複写をご希望の方へ
三井住友建設は、複写複製および転載複製に係る著作権を学術著作権協会に委託しています。当該利用をご希望の方は、学術著作権協会（https://www.jaacc.org/）が提供している複製利用許諾システムもしくは転載許諾システムを通じて申請ください。
Sumitomo Mitsui Construction Co., Ltd. authorized Japan Academic Association For Copyright Clearance(JAC) to license our reproduction rights and reuse rights of copyrighted works. If you wish to obtain
permissions of these rights in the countries or regions outside Japan, please refer to the homepage of JAC(http://www.jaacc.org/en/）and confirm appropriate organizations to request permission.

三井住友建設技術研究開発報告 第20号
【論文・報告】No.
1

タイトル
INVESTIGATIONS TARGETING THE APPLICATION OFULTRA-HIGH DURABLE SLAB IN A HIGHWAY BRIDGE
超高耐久床版の実橋への適用に向けた実験的検討 (英文）

執筆者

ページ

ランコス チャミラ
内堀 裕之
篠崎 裕生
狩野 武

1

2

梁端拡幅部で圧着接合されたアンボンド PCaPC 梁部材の構造性能に拡幅部の長さが及ぼす影響

松永 健太郎
下平 悠夏
新上 浩
田野 健治

7

3

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの
アンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験

下平 悠夏
田野 健治
松永 健太郎
新上 浩
松田 拓
峯 竜一郎

13

4

ポルトランドセメントを使用しない 超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その１ 力学特性と収縮性状－

坂本 遼
峯 竜一郎
小宮 克仁
松田 拓

27

5

ポルトランドセメントを使用しない 超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その２ 中性化抵抗性と爆裂性状－

小宮 克仁
峯 竜一郎
坂本 遼
松田 拓

33

6

ポルトランドセメントを使用しない 超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その３ 実機ミキサを使用した製造実験－

峯 竜一郎
䑓 哲義
坂本 遼
松田 拓

39

7

超低収縮・低発熱型設計基準強度 50MPa 級コンクリートの開発

䑓 哲義
佐々木 亘
恩田 陽介
松田 拓

45

8

FNS とフライアッシュを用いた超低収縮超高強度繊維補強コンク
リート

佐々木 亘
恩田 陽介
䑓 哲義
松田 拓

49

9

損傷を生じた RC 造建物の振動特性の推移

川島 学
神山 圭佑

55

10

弾性波を用いた埋設物探査手法に関する基礎的検討

程塚 保行
松田 拓
戸村 豪治
長谷川 弘明
矢野 安則
井上 淳一

61

11

MR デバイスを用いた水路トンネル調査／点検作業の効率化

大津 愼一
山地 宏志

67

【社外発表論文一覧】73INVESTIGATIONS TARGETING THE APPLICATION OF ULTRA-HIGH DURABLE SLAB IN A HIGHWAY BRIDGEINVESTIGATIONS TARGETING THE APPLICATION OFULTRA-HIGH DURABLE SLAB IN A HIGHWAY BRIDGE
超高耐久床版の実橋への適用に向けた実験的検討
R＆D センター

ランコス

構造開発技術室

内堀裕之

HIROYUKI UCHIBORI

R＆D センター

篠崎

裕生

HIROO SHINOZAKI

橋梁構造設計部狩野武

TAKESHI KARINO

チャミラ

CHAMILA RANKOTH

道路橋床版の維持管理費用の削減を目的に，超高耐久床版を開発した。超高耐久床版は腐食する可能性のある鉄筋や PC 鋼材を一切使用しないプレキャスト PC 床版である。本稿は超高耐久床版について，疲労性能を含む基本開発を完了後に，中国自動車道蓼野第二橋下り線における床版取替工事への初適用に先立ち，施工性と品質の確保を目的に実施した実験的検討を報告するものである。具体的には，１）長さ 11m の実証橋を施工し供用中の性能をモニタリングした結果および２）これまでの実績を超える長さ 100m のアラミド緊張材の挿入，緊張およびグラウト注入の実験結果についてまとめたものである。
キーワード：超高耐久，繊維補強コンクリート，アラミドＦＲＰロッド，床版更新

Targeting to reduce future maintenance of bridge deck slabs, Ultra-high durable slab was developed. It does
not utilize any corrosion prone steel members such as reinforcements or prestressing strands. After thebasic development, to utilize it in a real highway bridge, additional experiments were done. A 11 m longmodel bridge was constructed and used for 3 months to investigate the constructability and the structural
performance. 100 m long Aramid tendon tensioning and grouting experiment was carried out as well.
Developed deck slab was utilized in deck renewal project in Tadeno No.2 bridge in Chugoku expressway.
Key Words: Ultra-high durable, Fiber reinforced concrete, Aramid FRP rods, Deck renewal

1. BACKGROUD

1.1 DURA-SLAB STRUCTURAL CONFIGURATIONAs shown in Fig. 1., Dura-Slab is a ribbed slab made of

There is an increment of slab deck replacement projects inhigh strength fiber reinforced (polyvinyl alcohol fiber-PVA)

Japan to secure the serviceability of deteriorated bridges.

concrete with 80 N/mm2 design compressive strength.

Ultra-high durable slab (Dura-Slab), a pre-stressed concrete

Prestressing tendons made of multiple AFRP rods are utilized

bridge deck slab system, was developed to overcome theinstead of steel tendons. Dura-Slab is made as pre-tensioned

corrosion damage of concrete deck slabs aiming to utilize inprecast panels. Longitudinal prestressing tendons aredeck replacements in plate girder bridges. It is made of fiber

installed and post-tensioned at the site to integrate the precast

reinforced concrete, Aramid Fiber Reinforced Polymer

panels in the longitudinal direction.

(AFRP) rods as prestressing tendons and does not contain any

Dura-Slab features a fully non-metal structure by removing

steel components. By eliminating corrosion damage, Dura-all corrosion prone elements. Longitudinal AFRP tendons are

Slab is expected to be requiring very little maintenancebond anchored eliminating the conventional steel anchorage

during the service life which will lead to low carbon emission

components2). Reinforcement near the anchor, consists ofand lifecycle cost. The new structure is estimated to reduce

GFRP (Glass Fiber Reinforced Polymer) rods.

the carbon emission nearly 40%1).

The precast slab panel joint in Dura-Slab is shown in Fig.1.

1

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

Stud openings
slab-girder joint

Pre-cast slab panel joint

Dura-Slab(3 slab panels)

Dura-SlabPVA Fiber

Shear studs
MortaroutletMortar inlet
Transverse prestressing【pre-tensioned
Aramid FRP rods】

Mteel shear studs
High strength noshrinkage mortar Steel girderLongitudinal prestressing[post-tensioned
Slab-Girder joint
Aramid FRP rods]

An Aramid FRP rod

Fig. 1. Components of Ultra-high durable slab and structural arrangement in a slab deck renewal project

By introducing longitudinal prestressing with a transverse

targeting the application of the Dura-Slab is explained next.

ribbed structure, the panel joint was made smaller compared
to a conventional joint. Elimination of reinforcement allows
significant time and labour saving in joint construction.
Conventionally, precast concrete panels are connected to the

2.1 CONSTRUCTION AND LOAD TEST OF A REALSCALE MODEL BRIDGE
2.1.1 OBJECTIVES

steel girders using shear studs. Stud openings which penetrate

A real scale model bridge was constructed at an entrance

the full slab thickness are provided. In addition, bolt openings

to a pre-cast concrete factory to verify the constructability ofare provided to adjust slab level during placement. Steelthe Dura-Slab as well as structural performance.

anchors are used in the top slab surface for panel lifting.

Three major constructability related objectives were

Girder-slab joint of Dura-Slab shown in Fig. 1. is constructedinvestigated. First, the construction of precast slab panel joint.

by injecting high strength low shrinkage mortar from bottom

The deck slab panel joint is only about 30 mm as shown inof the slab avoiding slab penetrating openings. Level

Fig. 1. However, it is necessary to provide the longitudinal

adjustment bolt holes were not provided, and ceramic inserts

tendon sheath couplers at each panel joint. Constructability

were set in the sides next to slab keys for panel lifting.

of the joint including the sheath coupler was investigated.

This paper summarizes the experimental studies which

Second, Panel level adjustment method without deck

were carried out targeting the application of the Dura-Slab inpentrating level adjustment bolts. And the third was theTadeno No.2 bridge located in Shimane prefecture.

mortar injection method to the slab-girder joint form thebottom side of the slab as shown slab-girder joint in Fig. 1.

2. DEVELOPMENT OF DURA-SLAB

To confirm the structural safety, static load tests werecarried out just after construction and after putting the bridge

After designing the main structural form of the slab,

to service for 3 months. During the service, continous

overall slab performance including the panel joint wasmonitoring of the structre was carried out targeting slab

verified with a real scale wheel load running test3). Thereafter,

deformation, strain and so on.

the stud connection of the slab with steel plate girders was

2.1.2 CONSTRUCTION OF THE MODEL BRIDGE

investigated with a series of stud pushout

tests4).

It wasModel bridge dimensions are shown in Fig. 2. Typicalverified that the stud connection without additional

panel transvesrse tendons consisted of 4 AFRP rods withreinforcement around the slab-girder joint was possible to bediameter 7.4 mm. Each precast deck panel consisted of 6

utilized. Additional experiments that were carried outtransverse pre-tensioned AFRP tendons or equal. longitudinal

2

INVESTIGATIONS TARGETING THE APPLICATION OF ULTRA-HIGH DURABLE SLAB IN A HIGHWAY BRIDGE

10960mm

10960
30

2470

30

2470

30

2965

D1

V5

120

300

180

2965

500

30

2470

2470

30

D2

2965

Strain
gauge

V4

500

500

2965

10000
11000
10960
30

V2

V1

V7

D4

V9

V6
A

V8

A

V3

T
D5

D3

2500

D6

2500

6000

Section A-A

Girder-slab joint

120

500

180

K1
300

Fig. 2. Model bridge dimensions
New panel
STEP1: Placement of deck panel
placement

K2

C1 slab strain
K1,K2 girder strain

S1

S2

S3

S4

S1 S3
Stud strain gauges

V2 displacement

Existing panel

Fig. 5. Model bridge sensor locations
STEP2: Sliding the panel to the final position

Studs

Slidi

Fig. 3. Slab panel joint construction

Fig. 6. Loading locations in static load test
Contrary to the conventional method of providing slab(a) Panel placement

Mortar injection hoses(b) Joint mortar injection

penetrating bolt holes, level adjustment of Dura-Slab wasdone from bottom side of the slab utilzing plasitc plates.
Construction could be done without any major difficulties.
Mortar injection to the slab-girder joint is shown in Fig.
4.(b). It could be successfully done with a mortar injection
hand pump from bottom side of the slab. Completed model
bridge is shown in Fig. 4.(c).
2.1.3 STATIC LOAD TEST OF THE MODEL BRIDGE
Major structural measurement locations during the load(c) Completed model bridge during load test
Fig. 4. Construction of the model bridge

test are shown in Fig. 5. Measurements included verticaldisplacement of middle steel girder (V1~V3), verticaldisplacement of the slab at the center of the girders (V4~V9),

prestressing consisted of 14 tendons where each tendon

relative displacement of the deck slab and the steel griders inconsisted of 9 AFRP rods with diameter 7.4 mm.

the bridge axial direction(D1~D6), stud strain at the end ofConstruction method of the precast slab panel joint is

the middle girder (S1~S4) and the longitudinal strains atshown in Fig. 3. To make the longitudinal sheath joint, thesection A-A which includes the slab top surface strain (C1),

new panel should be placed on the girder and slide towards

girder top and bottom flange strains(K1,K2).

the panel placed before. Studs are welded in advance to theStatic load tests were carried out utilizing a 65 t roughpanel placement and the stud opening size was decided

terrain crane (front wheel load 19,710 kg, rear wheel loadconsidering the sliding length. Panel placement is shown in

19,885 kg). During the service time of 3 months, the number

Fig. 4.(a).

of vehicles pass across the model bridge was calculated to be3三井住友建設技術研究開発報告第 20 号(a) Slab vertical deformation(a) Slab-Girder relative deformation(b) Bridge cross sectional strain distribution
Fig. 7. Static load test results (loading at span center)(b) Stud strain
Fig. 8. Static load test results after in service for 3 months

1170 where most were dump trucks. The crane was placed in
the center line at the width of the bridge and in thelongitudinal direction, 10 loading points were defined basedon the rear wheel location of the crane in such a way toinclude the top of the transverse rib, panel joint and normal
slab section as shown in Fig. 6. The behaviour of the bridge
during the static load test was estimated using three-(a) Vertical displacement of girder and temperature

dimensional liner finite element analysis in advance.
The static load test results are shown in Fig. 7. when thecrane in the middle of the bridge span. The verticaldeformation of the slab matched the FEM analysis output asshown in Fig. 7.(a). Moreover, the experimental difference ofthe deformations before and after the model bridge was put
to use was not significant. The strain variation in the verticaldirection of section A-A is shown in Fig.7.(b). From(b) Stud strain variation
Fig.9. Model bridge structural monitoring dataexperimenal strain varitaion in the vertical direction, it canbe thought that the grider-slab system behaves as a composite

to be sufficient.

system. The strain variation was not significantly different
for two loading tests as well.

2.2 MODEL BRIDGE MONITORING

The girder-slab relative displacements measured byContinous measurements of all the installed senors was

D1~D6 and the stud strain in the second loading test is shown

done once every hour during the model bridge was in service.

in Fig. 8. The relative displacement affects the performance

The purpose of the monitoring was to observe whether anyof the girder-slab joint. The maximum relative displacement

unexpected, abnormal structrual behaviours occur during thewas 0.13 mm at D5 while the maximum stud strain was 284

continous use.

μ. However, the relative displacment and stud yield strain

Structural monitorng data of the model bridge is shown inobserved at the joint yeilding during the stud pushout

Fig. 9. The vertical displacement of the middle steel grider isexperiment4) was 0.59 mm and 1,390 μ respctively.

Withshown in Fig. 9.(a). The measurement is largely affected bysaftety factor above 4.5 with respcitive to the relative

the ambiant temperature variation. Besides that, there was nodisplacement and yield strain, the joint safety was consideredout of ordinary variations of the girder displacement. Stud

4

INVESTIGATIONS TARGETING THE APPLICATION OF ULTRA-HIGH DURABLE SLAB IN A HIGHWAY BRIDGE

strain variation is shown in Fig. 9.(b), at the initial stage an

Friction during the tensioning was not significant.

increment of compressive strain was observed. This was

Therefore, tendon tensioning was carried out similar to an

thought to be due to the effect of the plasitc plates used forexternal tendon based on the load and the tendon extension

panel levelling as shown in Fig.10. Initially the dead load oflength. Tendon tensioning is shown in Fig. 11.(c). Tensioned

the deck is supported by the plastic plates, however, graduallytendon was kept a day in tensioned condition and de-with the vehicular loading, the load might tranfer to joint

tensioned to observe the tendon condition. The tendons weremortar excertin a compressive force on the studs. Both the

not damaged due to the friction or due to the horizontal

grider displacement and stud strain measurements variation

curvature of the specimen.

is increased gradually, this was due to the gradualtemperature variation increment as shown in Fig. 9.(a).

To facilitate the bond anchoring of tendons, a bond lengthof 2 m from the slab end was sheath-free (Fig. 13.). Highstrength mortar was injected at the bond length and normal

2.3 REALLENGTHTENDON

INSERTION

AND

CONSTRUCTION EXPERIMENT

tendon-grout was injected in the rest. In the experiment, firstbond mortar was injected in the lower end of (lower height)

Tadeno No.2 bridge, where the Dura-Slab was first applied,

the specimen, then tendon grout was injected in middle andis nearly a 100 m long bridge. One of the issues at the time

finally mortar was injected at the second end. The inlet outlet

was the lack of experience of using aramid AFRP internal

hose arrangement and mortar injection procedure at the lasttendons in a 100 m long structure. A 100 m long specimen

end is shown in Fig. 12. The mortar injected in the middle

was created as shown in Fig. 11.(a) and experimented

was flown to the bond segment as shown in top part of Fig.

targeting the tendon insertion, tensioning, and grouting.

