こととした。これは、2～3 号鉄塔区間の雨水について、真空ポンプ等の機器からの距離が近いことから減圧乾燥の効果が見込めること、また加圧
乾燥を先に適用した場合、空気の流れにより 3～4 号鉄塔の区間に雨水が移動する恐れがあったためである。そして減圧乾燥後は、加圧乾燥に切替
え、乾燥を継続しつつ、7 号鉄塔接続 BOX 側にて温度や相対湿度などを測定した。
図 13

OTDR（波長 1.24μm）による測定波形(3) 実験結果(2) 実験方法

フィールド実験開始後、減圧乾燥をのべ約 11

図14 のように、変電所引込 BOX 側に主に加圧乾

日間、加圧乾燥をのべ約 80 日間実施した。この

燥や減圧乾燥のためのコンプレッサや真空ポン

加圧乾燥実施中、7 号鉄塔接続 BOX 側にて空気のプ等の主装置類を、また 7 号鉄塔接続 BOX 側に流出口流量を計測したが、有効な値は計測できなか

量計や温度計などの測定器類を、それぞれ収容箱った。これは、変電所引込 BOX から注入した空気に入れ設置した。

が、既知の 2 箇所の亀裂部で漏れ出し、7 号鉄塔
接続 BOX の管出口まで十分届かず、出口流量が計

亀裂箇所
亀裂箇所

測不能となったためと考えられた。
4号鉄塔

5号鉄塔

接続BOX

このため、アルミ管内の水除去（乾燥）の状況

1号鉄塔

2号鉄塔

は、波長 1.24μm の OTDR による伝送損失状態変

3号鉄塔

変電所
引込BOX

6号鉄塔

7号鉄塔

圧力計
0.15MPa化から推定することとした。
減圧乾燥(のべ約 11 日間)と加圧乾燥①(のべ加圧乾燥の方向

加圧乾燥の方向

OPEN

流量計

シルカゲル

流量計

流量計

スーパー
ドライヤ

約 25 日間)後に、OTDR 測定波形から水素反応に

コンプ
レッサ

よる光伝送損失が一旦消えたものの、図15 のとお

温湿度計

OPEN

り、加圧乾燥①を停止して 13 日後には 3～4 号鉄

真空ポンプ
減圧乾燥の方向減圧乾燥の方向塔の区間で再び 0.5ｄB 程度の光伝送損失が発生

排水トラップ

7号鉄塔接続BOX側した。これは、フィールド実験開始前にも光伝送

変電所引込BOX側

損失が観測された 3～4 号鉄塔の区間にあたり、当該区間の未乾燥分の浸入水が再反応したものと予想した。
そこで、さらに加圧乾燥②（のべ約 55 日間）を延長して実施した結果、水素反応による光伝送損失は消え、さらに 3 ヵ月経っても再反応は発生しなかった。
図 14

OPGW フィールド実験の構成

ただ、波長 1.24μm の OTDR による測定結果だ
けでは、アルミ管内に水分が残った状態で水素のOTDR による伝送損失測定結果および OPGW の高再反応が発生しなかったことも考えられる 2）。こ

低差の関係等から総合的に考えて、アルミ管に浸のため、式[１]を用い、フィールド実験による管入した雨水は、3 号鉄塔の両側（2～3 号鉄塔の区入口から最初の亀裂がある 1～3 号鉄塔間におけ間、3～4 号鉄塔の区間）および 6 号鉄塔の大番る乾燥水分量を試算した。試算にあたっては、管側（6～7 号鉄塔の区間）に存在するものと考え出口の相対湿度等は測定不能であったため、管出られた。

口での空気の相対湿度を実験結果から 80％と仮このような状況を踏まえ、フィールド実験では、
最初は減圧乾燥を用いた水抜き・乾燥を実施する定した。そして、管入口で測定した流量や温度、乾燥時間を用いて計算した結果、乾燥水分量は約－ 31 －ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発

200mL と試算された。この値は、別途実施したア
ルミ管亀裂に対する降水実験の結果から想定できた年間浸入水分量（約25mL）よりも十分に大きな値であることから、試算上でも完全に乾燥したと推定できる。
以上より、OTDR による測定結果および試算した乾燥水分量などを考慮した結果、1～3 号鉄塔の区間は十分に水除去ができたと判断した。
図 17

屋外ジャンパ部用アタッチメント

今回開発したアタッチメントが、加圧乾燥や気密試験に必要な気密性を有することを、次のような試験を実施して確認した。
図 18～19 に示すようにアタッチメントを装着して、コンプレッサでアルミ管内へ注入する空気
圧力を 0.3MPa まで徐々に上げていき、空気漏れがないことを確認するとともに、コンプレッサか
図 15フィールド実験での OTDR 測定結果

らの空気注入口を閉じた状態にして 24 時間気密が保てることを確認した。

3.5 光ファイバ無切断用アタッチメント

また、同様に空気圧力を 0.3MPa まで徐々に上加圧乾燥や気密試験の際に、光ファイバを切断

げ、OTDR を用いて確認した結果、アタッチメンすることなく、アルミ管の中に窒素ガスや乾燥空ト周辺に光ファイバを圧迫したような光伝送損

気を注入できるアタッチメントを開発した。

失は観測されることなく、光ファイバに影響がな開発したアタッチメントは、OPGW 接続箱のアいことを確認した。
：圧力方向

ルミ管口に装着する「OPGW 接続箱用（図16）」と接続箱用アタッチメント
光ファイバ

OPGW×10ｍ

圧力計

アルミ管亀裂部に装着する「屋外ジャンパ部用（図17）」の 2 種類である。
終端

材質には、弾力性のあるウレタンゴム（硬度50°）を用いた。

圧力計

このアタッチメントを使用する際は、アルミ管
ストップ弁および光ファイバの接触部にリチウムグリスを十分に塗布して両側から挟み込み、気密性向上を

コンプレッサ

図 18図る。

OPGW 接続箱用アタッチメントの気密試験
圧力計

屋外ジャンパ部用アタッチメント
アルミ管開口OPGW×10ｍ

終端

終端

圧力計

ストップ弁

コンプレッサ

図 16

OPGW 接続箱用アタッチメント
図 19 屋外ジャンパ部用アタッチメントの気密試験－ 32 －ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発