12. When the mortar is injected, the weight of the out flowing

The specimen was constructed using 2.4 m long blocks asmortar was measured to verify that the grout is fully removed

in the precast panel width of the actual bridge. In addition,from the duct. The specimen was cut in longitudinal direction

the horizontal curvature of the actual bridge was also

after strength gain to observe the injection condition. It wasconsidered.

observed that the grout has remained in the bond section.

Longitudinal AFRP tendons consisted of 9 AFRP rods with

Mortar and grout injection was improved as in Fig. 13.

diameter 7.4 mm. As the 100 m long tendon was only 56.7kg

First, tendon was inserted, and temporary anchor used forin total, insertion could be done with manpower as shown intensioning was attached. Then, tensioning was carried out.

Fig. 11.(b).

As in step 2, a mortar barrier was created with high viscous
mortar. And then, high strength low shrinkage mortar was
injected into the bond zone followed by normal grout
injection to the opposite side. After leaving for enough time
Slab
Plastic plate
for levellingto gain the mortar strength, the excess AFRP was cut off and
Low shrinkage
mortarthe temporary anchor was removed as shown in step 4.

Fig.10. Slab panel levelling
Insertion point

Jack ramRam chair

AFRP tendon

AFRP tendon(c) Tendon tensioning(a) 100 m long specimen(b) AFRP tendon insertion by manpower
Fig. 11. 100m long tendon insertion, grouting, and tensioning experiment5三井住友建設技術研究開発報告

1.Grout injection
Grout outlet
Grout injection
Tendon Duct
(From lower end)

第 20 号

did not differ confirming the sound structural performance.
AFRP rods

Continuous monitoring was carried out of the model bridge
during the service. Monitoring data including girder
deformation and stud strain was largely affected by the

2.Mortar injection

Grout outlet is sealed
Advance flow of grout

ambient temperature. However, no abnormal structural
phenomenon was observed.

Mortar injection

High strength low
shrinkage mortar

Fig. 12. Mortar injection at the high end of the specimen

A real scale longitudinal tendon insertion, tensioning, andgrouting experiment were carried out. Tendons did not
damage during construction. Mortar and grout injection
methodwas

improved

based

on

the

experimental

observations.
Based on the experimental results, Dura-Slab was appliedin Tadeno No.2 bridge successfully and in service from
November 2021.
Acknowledgement: The development of Ultra-high durable
slab (Dura-Slab) was carried out as a joint research between
NEXCO west and Sumitomo Mitsui Construction Co., Ltd.
Authors express their sincere gratitude to everyone who
supported in the development.
References
1) Uchibori H., Rankoth C.K., Matsuo Y., Kido Y.:“Development and Applicationof Ultra-High Durable
Slab for Deck Slab Renewal”, Proceedings of the fib
Fig. 13. Mortar and grout injection for longitudinal tendons

symposium, (2022)
2) Matsuo Y., Wada, Y., Fujioka T., Nagamoto N.,:

3. CONCLUSIONS“Construction of Non-Metal Bridge”, Proceedings of the
fib symposium (2021)

Targeting a lower lifecycle cost by reduced maintenance,3) Fukuda M., Ashizuka K., Karino T., Kasuga A.:

Ultra-high durable deck slab was developed. In addition to“Experimental study on fatigue durability of ultra highthe major structural development, additional experiments

durable slab”, Proceedings of the fib symposium,

were conducted targeting the application of the structure in areal highway bridge.

Melbourne (2018)4) Rankoth

C.K,

Karino

T.,

Wada,

Y.,

Fujii

Y.:

A model bridge was constructed to investigate the“Experimental study on ultrahigh durable slab to girder

constructability of the dura-slab. Construction of the deck

joint in steel plate girder bridges”, The 29th Symposium

panel joint was successfully done by panel sliding afteron Developments in Prestressed Concrete，pp347-350

placing on the girder to make the longitudinal sheath(2020.10)

coupling. Panel levelling was done with plastic plates put on5) Shinozaki H., Wada Y., Matsuo Y., Uchibori H.:

the steel girder. finally, the high strength low shrinkage“Experimental construction of 100m long AFRP rod for

mortar injection for the girder-slab joint could be completed

Ultra-high durable slab”,

adequately.

Developments

To investigate the structural performance of the model
bridge, two static load tests were carried out just after
construction and after using the bridge for 3 months. The
difference of slab deformations and strains before and after

6(2021.10)

in

The 30th Symposium on

Prestressed

Concrete，pp639-642

梁端拡幅部で圧着接合されたアンボンド PCaPC 梁部材の構造性能に拡幅部の長さが及ぼす影響

梁端拡幅部で圧着接合されたアンボンド PCaPC 梁部材の構造性能に拡幅部の長さが及ぼす影響
Effect of Length of Widened Part on Structural Performance of Precast Concrete Beams
Post-tensioned by Unbonded Tendons at Widened Beam End
R&D センター

松永

健太郎

KENTARO

MATSUNAGA

R&D センター

下平悠夏

HARUKASHIMODAIRA

R&D センター

新上浩

HIROSHISHINJO

R&D センター

田野

健治

KENJI

TANO

梁端拡幅部で圧着接合する形式のアンボンド PCaPC 梁部材の曲げせん断実験を実施した。梁主筋や圧着用の PC 鋼棒の鋼材量は変えずに拡幅部の長さを変えることで曲げ余裕度を変化させ，梁端部ではなく拡幅部先端で塑性ヒンジを発生させるヒンジリロケーション梁とした。
梁主筋の拡幅部内への定着長さを確保することで，拡幅部の損傷が抑制され，曲げ余裕度が 1 に近くても変形性能の優れた梁部材となることが明らかになった。
キーワード：アンボンド，ヒンジリロケーション，定着長さ，圧着，曲げ余裕度

Three unbonded precast prestressed concrete beams whose parameter was widened beam end length wereconstructed and tested. A hinge relocation beam that generates a plastic hinge at the tip of the widened part,not at the end of the beam, was used. By securing the development length of the longitudinal rebar into thewidened part, the damage of the widened part was suppressed, and the beam member had excellent
deformation performance even if the flexural capacity ratio was close to 1.
Key Words: Unbonded, Hinge-relocation, Development length, Assembled, Flexural capacity ratio

１．はじめに

２．対象とする工法の概要

アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート

本報告で対象とする工法は，梁端部の拡幅部で圧着接（以下，アンボンド PCaPC）構造は大きな変形性能と合する形式のアンボンド PCaPC 工法（以下，本工法）

高い復元性能を有しており，減衰は大きくないが，免震であり，その概要を図-1 に示す。プレキャスト梁部材

や制震構造と組み合わせることで，両者の構造的機能をは端部に拡幅部を設けた，いわゆるダンベル型の梁であ分離できるため，地震時の損傷を抑制することができる。

る。アンボンド PC 鋼材を用いて，柱を介してこの拡幅

将来的にはプレキャスト部材をリユースすることも可能

部同士を圧着接合することで，架構を構築するものであであり，LCCO2 の削減に寄与できる構造種別の一つでる。プレキャスト梁部材内には主筋とせん断補強筋が配あると考えられる。しかし，免震基礎や免震ディバイスされており，梁主筋は圧着面を貫通せず，機械式定着金を含めた建物全体のリユースは，現状では技術的なハー物を用いて拡幅部内の圧着面の手前で定着されている。

ドルが高い。そこで，本報告では，免震や制震構造と組

そのため，圧着面である梁端部は純粋なアンボンド PC，

み合わせずに，ヒンジリロケーションで減衰を付加させリロケート部（拡幅部の先端位置）は RC 断面である。

て耐震構造とした，アンボンド PCaPC 梁部材の曲げせ

プレキャスト梁部材を，無損傷でリユース，または多少ん断実験について報告する。

の補修をしてリマニュファクチュアリングする場合には，リロケート部の曲げひび割れ耐力および曲げ降伏耐力を補うために，PC 鋼より線などを用いて梁をプレテンシ

7三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

３．実験計画ョン部材とする場合もある。本報告では，塑性ヒンジを
梁端部ではなく拡幅部先端で発生させるヒンジリロケー
ション梁を実験対象とした。プレキャスト梁部材と柱梁（１）試験体概要

接合部の間には，母材よりも圧縮強度の大きい目地モル試験体一覧を表-1 に，試験体形状および配筋を図-2

タルが打設される。

にそれぞれ示す。試験体は梁端に拡幅部を設けた変断面の片持ち梁 3 体であり，拡幅部の長さをパラメータとした。試験体の縮尺は約 1/2 であり，梁端部から載荷点ま⽬地モルタルでのシアスパンは 1,400mm で共通である。梁主筋は梁端で機械式定着金物を用いて拡幅部内に定着し，S-1.3

機械式定着⾦物の定着長さ（拡幅部先端から機械式定着金物の定着板のリロケート部

内側までの距離）のみ日本建築学会「鉄筋コンクリート（拡幅部先端）構造計算規準・同解説」1) （以下，RC 規準）16 条および 17 条における必要定着長さ lab を両方満足していない。
梁とスタブの間の厚さ 20mm の目地に無収縮モルタルを打設し，PC 鋼棒で拡幅部をスタブと圧着接合させた。

定着⻑さ

拡幅部の梁せい方向の外周補強筋量は一般部と同等以上

⼀般部
※組⽴筋や
せん断補強筋等柱⼀部省略とした。PC 鋼棒のプレストレスによって拡幅部先端の

梁主筋

拡幅部

入隅部に発生する梁幅方向の剥裂応力に対し，梁幅方向

アンボンド PC 鋼材の外周補強筋量は文献 2)から PC 鋼棒の有効プレストレ
図-1

アンボンド PCaPC 工法の梁端の圧着部概要
表-1

試験体一覧

一般部
試験
体名

幅 せい
幅 せい
補強
B
D
b
D
主筋
筋
(mm) (mm)(mm) (mm)

S-1.3
M-1.2

310

450 4-D19

2-D6
590
@50

L-1.0

450

拡幅部長
[定着端間距離 Lpc]
(mm)
260
[Lpc=1425]
350[Lpc=1515]
500[Lpc=1665]

拡幅部
曲げ
定着 必要定着長さ lab (mm)補強筋
余裕
[la/lab]
長さ
PC 鋼棒
la 16 条※1 16 条※1
先端 度
※2
17 条
内周 外周
(mm) 上端筋 下端筋
部
190
280
430

405
[0.47]
382[0.73]
421[1.02]

1)324[0.59]
306[0.92]
337[1.28]

284[0.67]
268[1.04]
295[1.46]

1.28
2+2+2+2
2-D6 2-S10 2×2
1.19
-17
@45 @45 -S10
(C 種)
1.05

※1：RC 規準 16 条 部材内定着の安全性確保に関する検討による必要定着長さ（標準フックを設けていないため，降伏強度を 2/3 倍しない），※2：RC
規準 1)17 条（=1.25）による必要定着長さ

図-6 の範囲

図-28

試験体形状と配筋

梁端拡幅部で圧着接合されたアンボンド PCaPC 梁部材の構造性能に拡幅部の長さが及ぼす影響

４．実験結果ス力の 0.2～0.3 倍の剥裂応力を想定して設定した。
梁端部の曲げ降伏（終局）耐力時せん断力 Pey（Peu）と拡幅部先端の一般部の曲げ降伏耐力時せん断力 Pry の実験値および計算値一覧を表-4 に，荷重 P－変形角 R

比率 Pey/Pry（Peu/Pry）を曲げ余裕度と称し，その値を関係を図-4 に，最終破壊状況を写真-1 に，下端主筋

1.0 以上として，拡幅部先端で降伏させるヒンジリロケ（負載荷時）および外周補強筋のひずみ分布（図-2 のーションの梁とした。梁端部の曲げ降伏耐力は曲げ終局

青破線で示す位置の材軸方向分布）を図-5 および図-6

耐力の 0.9 倍とし，曲げ終局耐力は文献 3)に基づき算出にそれぞれ示す。梁端部の離間開始点を目視で確認するした。具体的には，引張側 PC 鋼材張力を竹本式（鉛直ことは困難であるため，表-4 および図-4 には記載しな

荷重用）4)，圧縮側

PC 鋼材張力を載荷開始時の引張力かった。鋼材の降伏ひずみは降伏強度をヤング係数で除とし，コンクリートの圧縮応力分布には ACI ストレスブ

した値とした。いずれの試験体も圧着時に拡幅部先端のロック 5)を用いた。ストレスブロック係数は k1=0.85-

入隅部から生じた斜めひび割れが，変形角の増大に伴っ0.05(B-28)/7（0.65≦k1≦0.85），k2=0.5k1，k3=0.85 と して材軸心付近まで伸展した。梁端部におけるすべりとた。ここで，B

はコンクリート圧縮強度(N/mm2)である。

一般部の曲げ降伏耐力は，日本建築学会「鉄筋コンクリート造建物の等価線形化法に基づく耐震性能評価型設計
指針（案）・同解説」6)に基づいて算出した。
載荷開始時の PC 鋼棒の 1 本あたりの有効プレストレ
ス力（平均値）は，PC 鋼棒の規格降伏耐力の 0.65～
0.70 倍を目標として，S-1.3 は 167kN，M-1.2 は 164kN，

表-2

コンクリートおよびモルタルの材料試験結果

試験
体

圧縮
強度
(N/mm2)梁
ヤング係数(N/mm2)

割裂引張
強度(N/mm2)

S-1.3

63.1

36700

4.07

123

41000

M-1.2

69.1

37400

4.18

126

42200

L-1.0

59.5

34900

4.37

118

39400

目地モルタル
圧縮
ヤング
強度係数(N/mm2) (N/mm2)

L-1.0 は 169kN とした。コンクリートの目標圧縮強度は
表-3

60N/mm2 とし，粗骨材の最大寸法は 20mm である。プレ
ストレスレベルp は約 0.08 である。コンクリートおよ

径

鋼種

降伏
強度
(N/mm2)

引張
強度(N/mm2)

ヤング係数(N/mm2)

伸び
(%)

D19

SD390

423

597

190900

21

D6

SD295

435

548

19510020

S10

KSS785

844

※

1099

194600

11

17

C種1号

1171※

1279

び鋼材の実験時の材料試験結果を表-2 および表-3 にそれぞれ示す。
（２）載荷概要

鋼材の材料試験結果

載荷装置を図-3 に示す。反力床の上に固定したコン

19990012※0.2%オフセット耐力

クリートブロックに試験体を 90 度回転させて設置し，
正負1000kN ジャッキ正方向として，梁先端部を油圧ジャッキにより水平方向

梁上面

シアスパン l で除して変形角 R を算出し，R=±1/3200radを 1 サイクル，±1/1600，±1/800，±1/400，±1/200，±1/100，±1/75，±1/50，±1/33，±1/25，±1/20rad を

Lpc

スタブ

2 サイクルずつ載荷した。
反力床

表-4
試験
体

曲げひび割れS-1.3+48/-51

M-1.2+34/-45

L-1.0+40/-50R

コンクリート
ブロック

図-3

載荷装置

実験値と計算値一覧

実験値 (kN)
一般部（拡幅部先端）

l=1,400mmに正負交番で繰り返し載荷した。載荷点の水平変位  を

1,000mm

スタブを反力床に固定した。梁が上端引張となる向きを

曲げ耐力計算値 (kN)
最大荷重

梁端部

3)

※1

一般部（拡幅部先端）6)

曲げ余裕度

離間 Pecr

降伏 Pey

ひび割れ Prcr

降伏 PryPey / Pry

Peu / Pry

99

194

215

41

151

1.28

1.42

/ -140 +165/-163

99

195

217

46

164

1.19

1.32

+177 / -174 +189/-203

99

201

224

50

192

1.05

1.17

主筋降伏

+117 / -123 +120/-126-

終局 Peu※2※1：曲げ降伏耐力 Pey は曲げ終局耐力 Peu の 0.9 倍。※2：引張側 PC 鋼材張力は竹本式（鉛直荷重用）4)，圧縮側 PC 鋼材張力は載荷開始時の引張力。

9三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

P (kN) 150

P (kN) 200
150

100
50
-Ru
-50 -40 -30 -20 -10 0
曲げひび割れ
主筋降伏
最大荷重
限界変形点
(0.8Pmax時)

-50

100
50
-Ru
10 20 30 40 50 -50 -40 -30 -20 -10 0
-3
+Ru
-50
R (×10 rad)

-100
-150

-100

Ru：限界変形角-3+Ru= +10×10-3rad- Ru= -9.3×10 rad

-150
-200

(a) S-1.3(a) S-1.3
写真-1(b) M-1.2
最終破壊状況（左：梁下面，右：側面（右側が梁上面））(c) L-1.0

4000

降伏ひずみ

1000

200
400
600
800
梁端部からの距離 (mm)

降伏ひずみ

2000
1000
0
0

1000

200
400
600
800
梁端部からの距離 (mm)(a) S-1.3
図-5

3000

降伏ひずみ

4000
拡幅部

3000
2000

R=+1/1600rad
R=+1/ 800rad
R=+1/ 400rad
R=+1/ 200rad
R=+1/ 100rad
R=+1/ 75rad1000

100 200 300 400 500
梁端部からの距離 (mm)

600

1000
0
0

1000

(b) M-1.2
主筋のひずみ分布

拡幅部

3000
2000
1000

図-6

1000

5000

4000

(a) S-1.3

200
400
600
800
梁端部からの距離 (mm)(c) L-1.0

降伏ひずみ

0
0

降伏ひずみ

2000

5000
外周補強筋ひずみ ()外周補強筋ひずみ ()5000

主筋ひずみ ()

2000

拡幅部

3000

外周補強筋ひずみ ()主筋ひずみ ()

3000

-3

- Ru= -50×10 rad

4000
拡幅部

主筋ひずみ ()R=-1/1600rad
R=-1/ 800rad
R=-1/ 400rad
R=-1/ 200rad
R=-1/ 100rad

拡幅部

10 20 30 40 50-3
R (×10 rad)(c) L-1.0

4000

0
0

-Ru
10 20 30 40 50 -50 -40 -30 -20 -10 0-50+Ru R (×10-3rad)
-100
-150
-3
+Ru=+16×10-3rad-200- Ru= -13×10 rad-250(b) M-1.2
荷重－変形角関係

図-40
0

P (kN) 250
200
150
100
50

100 200 300 400 500
梁端部からの距離 (mm)(b) M-1.2
外周補強筋のひずみ分布

600

降伏ひずみ

4000
拡幅部

3000
2000
1000
0
0

100 200 300 400 500
梁端部からの距離 (mm)600(c) L-1.0

PC 鋼棒の張力変動は載荷終了時まで小さかった。外周は，正載荷時には主筋の引張降伏は確認されなかったが，補強筋のひずみは降伏ひずみに達することはなかったが，片側の角部の主筋にのみひずみゲージを貼付しており

拡幅部先端に向かってひずみが大きくなった（図-6）。

（図-2），他の主筋は降伏した可能性がある。R=+1/75

S-1.3 では，拡幅部先端近傍に曲げひび割れが生じた

rad の載荷時に引張側主筋が拡幅部上面を押し上げるよ

後，梁端部の離間が目視で確認できた。入隅部から梁端

うな破壊が見られ，耐力が低下した。L-1.0 では，他の 2部に向かって伸びる斜めひび割れが支配的であり，その体と比べて，主筋の梁端部近傍のひずみが載荷終了時まひび割れ幅が拡大し，早期に耐力が低下した。M-1.2 でで大きくならず，機械式定着金物近傍の拡幅部の損傷は10

梁端拡幅部で圧着接合されたアンボンド PCaPC 梁部材の構造性能に拡幅部の長さが及ぼす影響

少なく，主筋が拡幅部上面を押し上げるような破壊は見

謝辞：京都大学大学院 谷昌典准教授には，本実験の実られなかった。

施および結果の検討に至るまで，多くのご助言をいただ

主筋のひずみは危険断面位置から大きくなり始めた後，きました。ここに感謝の意を表します。

拡幅部内のひずみも増大したことから，ヒンジ領域が拡
幅部内にも拡大したと考えられる。拡幅部が短いほど梁

参考文献

端部近傍まで主筋のひずみが増大する傾向があり，拡幅

1）日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同部が長いほど優れた変形性能を示した。L-1.0 のように

解説，2018

曲げ余裕度 Pey/Pry が 1.0 に近くてもヒンジリロケーショ2）谷昌典，松永健太郎，田野健治：梁端拡幅部で圧着ンが成立したのは，曲げ余裕度を算定する Pey の時点で接合された PC 梁部材の定着部補強筋設計，第 30 回

は，PC 鋼材が降伏していない想定で，梁端部の剛性がプレストレストコンクリートの発展に関するシンポ

ある程度残存しており，梁端部の耐力に余裕があるためジウム論文集，pp.171-176，2021.10と考えられる。以上より，主筋端部近傍の拡幅部の損傷

3）日本建築学会構造委員会プレストレストコンクリーが大きいほど早期に耐力低下したことから，曲げ余裕度

ト構造運営委員会：古くて新しい・アンボンド PC

を大きくするよりも，主筋の拡幅部内への定着長さを十が紡ぐ未来の空間創造，2021 年度日本建築学会大会分に確保し，特に入隅部から斜め方向に発生するひび割（東海）構造部門（PC）パネルディスカッション資

れを抑制することで曲げ降伏後の変形性能が改善すると考えられる。

料，2021.9
4）竹本靖：アンボンド PRC 部材の曲げ終局時テンドン
応力について，大林組技術研究所報，No.28，pp.49-

５．まとめ

54，19845）American Concrete Institute: Building Code Requirements

拡幅部の長さをパラメータとして，梁端拡幅部で圧着接合する形式のアンボンド PCaPC 梁の曲げせん断実験

for Structural Concrete (ACI318-19) and Commentary (ACI
318-19R), 2019を実施した。梁主筋の拡幅部への定着長さを RC 規準 166）日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の等価線形

条および 17 条により算出された必要定着長さ以上確保

化法に基づく耐震性能評価型設計指針（案）・同解することで，拡幅部の損傷は抑制され，曲げ余裕度の大説，2019.3

きさに関わらず変形性能の優れた梁部材となった。

11

12

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのアンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのアンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験
A Series of Structural Experiments on the Application of Ultra-low Shrinkage
and High Strength Concrete without Portland Cement to Unbonded PCaPC Structures
R&D センター

下平悠夏

HARUKASHIMODAIRA

R&D センター

田野

健治

KENJI

R&D センター

松永

健太郎

KENTARO

MATSUNAGA

R&D センター

新上浩

HIROSHISHINJO

R&D センター

峯竜一郎

R&D センター

松田

拓

TANO

RYUICHIRO
TAKU

MINE

MATSUDA

柱および桁行方向の梁をアンボンド PC 造とし，梁間方向の梁を鉄骨造とした架構を想定した部分架構実験を合計 4 種類実施した。各実験のパラメータはコンクリート材料とし，ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートと，圧縮強度が同程度のセメントを使用した高強度コンクリートの 2 種類とした。
一連の構造実験により，各コンクリート材料のヤング係数と圧縮強度の違いを考慮することで，既往の評価方
法を用いて初期剛性および最大耐力の評価が可能であることが確認できた。
キーワード：アンボンド，プレキャスト，圧着，鋼繊維，ひび割れ，柱梁接合部

Four types of structural experiments were conducted assuming a frame with columns and beams in theridge direction made of unbonded PC and beams in the other direction made of steel. The parameters ofeach experiment were concrete materials, and two types were used: ultra-low shrinkage and high strength
concrete without portland cement, and high strength concrete using cement with similar compressive
strength . Through a series of structural experiments, it was confirmed that the initial stiffness andmaximum strength can be evaluated using the conventional evaluation methods by considering thedifference in Young's modulus and compressive strength of each concrete material.
Key Words: Unbonded, Precast, Assembled, Steel fiber, Crack, Column-beam joint

１．はじめにアンボンド PC 構造は，高い復元性により地震時の部材の損傷を大きく抑制でき，建物の長寿命化に資することができる構造である。将来的には，環境負荷低減に配慮して，プレキャスト部材をリユースすることによる
CO2 排出量の削減も可能である。アンボンド PC 構造は
今後注目されると思われるが，柱をアンボンド PC 構造とした柱梁接合部の研究例は過去にほとんどない。
また，筆者らはポルトランドセメント（以下，セメントと記す）を使用しない条件においても製造可能な超低収縮・高強度コンクリート（以下，サスティンクリー

図-1 想定する架構

13三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

STC-RDC の材料構成

表-1単位量（kg/m³）

W/B
(%)

B

FNS
HG
sf※1
PP※1
BF4A
FA
SF
EX
15
130
867
466
254
127
20
909
526
3
80
ここで，W：水，B：混和剤，BF4A：高炉スラグ，FA：フライアッシュ（Ⅰ種），SF：シリカフューム，EX：膨張材，FNS：細骨材（フェロニッケルスラグ），HG：粗骨材（硬質砂岩砕石），PP：ポリプロピレン繊維，sf：鋼繊維※1 体積外割で混入
W

表-2
繊維
鋼繊維

鋼繊維諸元

表-3

長さ

直径

引張強度

[mm]

[mm]

[N/mm2]

30

0.62

1,080

表-4
試験体
名称
T-c
T-s

断面
(mm)

PC
鋼棒

CON
STCRDC

470
×
330

619

表-5
材料
名称
CON
STC-RDC

繊維

長さ
[mm]

直径
[μm]

引張強度
[cN/dtex]

PP 繊維

2

18

2.6~3.5

試験体一覧（T 型接合部実験）

柱

コン
クリ
ート

Pe
(kN/本)

梁
主筋

帯筋

断面
(mm)

PC
鋼棒

8-D13

2-D6
@50

250
×
350

223

185
186

PP 繊維諸元Pe(kN/本)

接合部
主筋

あば
ら筋

接合
筋

せん断
補強筋

4-D10

2-D6
@100

1D13

2-D6
@50

215
218

コンクリートとモルタルの材料試験結果（T 型接合部実験）

圧縮
強度(N/mm2)
60.6
77.4

梁および柱
ヤング
係数
(N/mm2)35,00048,500割裂引張
強度(N/mm2)
3.70
5.08

圧縮
強度
(N/mm2)
119
120

目地モルタル
ヤング係数(N/mm2)35,70037,600割裂引張
強度(N/mm2)5.05
5.70

トまたは STC と記す）1) の開発を進めている。STC は収た。なお，各構造実験試験体の縮尺は 1/2 である。STC-

縮・クリープの原因となる自由水量を減らすことを目的

RDC の材料構成を表-1 に，STC-RDC に使用した繊維のに，単位水量を極力低減しかつ低水結合材比とする点に諸元を表-2 および表-3 に示す。

特徴がある。この水結合材比の低下により懸念される自己収縮の増大については，フェロニッケルスラグ細骨材

２．T 形接合部実験（FNS）等の自己収縮低減効果の高い細骨材を採用する
ことで解決している。本報告においては，STC のうちセ（１）実験計画

メントを使用しない調合のコンクリート（STC-RDC）ａ）試験体概要のアンボンド PC 構造への適用性について，圧縮強度が試験体一覧を表-4 に，試験体形状を図-2 にそれぞれ同程度のセメントを使用した一般的な高強度コンクリー示す。試験体は，柱が梁に対して 90mm 偏心している Tト（以下，CON と記す）と比較し検討した。製造時の形接合部である。両試験体ともに断面および形状は同一CO2 排出量が一般のコンクリートに比べて 30％と少ないであるが，コンクリートには T-c には CON を使用し，T-

STC-RDC をアンボンド PC 構造へ適用し，さらに部材を

s には STC-RDC を使用した。梁－柱間の厚さ 20mm のリユースすることで，建物建設初期からライフサイクル

目地に無収縮モルタルを打設した後に，PC 鋼棒で梁のまでの CO2 排出量は大幅に削減されることになる。

両先端部を定着端として梁と柱を圧着接合した。柱と梁

上記の検討として，柱および桁行方向の梁をアンボの圧着部には，PC 鋼棒破断時の梁脱落防止用として，

ンド PC 造，梁間方向の梁を鉄骨造とした架構（図-1）

梁断面中央位置に接合筋を 1 本配置した。接合筋を躯体を想定した部分架構の構造実験を実施した。①T 形接合に設置したシース管内に配置し，シース管内と目地を同部実験（桁行方向），②片持ち柱実験（桁行方向），③L

じ無収縮モルタルで同時に充填した。また，かんざし筋

形接合部実験（梁間方向），④PC 鋼棒破断時を想定したと柱組立筋定着用のロ形プレートを柱頭部に配置し，直梁実験（桁行方向）を実施した。各実験のパラメータは交する鉄骨梁を柱梁接合部内に配置した。

コンクリート材料とし，CON と STC-RDC の 2 種類とし

14

載荷開始時の PC 鋼棒 1 本当たりの有効プレストレス

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのアンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験

表-6
径
または
厚さ

鋼種

D13
D13
D10
D6
19
23
t=12
t=9
t=9

SD345
SD295
SD345
SD295
SBPR930/1080
SBPR930/1080
SN400B
SN400B
SN400B

降伏
強度

鋼材の材料試験結果（T 形接合部実験）
引張
強度

2

ヤング
係数

伸び

(N/mm )

2

(N/mm )

2

(N/mm )

(%)

379
354
383
364※
1,012※
1,040※
289
304
346

557
492
545
532
1,142
1,150
428
434
447

186,300
182,800
190,700
186,200
205,400
195,700
203,000
204,000
210,000

20
23
23
20
15
13
46
42
43

柱主筋
接合筋
梁主筋
帯筋，あばら筋
柱用 PC 鋼棒
梁用 PC 鋼棒
鉄骨フランジ
鉄骨ウェブ
鉄骨支圧板※0.2%オフセット耐力

図-2 試験体形状（単位：mm）
力 Pe（平均値）は，柱を 0.70Tpy，梁を 0.56Tpy（Tpy：
PC 鋼棒規格降伏耐力）とした。プレストレスレベル p

面外拘束

は柱が 0.12，梁が 0.08 である。コンクリートおよびモルタルの材料試験結果を表-5 に，鋼材の材料試験結果

ジャッキを表-6 に示す。CON に比べて STC-RDC の圧縮強度は

負

ジャッキ
正

負

正

1.28 倍，ヤング係数は 1.39 倍であった。また，STCRDC には 1 章に記載の PP 繊維と鋼繊維を混入した。

負載荷時
反力

正載荷時
反力

ｂ）載荷概要載荷装置を図-3 に示す。載荷方法は，試験体の上下を反転させ，梁両端部をローラー支持とし，柱の左右 2
台の油圧ジャッキ（ジャッキ芯を梁芯に合わせた）によ
り柱先端に水平力を与え，正負交番の繰り返し載荷とし

図-3 載荷装置
ルールは，載荷点の水平変位  を梁芯から載荷点までのた。なお，柱せん断力の反力が梁の軸力として作用する

距離 H で除して求めた変形角 R により，R=±1/3200，

ため，梁に引張力が生じないように，梁の両先端部に設

1/1600rad を 各 1 サ イ ク ル ， ±1/800，1/400，1/200，

置したジャッキにより，圧縮側となる梁の先端部のジャ1/100，1/75，1/50，1/33，1/25rad を各 2 サイクルとした。

ッキのみが作動するよう正負交番時に切り替えた。載荷15三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