ることを確認した。

4. アルミ管亀裂部の補修
水除去の完了後、アルミ管内に再び水が浸入しなお、この加振試験条件、および、耐候性試験

ないようにする亀裂部の補修工法の手順と、そのの一つとして実施した温度変化試験条件はそれ効果を評価した結果は次のとおりである。

ぞれ表2,表3 のとおりである。

4.1 補修手順
図20 のように、アルミ管亀裂部の補修は次の手

表2

加振試験条件表3

温度変化試験条件

順で実施する。
①アルミ管亀裂部の養生・清掃
アルミ管亀裂開口部からゴミや不純物が混入しないように養生して清掃する。
②亀裂開口部の閉塞・保護
養生テープを剥がし、気密保持材・防水材
により亀裂開口部を閉塞・保護する。

試験項目
低温維持
温度上昇
高温維持
温度下降

③閉塞・保護処置の補強
気密保持材・防水材を覆うように、半割れ
アルミ管を張り合わせ、接着剤､ケブラー繊

温度（℃）

-40
-40→ 80
80
80→ -40

時間(ｈ)

3
3
3
3

維を使い貼り合せて補強する。
5. 現場事情を踏まえた補修工法の選定・適用④AC 線のより戻し

実環境において、OPGW 障害位置やその設備場ほどいた AC 線をより戻す。
⑤アーマーロッドの巻き付け
AC 線切断部を中心にアーマーロッドを巻
き付け、より戻した AC 線を補強する。

所、周辺環境等は多種多様であり、現場毎の事情を勘案しながら補修工法を選定・適用する必要がある。そこで、前述した実験結果等から、水抜き・乾燥工法の選定の考え方を整理したものが図 21

アルミ管

亀裂開口部

である。

①

養生テープで不純物等の混入を防止

アルミ管

亀裂開口部

②

気密保持材や防水材で開口部を閉塞・保護

アルミ管

ケブラー繊維を巻き付け③

半割れアルミ管でカバー

ＡＣ線切断部④

ＡＣ線をより戻し⑤

アーマーロッドを巻き付け

図 21
図 20

水抜き・乾燥工法の選定の考え方

アルミ管亀裂部の補修手順
作業時間については、年 1 回の点検で OPGW へ

4.2 補修部位の評価の雨水浸入を発見した場合、対象 OPGW の乾燥空アルミ管亀裂部に補修を施し、加振試験や耐候気流量を事前調査することや、式［1］の浸水量性試験を行って、補修部位で補修効果が保持できを年間水浸入量（25mL）と同じとおくことにより－ 33 －ＯＰＧＷの水浸入障害に対する補修工法の開発

ルまで機能回復を図る補修工法の研究を行った。
乾燥時間＝

浸水量(25mL)

そして、補修の大半を占める水除去の期間を見

飽和水蒸気量×相対湿度×乾燥空気流量

通す方法や、水除去を効果的に実施する手法等を明らかにした。

の関係式から試算することができる。
また、作業電源確保の観点から考えると、加圧乾燥では図 22 のとおり、減圧乾燥では図 23 のとまた、条件に合った方法を適切に選定・適用することで、長径間の実フィールド設備でも適用可能なケースがあることを確認した。

おりコンプレッサ、真空ポンプ等の主装置類を設

さらに、加圧乾燥や気密試験の際に、光ファイ置する側には電源が不可欠であることから、作業

バを切断することなく OPGW アルミ管の中に窒素電源が準備できるかどうかが判断基準となる。たガスや乾燥空気を注入できるアタッチメントをだ、OPGW の多くは山間僻地にあって電源確保が開発した。

容易ではないことから、そのような場合は、加圧乾燥のコンプレッサの代替手段として、窒素ガス
ボンベを利用する。

［謝辞］
本研究は、四国電力㈱送配電カンパニー通信シ
ステム部殿より委託を受け実施したもので、ご協力いただいた関係各位に深く感謝いたします。
［参考文献］
１） 高田諭，“アルミ管破損箇所特定方法に関する研究”,電気学会通信研究会,

図 22

加圧乾燥の適用イメージ

CMN-07-4,pp.17-20.
２） 森村俊，“1.24/1.625μm 光伝送損失測定による OPGW 浸水凍結障害検出”,電気学会通信研究会,CMN-17-022,pp.101-106.

図 23

減圧乾燥の適用イメージ

アルミ管亀裂位置や浸水区間の位置関係などから、浸入した雨水の存在が予想される区間から離れた地点に機器をおいて水抜き・乾燥する場合
は加圧乾燥を、逆に近い地点に機器をおいて水抜
き・乾燥する場合は減圧乾燥の適用を検討することが、より速く乾燥を進める上で必要である。
また、アルミ管内に存在する雨水を遠近どちら側に誘導するかについても、工法の選定・適用の重要な判断ポイントとなる。
6. まとめアルミ管亀裂部からの水浸入障害について、復旧にかかる期間短縮とコスト削減をねらいに、水除去や亀裂部補修を行い、運用上支障のないレベ－ 34 －

最後に執筆者、編集ならびに審査にあたられた方々のご協力に対して厚くお礼申し上げます。

研 究 期 報 第 109 号
編集兼発行人中川（無断転載を禁ず）

勇㈱四国総合研究所

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