表-7

計算値および実験値一覧（T 形接合部実験）
実験値 [正載荷時/負載荷時]

計算値
梁

柱

柱梁接合部

梁（R=1/33rad 時）
柱梁曲げ
試験体曲げ終局 中立軸
入力
せん断 曲げ 中立軸
せん断
曲げ終局
※4
梁 PC 鋼棒張力
耐力比
PC 鋼棒張力※4
PC 鋼棒張力
名称耐力 2) ※3 深さ
耐力 3) せん断力※5 余裕度 耐力 深さ
耐力 2)
の計算方法
xn
Vj
Q
xn
Vju
c Q muc Q bmu(kN/本)
Vju/Vj c bmu(kN/本)
Q /Q(mm)(kN) c mu c bmu (kN)
(kN)
(kN) (mm)(kN)
上端 217
1.24
434
2.19
下端 217
上端 280/283
162
65/43
T-c
143
952
/-160
下端 370/392
上端 235②鉛直 ※2
122
61
1.17
470
2.02
下端 235
上端 217
119
45
1.29
434
2.60
①地震※1
下端 217
上端 300/318
174
153
1,130
46/32
T-s
/-193
下端 428/432
上端 248
※2
②鉛直
133
51
1.15
496
2.28
下端 248※1 以下の地震荷重用の竹本式 1)用いて PC 鋼棒張力増分を計算 ※2 以下の鉛直荷重用の竹本式 1)用いて PC 鋼棒張力増分を計算 ※3
接合筋も考慮 ※4 梁打設面を上端とする。 ※5 梁 PC 鋼棒 2 本の張力の和とした。
①地震 ※1

115

57

4.9×105
4.9×105Pp
地震荷重用の竹本式：p 196Pp
Fc
Fc
2
2
p：曲げ終局耐力時の PC 鋼材応力増分（N/mm ），Fc：コンクリート設計基準強度（N/mm ），Pp：PC 鋼材（Pp =apcb/(bdpb)），apcb：引張側 PC 鋼材断面積（mm2），b：梁幅，柱幅（mm），dpb：梁せい，柱せい（mm）
地震荷重用の竹本式：p98-

表-8 初期剛性の比較（T 形接合部実験）
計算値 実験値
試験体 実験値
名称 (kN/mm) (kN/mm) /計算値
T-c
24.3
23.6
1.03
T-s
33.3
34.7
0.96

(a) T-c(b) T-s
図-4 せん断力－変形角関係

ここで，P：載荷荷重,c：柱曲げ変形による載荷点の変位，g：梁曲げ変形による載荷点の変位， γ：接合部せん
断変形による載荷点の変位（接合部のせん断変形角は変位計から算出）(a) T-c(b) T-s

図-5 初期剛性の算出方法

写真-1 最終破壊状況（２）実験結果

両試験体ともに原点指向型の柱せん断力－変形角関係でａ）荷重－変形角関係と損傷状況あり，T-s の方がより残留変形が小さかった。いずれの計算値および実験値一覧を表-7 に，柱せん断力 cQ－

試験体においても，柱曲げひび割れと梁端部の離間が生変形角 R 関係を図-4 に，最終破壊状況を写真-1 に示す。

じた後に，接合部のせん断ひび割れと，梁端部の局部で

図中に は 2 通りの梁 曲げ 耐力時柱 せん 断力の計 算値の圧壊が生じた。しかし，圧壊が見られた後も荷重は上(cQbmu1, cQbmu2)を破線で示した。cQbmu1 は PC 鋼棒の張力

昇し，T-s では R=－1/33rad 時に，T-c では R=±1/25rad

増分を地震荷重用の竹本式を用いた曲げ耐力，cQbmu2 は時に梁の PC 鋼棒が降伏した。R=±1/25rad 終了後は，T-

鉛直荷重用の竹本式を用いた曲げ耐力計算値である 2)。

c では圧壊による梁端部の損傷が T-s に比べて大きく，

また，図中の梁端部離間点および梁端部圧壊点は圧縮力

柱梁接合部のひび割れ本数も多かったものの，いずれのを受けない側の梁での発生時を示している。図-4 より，

試験体においても除荷後の残留ひび割れ幅は最大でも16

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのアンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験

試験体
名称

コンク
リート

Col-c

CON
STCRDCCol-s

試験体一覧（片持ち柱実験）
柱
断面
(mm)
470
×
330

PC
鋼棒

Pe
(kN/本)

組立筋

帯筋
負加力 正加力

185
6-19

186

8-D13

軸力(一定)

2-D6@50

試験体

H=2,150

表-9

R

スタブ
コンクリート
ブロック

図-7
図-6

載荷装置（単位：mm）

試験体形状と配筋（単位：mm）

0.06 mm と小さかった。これは，柱に導入されたプレス

３．片持ち柱実験

トレスと，T-s では繊維の影響によるものと考えられる。
ｂ）初期剛性
R=±1/800rad における両試験体の初期剛性 k を表-8 に，（１）実験計画ａ）試験体概要

その算出方法を図-5 示す。初期剛性の実験値は T-c より

試験体一覧を表-9 に，試験体形状を図-6 にそれぞれも T-s の方が 1.37 倍高かったが，これは CON よりも示す。両試験体ともに断面および形状は同一であるが，STC-RDC のヤング係数が高いためと考えられる。梁おCol-c には CON を使用し，Col-s には STC-RDC を使用しよび柱の曲げ変形と接合部のせん断変形を考慮した初期

た。スタブ－柱間の厚さ 20mm の目地に無収縮モルタル

剛性の計算値は実験値と概ね一致した。

を打設した後に，PC 鋼棒で柱頭端部およびスタブ端部ｃ）計算値と実験値の比較

を定着端として圧着接合した。柱端部の定着部は試験体

表-7 の実験値は R=1/33rad 時における柱せん断力であり，T-s の方が大きかった。これは，T-s の方が梁の中立

コンクリート打設時に埋め殺した。PC 鋼棒の定着端間
距離は 3480mm である。

軸深さが小さく，応力中心間距離が増大したことに加え，載荷開始時の PC 鋼棒 1 本あたりの有効プレストレス

PC 鋼棒張力が大きかったためと考えられる。中立軸深力 Pe（平均値）は 0.66Tpy（Tpy：PC 鋼棒規格降伏耐力）

さが小さかったのは，STC-RDC は CON に比べてコンクとし，プレストレスレベルp は 0.113 である。柱の上部

リート強度とヤング係数が大きいことから，断面圧縮側に設置したジャッキにより柱に軸力を導入し，軸力は両の負担面積がより小さい範囲であったためと考えられる。

試験体とも 74kN の一定軸力とした。軸力比N は Col-c

一方，梁曲げ終局耐力計算値は実験値を過小評価していで 0.007，Col-s で 0.006 であるため，軸力比とプレストるが，これは鉛直荷重用であっても竹本式が PC 鋼棒のレスレベルの和は Col-c で 0.120， Col-s で 0.119 である。

張力増分を過小評価したことによるものと考えられる。

コンクリートおよびモルタルの材料試験結果を表-10 に，鋼材の材料試験結果を表-11 に示す。STC-RDC には 1 章（３）まとめアンボンド PCaPC 造の T 形柱梁接合部の静的載荷実に記載の PP 繊維と鋼繊維を混入した。CON に比べて ST
C-RDC の圧縮強度は 1.18 倍，ヤング係数は 1.41 倍であ験を実施した。柱せん断力－変形角関係は原点指向型とった。

なり，柱，梁ともにアンボンド PC 部材とした柱梁接合ｂ）載荷概要部では，損傷が非常に小さいことが明らかとなった。ま載荷装置を図-7 に示す。反力床の上に固定したコンク

た，繊維を入れることによって，さらに損傷を抑制でき

リートブロックの上に試験体を設置し，コンクリートブ

ることがわかった。

ロックを介してスタブを反力床に固定した。柱軸力は柱上部に設置した鉛直ジャッキにより載荷した。反力壁に設置したジャッキにより柱先端に水平力を与え，正負交
番の繰り返し載荷を実施した。載荷ルールは，載荷点の17三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

表-10

コンクリートおよびモルタルの材料試験結果（片持ち柱実験）
柱
圧縮
強度

ヤング
係数

割裂引張
強度

圧縮
強度

ヤング
係数

割裂引張
強度

CON
STC-RDC(N/mm2)69.3
81.8(N/mm2)
34,70048,900(N/mm2)3.91
4.18(N/mm2)122
123(N/mm2)37,50037,000(N/mm2)
6.18
7.75

表-11
径

鋼材の材料試験結果（片持ち柱実験）

降伏
強度

鋼種

引張
強度
2

D13
D6
19

目地モルタル

材料
名称

伸び(N/mm )

2

(N/mm )

2

(N/mm )

(%)

379
364※
1,011※

557
532
1,137

186,300
186,200
200,100

20
20
14

SD345
SD295
SBPR930/1080

表-12
計算値

ヤング
係数

適用箇所
主筋
帯筋
PC 鋼棒
※0.2%オフセット耐力

計算値および実験値一覧（片持ち柱実験）

※1

試験体
名称

曲げ終局
中立軸
引張側
耐力
深さ
PC 鋼棒張力xncal Q mu(kN/本)
(kN)
(mm)
Col-c
73
179
cal Q c = 76
Col-s
61
190
cal Q c = 82
※1 鉛直荷重用の竹本式 5)用いて PC 鋼棒張力増分を計算

実験値（R=1/33rad 時）[正載荷時/負載荷時]
曲げ
中立軸
引張側
耐力
深さ
PC 鋼棒張力Qmuxn(kN/本)(kN)(mm)
91 / -100
51 / 45
254 / 253
99 / -103
40 / 42257 / 256

実験値 / 計算値
[正載荷時/負載荷時]
曲げ耐力

1.20 / 1.32
1.21 / 1.26

水平変位をスタブ上面から載荷点までの距離 H で除し値は Col-c よりも Col-s の方が 1.34 倍高かったが，これて求めた変形角 R により，R=±1/3200，1/1600rad を各

は CON よりも STC-RDC のヤング係数が高いためと考1 サイクル，±1/800，1/400，1/200，1/100，1/75，1/50，

えられる。柱のせん断変形を無視した初期剛性の計算値

1/33，1/25，1/20rad を各 2 サイクルとした。

は両試験体で概ね一致した。
ｃ）曲げ耐力の計算値と実験値の比較（２）実験結果ａ）柱せん断力－変形角関係と損傷状況

表-12 の実験値は R=1/33rad 時における柱のせん断力であり，Col-s の方が大きかった。これは，Col-s の方が計算値および実験値一覧を表-12 に，柱せん断力 Q－

中立軸深さが小さく，応力中心間距離が増大したことに変形角 R 関係を図-8 に，最終破壊状況を写真-2 に示す。

加え，PC 鋼棒張力が大きかったためと考えられる。中

図中には，PC 鋼棒の張力増分を鉛直荷重用の竹本式 2)立軸深さが小さかったのは，STC-RDC は CON に比べてを用いて計算した曲げ耐力計算値 calQmu を破線で示してコンクリート強度とヤング係数が大きいことから，断面いる。図-8 より，両試験体ともに柱せん断力－変形角関係は原点指向型となり，Col-s の方がより残留変形が小さかった。いずれの試験体においても，柱脚部の離間と曲げひび割れが生じた後に，柱脚部の圧縮側で局部圧

圧縮側の負担面積がより小さい範囲であったためと考えられる。一方，柱曲げ終局耐力計算値は実験値を過小評価しているが，これは鉛直荷重用の竹本式であっても壊が生じた。しかし，両試験体ともに圧壊が見られた後PC 鋼棒の張力増分を過小評価したことによるものと考も荷重は上昇し，R=±1/25rad 時に PC 鋼棒が降伏した。

えられる。

R=±1/20rad 終了後は，Col-c では圧壊による母材の損傷が Col-s に比べて大きく，ひび割れ本数も多かったもの（３）まとめの，いずれの試験体においても除荷後の残留ひび割れ幅

アンボンド PCaPC 造の片持ち柱の静的載荷実験を実は最大でも 0.03 mm と小さかった。これは，柱にプレス施した。柱せん断力－変形角関係は原点指向型となり，トレスが入っていることと，Col-s では繊維の影響によ損傷が小さいことが明らかとなった。また，繊維を入れるものと考えられる。
ｂ）初期剛性
原点から R=±1/800rad までを初期剛性 k として表-13に示し，その算出方法を図-9 に示す。初期剛性の実験

18ることによって，さらに損傷を抑制できることがわかった。

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのアンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験

表-13 初期剛性の比較（片持ち柱実験）
試験体 実験値
名称 (kN/mm)
Col-c
12.7
Col-s
17.0

(a) Col-c

計算値(kN/mm)
14.7
20.8

実験値
/計算値
0.86
0.82

(b) Col-s
図-8 せん断力－変形角関係

= QH3/(3EI)
k = Q/R = Q/(/ H)
ここで，Q：載荷荷重 ，δ：柱曲げ変形による載荷点の変位，R：変形角，H：
スタブ上面から載荷点までの距離，E：
コンクリートおよびサスティンクリー
トのヤング係数，I：柱断面の断面二次モーメント(a) Col-c(b) Col-s

図-9 初期剛性の算出方法

写真-2 最終破壊状況

図-10

試験体形状（単位：mm）

４．L 形接合部実験のグリッド筋を配置した。鉄骨梁の柱梁接合部内への定着長さは 420mm である。柱梁接合部上部まで配した柱（１）実験計画

主筋は，全主筋を梁の上フランジ上に取り付けられたロａ）試験体概要

形プレートに貫通させ，主筋の先端に配した機械式定着

試験体形状を図-10 に，試験体構成を表-14 に示す。

金物により柱主筋とロ形プレートを固定した。柱梁接合

試験体は縮尺を 1/2 としたアンボンド PC 柱と鉄骨梁で部の上部には，支圧抵抗のためのかんざし筋を，柱断面構成された梁曲げ降伏先行型の L 形接合部部分架構 2 体の長辺方向に 2 本，短辺方向に 3 本配置した。鉄骨梁のであり，柱および梁の断面および形状は 2 体とも共通でウェブに貫通孔を設けて，その中に柱梁接合部内の横補ある。柱には PC 鋼棒でプレストレスを導入し，1 本当

強筋を貫通させ，図-10 に示すように 2 つのパーツをフたり 174kN（規格降伏耐力の 0.66 倍）を目標導入量としレア溶接により接合した。試験体のパラメータは，柱にた。PC 鋼棒の耐圧板直下には割裂補強筋として径 6mm

使用するコンクリートとし，試験体 L-c には CON を，

19

三井住友建設技術研究開発報告

表-14

アンボ
ンド
PC 柱

柱梁
接合部
鉄骨梁

第 20 号

表-16

試験体一覧（L 形接合部実験）

試験体名称

L-c

L-s

コンクリートc B[mm]c D (mm)配筋
c p p [%]
PC
目標有効
鋼材
張力 [kN]
実験時
張力*[kN]配筋
主筋
pg [%]配筋
帯筋
c p w [%]配筋
横補強筋
j p w [%]
かんざし筋
断面
鋼種

CON

STC-RDC

コンクリートの材料試験結果（L 形接合部実験）
圧縮
強度

割裂引張
強度

弾性
係数

[N/mm2][N/mm2][N/mm2]

66.5
82.9

3.69
4.32

36,00049,300

試験体

470
330
6-19φ(SBPR930/1080)
1.10

L-c
L-s

6 × 174
6×171

6×172

表-17

8-D13(SD345)
0.65
2-D6@50(SD295)
0.27
7×2-D6(SD295)
0.42
5-D13(SD345)
H-320×90×9×12
SN400B

試
験体

耐力計算値一覧（L 形接合部実験）
柱梁接合部 2)

梁

せん断

Qd

柱

支圧

曲げ

3)

せん断 4)J Q SUJ Q BUc Q mucQu
J Q SU / Q d
J Q BU / Q d[kN] [kN]
[kN]
[kN]
[kN]
L-c 148
254
1.72
163
1.10
338
292
L-s 148
265
1.79
188
1.27
352
323
ここで，Qd ：梁の全塑性曲げモーメント時柱せん断力，JQSU ：柱梁接合部の終局せん断耐力，JQ BU：柱梁接合部の終局支圧耐力，c Q mu ：柱の曲げ終局耐力， c Q u ：柱のせん断終局耐力

ここで，cB：柱幅，cD：柱せい，cpp：柱 PC 鋼材比，pg：柱主筋比，
p ：帯筋比，jpw：横補強筋比

c w

*平均値

表-15
径・
厚さ

種類

D13
D13
D6*
φ19*
t=12
t=9
t=9

SD345
SD345
SD295
SBPR930/1080
SN400B
SN400B
SN400B

鉄筋・鋼材の材料試験結果（L 形接合部実験）
使用

σy

εy

σt

δt

E

部位

[N/mm2][μ][N/mm2][%][N/mm2]

柱主筋
かんざし筋
帯筋
PC 鋼材
フランジ
ウェブ
支圧板

379
382
364
1,011
289
304
346

2,201
2,324
3,972
6,926
1,710
2,006
1,640

557
548
532
1,137
428
434
447

20.1
21.1
19.7
13.6
46.2
42.3
42.8

186,000
187,000
186,000
200,000
203,000
204,000
210,000

σy：降伏点，εy：降伏ひずみ，σt：引張強度，δt：伸び，E：弾性係数，t：厚さ*0.2％オフセット法による

東

図-11

西

加力装置（単位：mm）

L-s には STC-RDC を用い，CON，STC-RDC ともに粗骨の形状が閉じる方向を正加力，開く方向を負加力とした。

材の最大粒径は 13mm とした。STC-RDC には 1 章に記

この加力形式の場合，柱せん断力分の軸力が梁に作用す

載の PP 繊維と鋼繊維を混入した。PC 鋼棒，鋼材，鉄筋，る。加力サイクルは，R＝±1/3200rad，±1/1600rad を

およびコンクリートの材料試験結果をそれぞれ表-15 お

各 1 回 ，R＝ ±1/800， ±1/400， ±1/200， ±1/100， ±よび表-16 に示す。

1/75，±1/50，±1/33，±1/25rad を各 2 回とした。

ｂ）加力方法ｃ）試験体の耐力加力装置を図-11 に示す。3 ヒンジラーメンに水平荷耐力計算値一覧を表-17 に示す。同表の計算値は，文重を与えることで鉄骨梁に鉛直方向のせん断力を加えた。

献 2),4),5)に基づき算出し，柱せん断力に換算した。柱梁

加 力 は 層 間 変 形 角 R（ ＝ 柱 水 平 変 位 d／ 柱 の 反 曲 点

接合部については，PC 鋼材によるプレストレスによる高さ h）で制御する正負交番繰り返し加力であり，L 字

効果を考慮せず，RC 柱と鉄骨梁の柱梁接合部に対する20ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのアンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験

300

300

柱せん断力 Qc [kN]

100
0

-0.04

-0.02

-100

0

0.02

-200
-Qmax=-214[kN]-300
層間変形角 R [rad](a) L-c

0.04
L-c
ひび割れ
フランジ降伏最大荷重
全塑性

柱せん断力 Qc [kN]

+Qmax=+195[kN]

全塑性モーメントQd
200▼(計算値)+Qmax=+193[kN]

全塑性モーメントQd
200▼(計算値)

100
0

-0.04

-0.02

-100

0

0.02

-200
-Qmax=-223[kN]-300
層間変形角 R [rad](b) L-s
図-12 柱せん断力－層間変形角関係(a) L-c

0.04
L-s
ひび割れ
フランジ降伏最大荷重
全塑性(b) L-s
写真-3 損傷状況

終局せん断耐力および終局支圧耐力を計算した。表-17

塑性モーメントに比べて柱梁接合部の各種耐力に余裕がに示すように，試験体の破壊形式は梁降伏先行型でああったため，安定した履歴曲線を描いたと考えられる。

る。

残 留 ひ び 割 れ 幅 は ， 各 サ イ ク ル に お い て L-c で は0.06mm 以下であったのに対し，L-s では目視ではほとん（２）実験結果

ど確認できなかった。

ａ）柱せん断力－層間変形角関係および損傷状況ｂ）PC 鋼棒の張力

柱せん断力 Qc－層間変形角 R 関係を図-12 に，実験終各サイクルピーク時の柱 PC 鋼棒の張力増分の推移を

了後の損傷状況を写真-3 に示す。図中のひび割れ点は

図-13 に示す。張力増分には，東側および西側のそれぞ

柱の曲げひび割れまたは梁のフランジ端から斜めに生じ

れ 2 本の PC 鋼棒張力の平均値を使用した。L-c，L-s とたひび割れのいずれかが先に発生した点である。写真-

もに，負加力時に引張側となる東側の PC 鋼棒の張力変3 は柱梁接合部の角の損傷状況を示しており，代表的な動が，西側に比べて若干大きかった。

ひび割れ発生個所を赤破線で囲んでいる。L-c，L-s ともにほぼ同様の柱せん断力－層間変形角関係となった。柱（３）まとめの曲げひび割れが R＝－1/100rad 近傍で発生し，梁フラアンボンド PC 柱と鉄骨梁による L 形接合部の加力実

ン ジ か ら 斜 め に 伸 び る ひ び 割 れ が L-c で は R＝ ＋

験を実施した。履歴性状および損傷状況について，コン

1/100rad で，L-s では R＝＋1/50rad で発生した。正加力

クリートの違いによる差異は見られなかった。

時の曲げひび割れは，L-c では R=＋1/25rad で発生し，L-s では確認されなかった。L-c，L-s ともに梁フランジが R=±1/75rad 近傍で降伏し，徐々に剛性が低下したものの，耐力低下は R=±1/25rad まで見られなかった。実験における最大耐力は，いずれの試験体も全塑性モーメ
ント計算値を上回る結果となった。本実験では，梁の全21

第 20 号

PC鋼棒張力増分 [kN]

20

L-c
L-s

15
10
5
0
-0.06 -0.04 -0.02 -5 0

0.02

0.04

PC鋼棒

-10
-15

L-c
L-s

15
10
5
0
-0.06 -0.04 -0.02-5 0

0.02 0.04 0.06
PC鋼棒

-10
-15

鉄骨梁

-20
層間変形角 R[rad](a) 東側 PC 鋼棒

図-14

0.06

20

PC鋼棒張力増分 [kN]

三井住友建設技術研究開発報告

鉄骨梁

-20
層間変形角 R[rad](b) 西側 PC 鋼棒

東

西

図-13

柱 PC 鋼棒の張力増分の変動

西東

試験体形状（単位：mm）

５．PC 鋼棒破断時を想定した梁実験（１）実験計画ａ）試験体概要
試験体形状を図-14 に，試験体一覧を表-18 に示す。
梁内のアンボンド PC 鋼材が破断した状態を想定して，PC 鋼材の挿通する孔のみを設けた梁の試験体を製作した。縮尺は 1/2 である。PC 鋼材破断時の梁脱落防止用として，梁端部とスタブの間に接合筋を梁断面中央のシー
図-15

ス管内に配置した。シース管内と目地を無収縮モルタル

表-18で同時に充填した。鉄筋の材料試験結果を表-19 に，コンクリートおよびモルタルの材料試験結果を表-20 に示す。なお，STC-RDC には 1 章に記載の鋼繊維と PP 繊維

加力装置

試験体一覧（梁実験）

試験体名称

B-c

コンクリートCONb B[mm]を混入した。

B-s
STC-RDC250

D (mm)

350ｂ）加力方法

l(mm)

2,100

載荷装置を図-15 示す。PC 鋼材破断時に長期荷重を負担

PC 鋼材できることを確認するために，梁中央 2 点に鉛直方向荷b

主筋

重を単調に載荷した。梁の支持は東側端を固定とし，西側端を固定ローラーとした。両スタブとも上下を鉄骨で挟み込み，反力床に固定した。鉄骨とスタブの間に厚さ 22mm の鉄板 2 枚挿入し，西側スタブについては

あばら筋

無し
配筋

4-D10(SD345)

pt [%]

0.33

配筋

2-D6@100(SD295)

p [%]

0.25

配筋

D13(SD295)

埋込長さ

8d

b w

接合筋

鉄板の間にグリースを塗布したテフロンを 2 枚挿入してここで， bB：梁幅， bD：梁せい，l：梁スパン， bpp ：梁 PC 鋼

水平方向にすべるようにした。

材比，pt：梁引張鉄筋比，bpw：あばら筋比，d：鉄筋の公称径22ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのアンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験

表-19

表-20

鉄筋の材料試験結果（梁実験）

使用

σy

εy

σt

δt

Es

部位

[N/mm2][μ][N/mm2][%][N/mm2]

径

種類

D10

SD345

梁主筋

383

2,044

545

23.2

191,000

D6

SD295

あばら筋

364

3,972

532

19.7

186,000

D13 SD295
接合筋
354
1,944
492
23.1
ここで，σy：降伏点，εy：降伏ひずみ，σt：引張強度，δt：伸び，Es：弾性係数183,000

B-c

70.1

3.86

35,802

目地

136

6.98

38,900

梁

71.9

6.46

47,454

目地

142

7.36

40,300梁

梁端曲げひび割れ

B-s

梁端曲げひび割れ

梁主筋降伏

梁中央曲げひび割れ

接合筋降伏

180
160
140

ジャッキ荷重 P [kN]

ジャッキ荷重 P [kN]

弾性係数[N/mm2]梁中央曲げひび割れ

140
120
100

▼ダウエル強度(B)：92kN

80▼ダウエル強度(A)：66kN▼長期荷重：40kN

40

割裂引張
強度
[N/mm2]

B-c

160

60

圧縮
強度
[N/mm2]

試験体

B-s

接合筋降伏

180

コンクリート材料試験結果（梁実験）120▼ダウエル強度(B)：94kN

100
80▼ダウエル強度(A)：67kN

60▼長期荷重：40kN

40
20

20

0

0
0

2

4

6

0

8

2

4

図-16

8

荷重－たわみ関係(a) B-c(b) B-s
図-17B-c

初期剛性の比較

B-s
東

180

⻄

160

180

140

160
ジャッキ荷重 P [kN]

ジャッキ荷重 P [kN]6

平均たわみ δv [mm]

平均たわみ δv [mm]

120
100
80
60
40
20

B-c_East

B-c_West

B-s_East

B-s_West

140
120
100
80
60
40
20

0

0

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0

2

図-18

4

6

8

10

接合部のずれ変位 [mm]スタブのすべり量 [mm]スタブのすべり量

図-19

接合部のずれ変位（２）実験結果

央のたわみの計 3 点の平均たわみである。図中には，本ａ）荷重－たわみ関係および損傷状況

実験で想定した建物の長期荷重に相当する荷重を示して

荷重－たわみ関係を図-16 に示す。荷重はジャッキのいる。

荷重を，たわみは 2 点の加力点位置のたわみとスパン中

23

三井住友建設技術研究開発報告

P=40[kN]

第 20 号

P=120[kN]

P=150[kN]

P=120[kN]▼降伏ひずみ

2000
1500

1500

1000

1000

500

500

0
-500

-1000
-1500
▼降伏ひずみ

-2000

1500

1000

1000

500

500

ひずみ [μ]ひずみ [μ]▼降伏ひずみ
2000

1500

0
-500

0
-500

-1000

-1000

-1500

-1500
▼降伏ひずみ-2000

接合筋(b)西側接合筋
図-20

P=140[kN]

P=40[kN]

最大耐力▼降伏ひずみ

1000

1000

500

500

-500

-1000

-2000

ひずみゲージ

接合筋▼降伏ひずみ

2000
1500

1000

1000

500

500

0
-500

ひずみゲージ▼降伏ひずみ

0
-500
-1000

-1000

-1500

▼降伏ひずみ▼降伏ひずみ

-2000

-2000
ひずみゲージの位置 [mm]ひずみゲージ接合筋(a)東側接合筋
図-2124▼降伏ひずみひずみゲージの位置 [mm]1500

ひずみ [μ]ひずみ [μ]-1500▼降伏ひずみひずみゲージの位置 [mm]-1500

▼降伏ひずみ

0

-1500

2000

最大耐力

-500

-1000

接合筋

P=140[kN]

1500

0

接合筋

P=80[kN]2000

ひずみ [μ]ひずみ [μ]

接合筋のひずみ分布（B-c）

1500

-2000

ひずみゲージ

ひずみゲージの位置 [mm](a)東側接合筋

2000▼降伏ひずみ

-2000

ひずみゲージ

ひずみゲージの位置 [mm]P=80[kN]

ひずみゲージ

ひずみゲージの位置 [mm]

▼降伏ひずみ2000▼降伏ひずみ

-2000
接合筋

ひずみゲージ

ひずみゲージの位置 [mm]P=40[kN]▼降伏ひずみ

0

-1500

接合筋

最大耐力

-500

-1000

接合筋

P=150[kN]2000

ひずみ [μ]ひずみ [μ]P=40[kN]

最大耐力

ひずみゲージの位置 [mm](b)西側接合筋
接合筋のひずみ分布（B-s）

ひずみゲージポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのアンボンド PCaPC 構造への適用に向けた一連の構造実験

また，図中のダウエル強度は文献 5)による以下の式(1)６．結論により算出した。
𝑉

1.65𝑎

𝜎 𝜎

(1)

ここで，Vu：ダウエル強度，adowel：接合筋 1 本の断面積，σB：コンクリートの圧縮強度，σy：鉄筋の降伏点を示す。
なお，図中のダウエル強度(A)では σB に梁のコンクリートの圧縮強度を，ダウエル強度(B)では σB に目地モル
タルの圧縮強度を用いた。図-16 より，両試験体とも長期荷重分は負担できることが明らかになった。また，接合筋がダウエル耐力に達した後に徐々に剛性が低下していることがうかがえる。
ｂ）初期剛性の比較
荷重－変形関係上の初期剛性の B-c と B-s の比較を図-17 示す。図中には，両端固定とした場合と一端をピン・他端をピンローラーとした場合の弾性剛性計算値を示している。B-c は両端固定とした場合の剛性に近く，
B-s は一端ピン・一端ピンローラーとした場合の剛性に近くなっている。これより，コンクリート材料の違いよ
りも端部の固定度の違いによる影響の方が，両試験体の初期剛性の違いに影響を与えていたと推察される。
水平移動を許容した西側スタブの水平方向のすべり量を図-18 に示す。B-c は，荷重の増加にともないすべり量も増加している。一方，B-s のすべり量は，B-c に比べて少なかった。
ｃ）梁端部のずれおよび接合筋のひずみ分布
梁とスタブの接合部における鉛直方向のずれ量を図19 に示す。B-c のずれ量は少なく，B-s のずれ量は大きいことが分かる。
接合筋のひずみ分布を図-20 および図-21 に示す。横軸の 0 点は，西側梁端部を示す。図から B-c の接合筋は，加力初期から軸方向にほぼ一様にひずんでおり，主に引本実験では①T 形接合部実験，②片持ち柱実験，③L
形接合部実験，④PC 鋼棒破断時を想定した梁実験の合計 4 種類実施した。各実験のパラメータはコンクリート
材料とし，ポルトランドセメントを使用しない超低収
縮・高強度コンクリートと，圧縮強度が同程度のセメントを使用した高強度コンクリートの 2 種類とした。一連の構造実験により，各コンクリート材料のヤング係数と圧縮強度の違いを考慮することで，既往の評価方法を用いて初期剛性および最大耐力の評価が可能であることが確認できた。ただし，梁実験の初期剛性の評価について
は，引き続き検討を続ける。
謝辞：本実験の実施および本論文の内容に関しまして，
京都大学大学院准教授 谷昌典博士より多大なるご協力を得ました。ここに記して感謝の意を表します。
参考文献
1）松田拓ほか：ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリート，日本建築学会大会学術講演梗概集（中国），2017.8
2）日本建築学会構造委員会プレストレストコンクリー
ト構造運営委員会：古くて新しい・アンボンド PCが紡ぐ未来の空間創造，2021 年度日本建築学会大会（東海）構造部門（PC）

パネルディスカッション

資料，pp.10-21，2021
3）日本建築学会：プレストレストコンクリート造建築
物の性能評価型設計施工指針（案）・同解説，2015.2
4）日本建築学会：鉄筋コンクリート柱・鉄骨梁混合構
造設計指針，2021.2
5）日本建築学会：現場打ち同等型プレキャスト鉄筋コンクリート構造設計指針（案）・同解説，2002

張力が作用していることが分かる。他方，B-s のひずみ分布は，加力中盤から逆対称形のひずみ形状を表しており，主にダウエル力が作用していることがうかがえる。
（３）まとめ梁実験では，以下の知見が得られた。
・コンクリート試験体（B-c），サスティンクリート試験体（B-s）ともに，最大耐力は長期荷重を大きく上回
り，不慮の PC 鋼材破断時における長期荷重の維持が可能であることを示した。
・荷重－変形関係上の初期剛性の違いは，梁端部の固定度に起因していると推察される。

25

26

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 1 力学特性と収縮性状－

ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その１

力学特性と収縮性状－Examination on Practical Use of
Ultra-low Shrinkage and High Strength Concrete without Portland Cement－Part1 Mechanical Characteristics and Shrinkage Properties －R&D センター

坂本

遼

R&D センター

峯

竜一郎

RYO

SAKAMOTO

R&D センター

小宮

克仁

KATSUHITO KOMIYA

R&D センター

松田

拓

TAKU

RYUICHIROMINE

MATSUDA

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのプレキャストコンクリート部材としての実用化に向け，室内試験によりフレッシュ性状，力学特性および収縮性状を確認した。その結果，1）安定したフレッシュ性状が得られること，2）ポルトランドセメントを使用した一般的な高強度コンクリートに比べ圧縮強度は長期にわたり増進し，静弾性係数は高いこと，3）割裂引張強度と曲げ強度はポルトランドセ
メントを使用した一般的な高強度コンクリートと同様に圧縮強度を指標とした推定が可能であること，4）自己収縮ひずみおよび乾燥収縮ひずみは非常に小さいことが確認された。
キーワード：ポルトランドセメント不使用，低環境負荷，フレッシュ性状，力学特性，超低収縮

For practical use of ultra-low shrinkage and high strength concrete without portland cement as a precast
concrete member, fresh properties, mechanical characteristics, and shrinkage properties were confirmed bylaboratory tests. As a result,the followings were confirmed;1) The fluctuation of fresh properties was small,2) Compared to high-strength concrete, the long-term increase in compressive strength was large, and static
elasticity was high, 3) The split tensile strength and bending strength can be estimated using thecompressive strength as an index, as in the case of conventional high-strength concrete, 4) The selfshrinkage strain and the dry shrinkage strain were very small.
Key Words: Non-portland cement, Low environmental impact, Fresh properties, Mechanical characteristics,
Ultra-low shrinkage

１．はじめにケルスラグ細骨材（FNS）等の自己収縮低減効果の高い
細骨材を採用することで解決しているコンクリートであポルトランドセメント（セメント）を使用しない条件

る 3)。

においても製造可能な超低収縮・高強度コンクリート

本 報 で は ，STC の う ち セ メ ン ト を 使 用 し な い 調 合（サスティンクリート（STC））が開発されている 1),2)。

（STC-RDC）を対象として，プレキャストコンクリー

STC の調合条件は，収縮・クリープの原因となる自由水

ト部材としての実用化を目的にフレッシュ性状，力学特量を減らすことを目的に単位水量を極力低減しかつ低水性，クリープ性状および収縮性状を室内試験で確認した。

結合材比とする点に特徴がある。この水結合材比の低下

また，圧縮強度が同程度のセメントを使用した一般的なにより懸念される自己収縮の増大についてはフェロニッ

高強度コンクリート（H-CON）にて比較検討を行った。

27

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

表-1 コンクリートの調合条件
目標
Bの質量比率W/B
s/a
W
スランプ 空気量［NC：BFA：FA：SF：EX］［%］ ［%］ フロー ［%］ ［kg/m³］
［cm］

名称

STC-RDC

15.0

60.4

H-CON

28.6

45.0

60±10

EX
［kg/m³］

S

G
HG

3.5

130

0：0.537：0.293：0.147：0023

20

FNS

3.0

170

1：0：0：0：0：0

0

S1+S2

※1
表-2

BFA

高炉スラグ微粉末（石膏入り）

FA

フライアッシュ

練混ぜ20秒→SF

シリカフューム

練混ぜ180秒EX

膨張材

密度：3.17g/cm³，
比表面積：5,000cm²/g

粗骨材
水+化学混和剤投入

排出FNS

フェロニッケルスラ
グ細骨材

HG

硬質砂岩砕石2005

W

上水道水

ポリカルボン酸系

空気量調整剤

アルキルエーテル系

NC

普通ポルトランドセ
メント

密度：3.16g/cm³，
比表面積：3,240cm²/g
表乾密度：2.60g/cm³，
粗粒率：2.16
表乾密度：2.63g/cm³，
粗粒率：3.07
表乾密度：2.74g/cm³，
実積率：60.0%

S2

硅岩砕砂

LG

石灰砕石2005

図-1
表-3

練混ぜ手順

試験項目・試験方法

密度：1.00g/cm³

AF

陸砂

掻き落とし

→

表乾密度：2.98g/cm³，
粗粒率：2.60
表乾密度：2.63g/cm³，
実積率：59.0%

高性能減水剤
Ⅰ種

S1→

粉体・細骨材投入

SP1

HCON

練混ぜ180秒

物性等
密度：2.88g/cm³，
比表面積：4,400cm²/g
密度：2.40g/cm³，
比表面積：5,680cm²/g
密度：2.26g/cm³，
比表面積：200,000cm²/g→

STCRDC

使用材料

種類

記号

LG

S1:S2=50:50（質量比）

→

種類

※1

W

上水道水

密度：1.00g/cm³

SP2

高性能AE減水剤遅延形Ⅰ種

ポリカルボン酸
エーテル系

２．試験概要コンクリートの調合条件を表-1，使用材料を表-2 に

目標値

STC
H
-RDC -CON

試験項目

試験方法

スランプフロー

JIS A 1150

60±10cm

〇

〇

空気量試験

JIS A 1128

3.5±1.5%※2

〇

〇

温度測定

JIS A 1156

－

〇

〇

圧縮強度

JIS A 1108

－

〇

〇

割裂引張強度JIS A 1113

－

〇

〇

曲げ強度

JIS A 1106

－

〇

〇

ヤング係数

JIS A 1149

－

〇

〇

圧縮クリープ

JIS A 1157

－

〇

－

長さ変化率

JIS A 1129

－

〇

〇

乾燥収縮ひずみ

参考文献

(4

－

〇

〇

自己収縮ひずみ

参考文献

(4

－

〇

〇

※2

H-CON は 3.0±1.0%

３．試験結果（１）フレッシュ性状示す。 STC-RDC の水結合材比は 15.0 %，単位水量は

STC-RDC および H-CON のフレッシュコンクリート試

130 kg/m3 とした。結合材には，高炉スラグ微粉末，フ験結果を表-4 に，STC-RDC の各バッチおけるスランプ

ライアッシュ，シリカフュームおよび膨張材を使用してフローと空気量の測定結果を図-2，図-3 にそれぞれ示いる。STC-RDC の練混ぜは図-1 に示す手順で行い，公す。また，写真-1，写真-2 に STC-RDC と H-CON のス

称容量 100 リットル強制二軸ミキサを使用した。

ランプフローの様子を示す。

H-CON は市中のレディミクストコンクリート工場かSTC-RDC はいずれのバッチにおいてもスランプフロら運搬した高強度コンクリートとし，水結合材比は 28.6

ーと空気量の目標値を満たす結果となり，フレッシュ性%，単位水量は 170 kg/m3 とした。

状は安定していることが確認された。また，STC-RDC

試験項目および試験方法を表-3 に示す。力学特性は，のスランプフローは H-CON と同等であった一方，50cm

圧縮強度，静弾性係数，割裂引張強度および曲げ強度を

フロー到達および流動停止時間は長く，従来の超低水結確認した。収縮性状は，圧縮クリープ，長さ変化率に加合材比条件のコンクリートと同様の傾向となった。しかえて，埋込型ひずみ計を用いて乾燥収縮ひずみおよび自しながら，スコップによる切返し作業はそれらに比べて己収縮ひずみを確認した。

容易であった。

28

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 1 力学特性と収縮性状－表-4フレッシュコンクリート試験結果

AF
コンクリート バッチ SP
No. [B×%] [B×0.001%]
種類

STC-RDC

9.0

59.5

×

57.6

58.5

13.3

82.0

3.8

25.5

20.1

0.90

9.0

57.5

×

57.4

57.5

15.0

83.6

3.7

24.5

19.9

3

0.90

9.0

54.8

×

54.0

54.5

18.0

71.3

3.8

25.2

20.4

4

0.90

9.0

53.2

×

51.6

52.5

27.0

58.3

4.0

24.8

19.2

5

0.90

9.0

59.5

×

58.7

59.0

12.0

78.5

3.7

24.9

19.8

－

1.90

-

65.0

×

61.6

63.5

3.7

4.9

1.8

30.3

23.9

70

目標値
60±10cm

55
50
45
2

STC-RDC

図-2

STC-RDC

写真-1

標準
水中

→

3
バッチNo.

→

4

→

→

1

2

図-3

写真-2

スランプフローの様子

20℃封かん→養生

円柱供試体の養生方法

3
バッチNo.

STC-RDC

H-CON

4

5

空気量

スランプフローの様子

140

材齢48時間から標準水中養生

材齢7日から
20℃封かん→
20℃，60%RHで気中養生
養生

図-4

空気量

目標値
3.5±1.5%

スランプフロー

5～40℃
各温度で封かん養生
→
→
打
封かん
込
み
材齢48時間から90℃
20℃封かん→→→
90℃封かん養生
封かん
養生
7dry

5.5
5.0
4.5
4.0
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5

5

120
圧縮強度（N/mm²）

1

雰囲気
温度
[℃]

0.90

スランプフロー

60

流動停止

練上り
温度
[℃]

2

75

65

50cm到達空気量[%]

1

空気量（%）

スランプフロー（cm）

H-CON

時間[sec]スランプフロー
[cm]

100
80
60
40

20℃封かん
標準水中
7dry

20
0
0

20

図-5

40
60
材齢（日）

H-CON

80

100

圧縮強度試験結果（２）圧縮強度
円柱供試体の養生は図-4 に示す方法で行った。H-CO
N の圧縮強度試験を図-5 に，STC-RDC の圧縮強度試験
結果を図-6 と図-7 に示す。

N/mm2 となり，STC-RDC は H-CON に比べて長期的な圧縮強度の増進が大きいことが分かった。
STC-RDC 供試体の圧縮強度試験後の様子を写真-3 に標準水中 28 日と 91 日の圧縮強度は，STC-RDC が 72.7示す。破壊後の供試体は円錐型になっており，一般的な

N/mm2 と 104 N/mm2，H-CON が 83.8 N/mm2 と 96.9

セメントを使用した高強度コンクリートと同様であった。

29

第 20 号

140

140

120

120

圧縮強度（N/mm²）

圧縮強度（N/mm²）

三井住友建設技術研究開発報告

100
80
60
40

40℃封かん
20℃封かん
10℃封かん
5℃封かん

20
0
0

20

40

60

80

100
80
60
40

20℃封かん
標準水中
7dry

20
0

100

0

20

40
60
材齢（日）

材齢（日）

図-6

STC-RDC

圧縮強度試験結果（封かん養生）

STC-RDC

図-7

80

100

圧縮強度試験結果（温度 20℃条件）

140
120

圧縮強度（N/mm²）

100
80
60

5℃封かん
10℃封かん

40

20℃封かん
20

40℃封かん
標準水中

0
10

100

1000

10000

積算温度（℃・日）

STC-RDC

圧縮強度試験後の供試体

図-8

70

70

60

60

静弾性係数（kN/mm²）

静弾性係数（kN/mm²）

写真-3

50
40
30
20
E = 33500×k1×k2×（γ/24）2×（σB/60）1/3［k1=k2=1，γ=24］

10
0
0

図-9

30

60
90
圧縮強度（N/mm²）

STC-RDC

5℃封かん
10℃封かん
20℃封かん
40℃封かん
標準水中
7dry
推定式
120

STC-RDC

積算温度と圧縮強度との関係

504020℃封かん

30

標準水中

20
E = 33500×k1×k2×（γ/24）2×（σB/60）1/3［k1=k2=1，γ=24］

10

7dry
推定式

0
150

圧縮強度と静弾性係数との関係

ａ）養生温度の影響

0

30

図-10

H-CON

60
90
圧縮強度（N/mm²）

120

150

圧縮強度と静弾性係数との関係高いことが確認された。しかし，全てのデータにおける

図-6 より，5～40℃封かんの STC-RDC の圧縮強度を

積算温度を指標とした圧縮強度の統一的な評価はできず，比較すると，従来のコンクリートと同様に，養生温度が養生温度と強度増進の関係は今後の検討課題である。

低いと圧縮強度が低く，養生温度が高いと圧縮強度が高ｂ）水分供給条件の影響
材齢 7 日から温度 20℃，60%RH の気中養生としたもい結果となった。
次に，標準水中および 5～40℃封かんの STC-RDC のの（図中：7dry）に着目すると，図-5 より，H-CON の積算温度と圧縮強度との関係を図-8 に示す。積算温度

圧縮強度は，標準水中と 20℃封かんしたものと比較しは-10℃を基準とする式（1）で算出した。

て小さくなった。一方，図-7 より，STC-RDC にそのよ

M＝Σ（θ

10）

t

･･･式（1）

ここに，M：積算温度（℃・日） T：時間（日）θ：養生温度（℃）
各養生条件における積算温度と圧縮強度の相関性は

30

うな傾向は見られなかった。筆者らは既往の研究 5） にて，水分供給の条件によらず，圧縮強度が一様に増加す
る特徴的な性質を確認しており，STC-RDC も同様の傾向が確認された。

8

14

7

12

6
塗潰：材齢28日
白抜：材齢91日

5
4

STC-RDC(標準水中)3

STC-RDC(20℃封かん)

2

10

STC-RDC(40℃封かん)

1

fb = 4×（fc/60)2/3

0
0

30

60
90
圧縮強度（N/mm²）

図-11

圧縮強度と割裂引張強度との関係

6

STC-RDC(標準水中)

4

STC-RDC(20℃封かん)
STC-RDC(40℃封かん)
fb = 7.2×(fc/60)2/3

0

120

150

0

30

図-12

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1

120

150

圧縮強度と曲げ強度との関係

STC-RDC200

自己収縮ひずみ（×10-6）

0.8

H-CON(標準水中)6090
圧縮強度（N/mm²）

400

STC-RDC0.9

塗潰：材齢28日
白抜：材齢91日

82

H-CON(標準水中)1.0

クリープ係数

曲げ強度（N/mm²）

割裂引張強度（N/mm²）

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 1 力学特性と収縮性状－

H-CON

0
-200
-400
-600
-800
-1000

0.0
0

50

100

150

0 1 2 3 4 5 6 7 0200

載荷持続期間（日）図-13

STC-RDC

クリープ係数

図-14

100

150

200

250

自己収縮ひずみ試験結果（５）クリープ性状（３）静弾性係数
圧縮強度と静弾性係数との関係を図-9，図-10 に示す。
H-CON の静弾性係数は JASS 5 に示される推定式

50

打込み完了からの経過日数（日）6 ） の近クリープ試験は JIS A 1157 に準拠し，φ100×200mmの円柱供試体を用いた。打込み直後から材齢 48 時間ま傍にプロットされた。一方，STC-RDC の静弾性係数はで 20℃環境で静置し，材齢 7 日まで標準水中を行った。

推定式より与えられた値よりも高い結果となり，STC-

その後，温度 20℃，60%RH の環境で養生を行い，材齢RDC は，圧縮強度が同程度のセメントコンクリートに

28 日から載荷を開始した。載荷応力度は，クリープ試

比べて静弾性係数が高いことが分かった。

験用供試体と同一養生を行った円柱供試体の圧縮強度の1/3 とした。なお，試験は STC-RDC のみで行った。

（４）割裂引張強度，曲げ強度
割裂引張強度試験および曲げ強度試験は材齢 28，91
日に行った。STC-RDC は標準水中，20℃封かんおよび算出したクリープ係数を図-13 に示す。STC-RDC のクリープ係数は載荷持続期間 182 日でおよそ 0.4 となった。

40℃封かん，H-CON は標準水中とし，養生方法は図-4に示すものとした。なお，STC-RDC の 40℃封かんは材（６）収縮性状

齢 28 日のみ試験を実施した。

ａ)自己収縮ひずみ

圧縮強度と割裂引張強度との関係を図-11 に，圧縮強20℃封かん条件における自己収縮ひずみを図-14 に示度と曲げ強度との関係を図-12 に示す。併せて，高強度す。供試体寸法は□100×400mm とし，熱電対内蔵埋込

コンクリートの圧縮強度と各強度の推定式 7） をそれぞ型ひずみ計で測定した。ひずみの起点は打込み直後とし，れの図中に示す。

線膨張係数を 10×10-6/℃と仮定して見掛けの温度ひず

STC-RDC と H-CON の圧縮強度と各強度との関係は，みを除去した。

おおむね同様の傾向にあり，STC-RDC の割裂引張強度

H-CON の材齢 182 日の自己収縮ひずみは約 600×10-6と曲げ強度は，従来の高強度コンクリートと同じように，となった。一方，STC-RDC は初期に膨張側に挙動し，圧縮強度を指標として推定できることが分かった。

その後，わずかに収縮側に挙動する結果となった。

31

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

0

STC-RDC

0H-CON
乾燥収縮ひずみ（×10-6）

長さ変化率（×10-6）

-100
-200
-300
-400
-500
-600
-700

STC-RDC

-100

H-CON

-200
-300
-400
-500
-600
-700
-800

-800
0

50

図-15

100
乾燥期間（日）

150

200

0

図-16

長さ変化率試験結果

ｂ) 長さ変化率，乾燥収縮ひずみ
JIS A 1129-2 に準じて測定した長さ変化率を図-15 に50100
乾燥期間（日）150

200

乾燥収縮ひずみ試験結果

STC-RDC示す。供試体は材齢 2 日から 20℃の水中に浸漬し，材齢7 日から温度 20℃，60%RH の環境（気中環境）に存置した。また，前述した自己収縮ひずみの測定と同じ条件の供試体を，材齢 7 日から封かんを解いて温度 20℃，

H-CON

60%RH の環境に存置した際の，乾燥開始時点を起点としたひずみ変化を図-16 に示す（乾燥収縮ひずみと称す
る）。
乾燥期間 182 日の長さ変化率と乾燥収縮ひずみを見る

写真-4

乾燥期間 272 日

長さ変化率試験用供試体と，H-CON では約 600×10-6，STC-RDC では約 250×106 となり，STC-RDC の収縮ひずみは非常に小さいことが謝辞：本報告にあたり，東京大学大学院 工学系研究科

確認された。乾燥期間 272 日における長さ変化率試験用

野口貴文教授に助言いただきました。ここに深く感謝申

供試体を写真-4 に示す。STC-RDC の外観は脱枠時のきし上げます。

れいで平滑な状態からほとんど変化はなく，微細な表面
ひび割れも確認されていない。

参考文献
1) 松田拓：超低収縮・低炭素・低発熱・高強度・高流４．まとめ動を副産物で実現した高性能コンクリート，コンク
リート工学，Vol. 59, No.9, pp.788-793，2021. 9

以下に，STC-RDC の各試験結果のまとめを示す。
① 水結合比が同程度の超高強度コンクリートと同様のフレッシュ性状であり，安定した製造が可能である
ことが確認された。
② 従来のコンクリートと同様に養生温度が高いほど圧縮強度が増加する傾向であるが，積算温度を指標とした圧縮強度の統一的な評価は難しい。
③ 一般的な高強度コンクリートに比べて長期強度の増進が大きい。
④ 圧縮強度が同程度のコンクリートに比べて，静弾性係数が高い。
⑤ 割裂引張強度と曲げ強度は高強度コンクリートと同様に圧縮強度を指標とした推定が可能である。
⑥ クリープ係数は載荷持続期間 182 日で約 0.4 となった。
⑦ 自己収縮ひずみと乾燥収縮ひずみは非常に小さい。

2) 松田拓ほか：ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリート，日本建築学会大会学術講演梗概集（中国），pp.369-370，2017.8
3）松田拓ほか：細骨材の違いが超高強度コンクリートの性状に及ぼす影響，コンクリート工学年次論文
集，Vol.37，No.1，pp.1117-1122，2015
4）日本コンクリート工学会：超流動コンクリート研究委員会報告書，1994.5
5）T.Matsuda ほか：Properties and Hardening Mechanismof Ultralow Shrinkage and High Strength Zero-CementConcrete, 17th fib Symposium Proceedings 2020
6）日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説
JASS5

鉄筋コンクリート工事 2018，pp.12，2018.7

7）野口貴文，友澤史紀：高強度コンクリートの圧縮強度と各種力学特性との関係，日本建築学会構造系論
文集 第 472 号，pp.11-16，1995.6

32

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その２ 中性化抵抗性と爆裂性状－ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その２

中性化抵抗性と爆裂性状－Examination on Practical Application of
Ultra-low Shrinkage and High Strength Concrete without Portland Cement－Part2 Carbonation Resistance and Spalling Properties－
R&D センター

小宮

克仁

KATSUHITO KOMIYA

R&D センター

峯竜一郎

R&D センター

坂本

遼

RYO

SAKAMOTO

R&D センター

松田

拓

TAKU

MATSUDARYUICHIRO

MINE

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化を目的とし，中性化抵抗性と爆裂性状を室内試験で確認した。実験の結果，中性化の進行は従来のセメントコンクリートと同様であり，既往の中性化速度式を用いて評価可能であることが示唆された。爆裂性状は，一般的な高強度コンクリートと同様に，所定量のポリプロピレン繊維と鋼繊維を混入することで抑制できた。また，圧縮強度が高く，含水率の低い条件で爆裂による損傷が小さくなった。
キーワード：ポルトランドセメント不使用，低環境負荷，高強度コンクリート，中性化，爆裂，鋼繊維，
ポリプロピレン繊維

In this study, practical application of ultra-low shrinkage and high-strength concrete that does not use
portland cement, carbonation resistance and spalling properties were confirmed by laboratory tests. As aresult of the experiment, it was suggested that the progress of carbonation is similar to that of conventional
cement concrete and can be evaluated using the carbonation rate equation. The spalling properties wereable to suppress by mixing a predetermined amount of polypropylene fiber and steel fiber as in the caseof conventional high-strength concrete. In addition, the damage caused by the spalling was reduced under
the conditions of high compressive strength and low water content.
Key Words: No-portland cement, Low environmental impact, High strength concrete, Carbonation,
Spalling, Steel fiber, Polypropylene fiber

１．はじめにト（セメント）を使用しない条件においても製造可能な

近年，カーボンニュートラル社会の実現に向けて世界

超低収縮・高強度コンクリート（サスティンクリート

中で様々な取り組みが行われており，二酸化炭素削減の（STC））を開発している 2),3)。本論文では，STC のうち重要性が認識されている。そのなかでもコンクリート分

セメントを使用しない具体的な調合(STC-RDC)を対象と野においては，一般的なコンクリートの材料であるセメ

し，プレキャストコンクリート部材としての実用化を目

ントが，製造時に大量の二酸化炭素 (セメント 1 トン当的に，この調合条件における中性化抵抗性と爆裂性状にたり二酸化炭素 758kg) を発生させることが知られてい着目した検討を行った。

る 1)。
そのような背景の中，筆者らはポルトランドセメン

中性化はコンクリートの耐久性の観点から重要な現象の一つであり，STC-RDC の実構造物への適用を検討

33

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号表-1
種類

STC-RDC

記号

種類

BFA

高炉スラグ微粉末（石
膏入り）

FA

フライアッシュSF

シリカフューム

物性等

使用材料
種類

密度：2.88g/cm³，
比表面積：4,400cm²/g

記号

種類

物性等

PP2

ポリプロピレン繊
維

密度：0.91 g/cm³，繊維長さ：
2mm，繊維径：18μm

F15

鋼繊維

3

SO 量：2.1%
密度：2.40g/cm³，
比表面積：5,680cm²/g
密度：2.26g/cm³，
比表面積(BET法)：200,000cm²/g
密度：3.17g/cm³，
比表面積：5,000cm²/g

EX

膨張材

FNS

フェロニッケルスラグ
細骨材

表乾密度：2.98g/cm³，
粗粒率：2.60

HG

硬質砂岩砕石2005

表乾密度：2.63g/cm³，
実積率：59.0%
栃木県鹿沼産STC-RDC

DRA

鋼繊維

NC

普通ポルトランド
セメント

S1

陸砂

S2

硅岩砕砂

H-CON

密度：7.85 g/cm³，繊維長さ：15mm，繊維径：0.2mm
密度：7.85 g/cm³，繊維長さ：30mm，繊維径：0.62mm
密度：3.16g/cm³，
比表面積：3,240cm²/g
表乾密度：2.60g/cm³，
粗粒率：2.16
茨城県潮来市島須産
表乾密度：2.63g/cm³，
粗粒率：3.07
栃木県佐野市閑馬町産
表乾密度：2.74g/cm³，
実積率：60.0%
栃木県栃木市鍋山町産

W

上水道水

密度：1.00g/cm³

LG

石灰砕石2005

SP1

高性能減水剤

ポリカルボン酸系

W

上水道水

密度：1.00g/cm³

AF

消泡剤

アルキルエーテル系

SP2

高性能AE減水剤
遅延形

ポリカルボン酸
エーテル系

表-2

試験名

試験体名

実験シリーズⅠ
中性化

W/B
[%]

コンクリートの調合条件

目標ス
空気
W
s/a ランプ
量3[%] フロー
]
[kg/m
[%]
[cm]

Bの質量比率[NC：BFA：
FA：SF：EX]

繊維混入率［vol%］EX
3[kg/m ]SG

STC-RDC

15.0 60.4

3.5

130

0：0.537：0.293：0.147：
0.023

20

FNS

H-CON

28.6 45.0

3.0

170

1：0：0：0：0

0

S1+S2

STC-RDC-Base

※2

合成繊維

鋼繊維

PP2

F15 DRA

HG

-

-

-

LG

-

-

-

0

0

0

0.33

1.0

0

0.33

0

0.5

0.33

0

1.0

60±10

実験シリーズⅡ STC-RDC-PP2-F15 1.0
15.0 60.3
耐火性能
STC-RDC-PP2-DRA0.5

3.5

130

0：0.550：0.300：0.150：0

※1

20

FNS

STC-RDC-PP2-DRA1.0＊1
するにあたっては，STC-RDC の中性化についての特性

外割，＊2

HG

S1:S2=50:50(質量比)

爆裂試験を行った。

を把握しておくことが必要である。
爆裂は，特に高強度コンクリートにおいて，火災等

２．試験条件に起因する加熱により表層部分のコンクリートが剥離，飛散する現象である。これは，組織が緻密になり圧縮強

コンクリートの使用材料を表-1 に示す。STC-RDC は

度が高くなるほど生じやすい，また，コンクリート中の結合材（B）を高炉スラグ微粉末（BFA），フライアッ

含水率の影響も大きく，含水率が高いほど爆裂が生じやシュ（FA），シリカフューム（SF），膨張材（EX）とし4),5)。高強度コンクリートの爆裂抑た。BFA は JISA6201 に適合する高炉スラグ微粉末 4000制の方法としては，コンクリート中に合成繊維と鋼繊維を使用し，FA は JISA6202 に適合するフライアッシュⅠを混入する技術が広く知られている 6)。しかし，ポルト

種を使用した。細骨材は，フェロニッケルスラグ細骨材

ランドセメントを使用しない条件で硬化した水和生成物（FNS）を使用した。粗骨材は最大粒径が 20mm の硬質に対する爆裂性状とその抑制に関する知見は少なく，

砂 岩 砕 石 （HG） と し た 。 高 性 能 減 水 剤 （SP1） は ，

STC-RDC における爆裂性状の検討は重要である。

JISA6204 に適合する主成分がポリカルボン酸系のもの

すいといわれている

以上の背景から本研究では，STC-RDC に関して，中を使用し，消泡剤（AF）はアルキルエーテル系のもの

性化抵抗性に関しては促進中性化試験を行い，材齢 28を使用した。爆裂試験では，上記に加え，繊維長さが日の圧縮強度と同程度の一般的な高強度コンクリート

2mm のポリプロピレン繊維（PP2），繊維長さが 15mm，（H-CON）との中性化深さを比較した。爆裂性状に関ストレート形状の鋼繊維（F15），繊維長さが 30mm，フ

しては，合成繊維と鋼繊維の種類と混入率を水準とし，ック形状の鋼繊維（DRA）を使用した。

34

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その２ 中性化抵抗性と爆裂性状－表-3

フレッシュ試験結果

AF[B×
スランプフロー[cm]0.001%]

時間
[sec]

試験名

試験体名

SP
[B×%]

実験シリーズⅠ
中性化

STC-RDC

0.90

9.0

59.0

12.0

79

3.7

24.9

H-CON

1.90

-

63.5

3.7

4.9

1.8

30.3

23.9

STC-RDC-Base

0.90

7.0

57.5

13.1

69.1

3.9

23.9

19.8
19.6

実験シリーズⅡ
耐火性能

50cm到達空気量[%]

練上り温度 雰囲気温度
[°C]
[°C]

流動停止
19.8

STC-RDC-PP2-F15 1.0

1.00

9.0

43.5

-

91.5

3.9

23.3

STC-RDC-PP2-DRA0.5

1.10

9.0

63.7

15.9

213

4.2

23.9

20.0

STC-RDC-PP2-DRA1.0

1.10

13.0

54.3

25.8

94.1

3.6

24.2

19.9

H-CON は結合材を普通ポルトランドセメント（NC）
石灰砕石（LG）とした。高性能 AE 減水剤（SP2）は

BFA,FA
粗骨材
SF,EX →
→ 水+化学混和剤
細骨材
20
投入
投入
秒

JISA6204 に適合するポリカルボン酸系のものを使用し練混ぜとし，細骨材は陸砂（S1）と硅岩砕砂（S2），粗骨材はSTC-RDC，STC-RDC-Base
練
掻
練
混
き
混
→ ぜ → 落 → ぜ → 排
出
180
と
180
秒
し
秒

た。コンクリートの調合条件を表-2 に示す。STC-RDC
は水結合材比（W/B）を 15.0%，単位水量を 130kg/m³と結合材中に含めた。実験シリーズⅡ（爆裂性状）では，

BFA,FA
粗骨材
SF,EX →
→ 水+化学混和剤
細骨材
PP繊維
20
投入
投入
秒

膨張材，合成繊維，鋼繊維は体積外割りで混入した。こ練混ぜした。また，実験シリーズⅠ（中性化）では，膨張材はSTC-RDC-PP2-F15 1.0
練
掻
練
練
混
き
混
混
鋼繊維
→ ぜ → 落 → ぜ →→ ぜ →排
投入
出
180
と
180
120
秒
し
秒
秒

のため，実験シリーズⅠの W/B は膨張材込みの条件，
実験シリーズⅡにおける W/B は膨張材を含めない条件
強制二軸ミキサを使用して，図-1 に示す手順で行った。

BFA,FA
粗骨材
SF,EX →
→ 水+化学混和剤
細骨材
PP繊維
20
投入
投入
秒

H-CON は市中の生コン工場で製造したレディーミク

練混ぜで W/B15.0%としている。練混ぜは，公称容量 100L のSTC-RDC-PP2-DRA0.5，STC-RDC-PP2-DRA1.0
練
掻
練
練
混
き
混
混
鋼繊維
→ ぜ → 落 → ぜ →→ ぜ →排
投入
出
180
と
180
150
秒
し
秒
秒

ストコンクリートとした。材齢 28 日における圧縮強度
が STC-RDC と同程度になるよう呼び強度 71 の配合を選

図-1

STC-RDC の練り混ぜ手順定した。W/B は 28.6%，単位水量は 170kg/m³である。
こ こ で ，X:中 性 化 深 さ(mm)，A:促 進 中 性 化 速 度 係 数

３．試験概要(mm/√週)，t:時間(週)とした。

（１）フレッシュ試験（３）爆裂性状フレッシュ試験はスランプフロー（JISA1150 に準拠），
空気量試験（JISA1128 に準拠），温度測定（JISA1156 に準拠）を行った。

ａ）爆裂試験
爆裂試験は JCI-S-014-2018 を参考に，既往の文献 7)と同様の手順で行った。耐火炉は水平耐火試験炉（炉内寸法：幅×奥行×高さ=4000×4000×3500mm）を使用した。熱源は都市ガスとした。加熱温度は，JIS A 1304 に（２）促進中性化試験
中性化抵抗性は，JIS A 1153 に準拠した促進中性化試規定される標準加熱曲線 A に沿うように制御した。既往験により確認した。試験体は 100×100×400mm の角柱の研究によると，コンクリートの爆裂は加熱 30 分以内体とした。材齢 4 週まで標準水中養生，8 週まで 20℃，に大方終了する場合が多いことが確認されている 4)。こ60%RH 環境下で気中養生を行い，7-8 週の間に促進面以のため，本実験においても加熱時間は加熱初期に発生す外をアルミテープで気泡の無いように覆った。その後，る爆裂現象を確認するため，30 分とした。加熱終了後

20℃，60%RH，CO2 濃度 5%環境下に静置し，促進期間は試験体の温度が雰囲気温度になるまで自然放冷を行っ

29，58，93，188 日に中性化深さの測定を行った。また，

た。なお，試験は一面加熱で行った。

促進中性化速度係数の算出には次に示す式(1)，いわゆｂ）試験体

る√𝑡則 を用いた。
𝑋𝐴 √𝑡

試験体は文献 6)と同様に，100×100×400mm の角柱体(1)とし，中心に異形棒鋼（D19）を設置した。D19 の両端

35

三井住友建設技術研究開発報告

写真-1

第 20 号促進中性化試験後のフェノールフタレイン溶液を噴霧した試験体の色の違い
箇所（176 点）で除した値を爆裂面積率とした。含水率30

H‐CON 測定値

25
促進中性化深さ（mm）

は JIS A 1476 に準拠し，爆裂試験の試験体と同一養生を

STC‐RDC 測定値

行ったφ100×200mm の円柱供試体を用いて計測した。

STC-RDC 促進中性化速度係数：3.90

STC‐RDC √t則
H‐CON √t則

20

４．フレッシュ試験結果

1510

表-3 にフレッシュ試験結果を示す。STC-RDC のスラ

5

ンプフローに着目すると，STC-RDC-PP2.0-F151.0 のス

H-CON 促進中性化速度係数：0

0
0

図-2

5

10

15
促進期間（週）

20

25

30

促進期間と促進中性化深さとの関係

ランプフロー値が 43.5cm と目標値の範囲外となったが，その他の水準は目標値の範囲内となった。空気量は全ての水準で目標値の範囲内となった。また，H-CON のス
ランプフローと空気量は目標値の範囲内であった。

に厚さ 6mm の拘束板を溶接した拘束治具を配置した。
また，爆裂試験時に拘束板が直接加熱されることを防ぐ

５．促進中性化試験結果

ために，端面から 50mm の範囲を耐火ブランケットにより被覆した。
ｃ）養生条件と試験材齢促進中性化試験の結果を図-2 に示す。図中には測定結果を式(1)に最小二乗法で近似した曲線を併記した。

爆裂試験に供するまでの養生条件は，条件 A，条件 B

STC-RDC の結果を見ると，促進期間の経過とともに中の 2 水準とする。条件 A は供試体作製後，20℃封かんと性化深さが大きくなった。また，促進期間の平方根とのした。条件 B は，供試体作製後 20℃封かんとし，注水比例関係が確認され，従来のコンクリートと同様に √𝑡から 48 時間後に 40℃封かんとした。条件 A，B ともに則を用いた評価ができると考えられる。H-CON の結果

材齢 28 日で脱型し，20℃，60%RH 条件で試験材齢までを見ると，促進期間 26 週においても中性化深さは 0cm

気中養生とした。爆裂試験は条件 A で材齢 91 日，条件

であり，指針 8)などで示されている通りの結果となった。

B で材齢 92 日とした。

√𝑡則より得られた促進中性化速度係数は，STC-RDC，ｄ）爆裂試験後の評価

H-CON でそれぞれ 3.93，0 となった。なお，ここで比較爆裂試験後の評価は JCI-S-014-2018 を参考に，最大爆裂深さ，平均爆裂深さ，爆裂面積率の 3 つの項目とした。

している 2 水準の材齢 28 日の圧縮強度は，STC-RDC が73N/mm2，H-CON が 84N/mm2 であった。

爆裂深さは加熱面を 10×20mm のメッシュで分割した交

また，フェノールフタレイン 1%溶液を噴霧した際の点を測定箇所（計 176 点）とした。測定にはレーザー変

割裂面の状況を写真-1 に示す。H-CON と比べ STC-RDC

位計を用いて深さ方向の測定を行った。また爆裂面積率のフェノールフタレイン溶液による呈色反応の色が薄いは，測定した爆裂深さが 0 より大きい測定点数を全測定ことから pH 値が低いことがわかる 9)。pH 値が低いこと36ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その２ 中性化抵抗性と爆裂性状－

条件 A (28d20℃封かん→20℃60%RH 気中) 供試体

写真-2

爆裂試験後の試験体状況（上段：爆裂試験前，下段：爆裂試験後）

写真-3

条件 B (48h20℃封かん→28d まで 40℃封かん→20℃60%RH 気中) 供試体
爆裂試験後の試験体状況（上段：爆裂試験前，下段：爆裂試験後）
条件 A:20℃封かん
条件 B:48h20℃封かん→28d まで 40℃封かん→20℃60%RH 気中

条件 A:20℃封かん
条件 B:48h20℃封かん→28d まで 40℃封かん→20℃60%RH 気中

1000

150

800

120

圧縮強度（N/mm²）

温度 (℃)

条件B

600
400
200
標準加熱曲線A（℃）

条件A

10

図-3

20
時間(min)

30

条件A
60

40

炉内温度測定結果

STC-RDC-Base

STC-RDC-PP2-F151.0

STC-RDC-PP2-DRA0.5

STC-RDC-PP2-DRA1.0

30

条件B

0
0

90

0
0

1

2

3

含水率（%）

図-4

含水率と圧縮強度との関係

が鉄筋の保護性能に与える影響については，STC-RDC

116-125N/mm2 の範囲にあり，Base の含水率が最も大きの組織の緻密性も考慮し評価する必要があり，今後の研い傾向を示した一方，繊維の種類や混入率の違いが圧縮

究課題としたい。なお，STC-RDC の中性化深さは，色強度と含水率に与える影響は小さかった。

の変化している箇所を中性化部と未中性化部の境界であるとみなして測定を行った。

また，火災中に爆裂により鉄筋が露出すると，鉄筋の温度が著しく上昇することで降伏点が低下し，構造耐力上危険になることが考えられる。このため，本検討で

６．爆裂試験結果

は鉄筋の露出の有無にも着目した。爆裂試験後の試験体を写真-2，3 に示す。STC-RDC-Base は，養生条件によ

爆裂試験時の炉内温度の測定結果を図-3 に示す。図

らず爆裂が発生し，鉄筋が露出していた。一方，繊維を中には標準加熱曲線 A を併記した。炉内温度は標準加熱

混入した水準は，爆裂は生じているが，鉄筋が露出して

曲線 A とおおむね一致していた。圧縮強度と含水率とのいるものはなかった。一般的に，含水率が 3-4%以下の関係を図-4 に示す。条件 B は条件 A と比較し，圧縮強場合，爆裂が生じにくくなるが，W/B=35.0%以下の範度は高く，含水率は同等もしくは多少大きい結果が得ら

囲では含水率 4%以下でも爆裂が生じるとされており 10)，れた。また，条件 A の含水率は 2.1-2.5%，圧縮強度は

本試験の水準においても爆裂が生じる結果となった。

90-106N/mm2，条件 B の含水率は 2.3-2.5%，圧縮強度は

PP 繊維混入率と最大爆裂深さ，平均爆裂深さ，爆裂37

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号面積率の関係を図-5 に示す。条件 A と比較し，条件 B

条件A:20℃封かん→28dから20℃60%RH気中
条件B:48h20℃封かん→28dまで40℃封かん→20℃60%RH気中では最大爆裂深さ，爆裂面積率のどちらも小さい値を示
70あり，条件 A においては STC-RDC-PP2.0-DRA1.0 以外，
条件 B は STC-RDC-Base のみ最大爆裂深さがかぶり厚さを上回り，鉄筋が露出する結果となった。今回の試験結果においては，圧縮強度が高いほうが爆裂による損傷が最大爆裂深さ（mm）

す傾向となった。今回の試験体はかぶり厚さが 40mm で小さくなる傾向が見られた。圧縮強度と爆裂の関係が一

本試験の結果，STC-RDC は従来の高強度コンクリー
トと同様 11)に繊維を混入することで，鉄筋が露出しな

平均爆裂深さ(mm)

を示した。

50

50

40

40

30

30

20

20

10

10

い程度まで爆裂を抑制できることが分かった。

爆裂性状を実験で確認し，本実験の範囲内で以下のこと

爆裂面積率(%)

度コンクリートの調合（STC-RDC）の中性化抵抗性とが分かった。
①

0.4
60

50

50

40

40

30

30

20

20

10

10

100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

図-5

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.1
0.2
0.3
PP繊維混入率(%)

0.4

0
0.1

0.2

0.3

0.4
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

STC‐RDC‐Base
STC‐RDC‐PP2‐F151.0
STC‐RDC‐PP2‐DRA0.5
STC‐RDC‐PP2‐DRA1.00

た評価が可能だと考えられる。
②

0.3

60

STC-RDC はセメントを使用したコンクリートと同様に中性化が進行し，その中性化深さは√t 則を用い

0.2

70

0

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強

0.1

70

0

７．まとめ

かぶり厚さ40mm

00

その詳しいメカニズムに関しては今後の課題とする。な

条件B

60

0

般的な高強度コンクリートとは異なる性状が得られたが，お，平均爆裂深さに関しては最大爆裂深さと同様の傾向

70

条件A

60

0.1
0.2
0.3
PP繊維混入率(%)

0.4

STC‐ZERO‐Base
STC‐ZERO‐‐PP2‐F151.0
STC‐ZERO‐PP2‐DRA0.5
STC‐ZERO‐PP2‐DRA1.00

PP 繊維混入率と最大爆裂深さ，平均爆裂深さ，爆裂面積率との関係

STC-RDC の爆裂は，従来の高強度コンクリートと
pp.98-109，2009.

同様に繊維を混入することで抑制できた。

③ STC-RDC の爆裂による損傷は，圧縮強度が高い方

6)

三井健郎ほか：ハイブリッド型繊維補強を用いた設計基準強度 150～200N/mm2 超高強度・高性能コン

が小さくなった。

クリートの強度発現，じん性と耐火性能に関する研究，材料，Vol.60，No.8，pp.701-708，2011. 8

謝辞：本実験を行うにあたり，東京大学大学院 工学系
研究科

野口貴文教授に助言いただきました。ここに記

7)

峯竜一郎ほか：繊維長さの短いポリプロピレン繊維と鋼繊維の混入率が超高強度コンクリートの爆裂抑

して感謝いたします。

制に与える影響に関する研究，コンクリート工学年
次論文集，Vol.41，No.1，pp.1199-1204，2019.

参考文献
1)

一般社団法人セメント協会：セメントの LCI データ

8)の概要，2022. 3
2)

3)

松田拓：超低収縮・低炭素・低発熱・高強度・高流鉄筋コンクリート造建築物の耐久設計施工指針・同解説，日本建築学会，2016.

9)平松茂樹ほか：「化学」の授業で色の変化を見る ―動を副産物で実現した高性能コンクリート，コンク

酸 塩 基 指 示 薬 を 中 心 に―， 化 学 と 教 育 ，Vol.65，

リート工学，Vol. 59, No.9, pp.788-793，2021. 9

No.8，pp.396-399，2017.

松田拓ほか：ポルトランドセメントを使用しない超

10) 日本コンクリート工学会：高温環境下におけるコン

低収縮・高強度コンクリート，日本建築学会大会学

クリートの性能評価に関する研究委員会報告書，

術講演梗概集（中国），pp.369-370，2017. 8

pp.60-72，2017. 911) 森田武ほか：火災時における高強度コンクリート部

4)

森田武：コンクリートの爆裂とその防止対策，コン
クリート工学，Vol.45，No.9，pp87-91，2007.

材の爆裂性状の改善に関する実験的研究，日本建築

5)

日本建築学会：構造材料の耐火性ガイドブック，

学会構造系論文集，No.544，pp.171-178，2001.

38

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その３ 実機ミキサを使用した製造実験－

ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その３

実機ミキサを使用した製造実験－

Examination on Practical Use of
Ultra-low Shrinkage and High Strength Concrete without Portland Cement－Part3 Manufacturing Experiments using Actual Full-scale Mixer－
R&D センター

峯竜一郎

RYUICHIRO MINE

R&D センター臺

哲義

AKIYOSHI DAI

R&D センター

坂本

遼

RYO SAKAMOTO

R&D センター松田

拓TAKU MATUSUDA

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートを実用化するため，プレキャスト工場の実機ミキサを用いた製造実験（夏期，標準期，冬期）を行った。柱部材を模擬したブロック試験体（断面寸法：400×400mm，1,000×1,000mm）を作製し，脱型後の乾湿条件や断熱材被覆などの養生条件が部材温度および部材コアの強度発現に与える影響を確認した。実験の結果，スランプフローと空気量は打込み時期の違いによらず安定していた。部材の温度は従来の高強度コンクリートと比べ低くなり，養生温度が低いと部材コアの圧縮強度が小さくなった。断熱材被覆養生を施すことで強度発現が促進されることが確認された。
キーワード：ポルトランドセメント不使用，低環境負荷，プレキャスト部材コンクリート，
高強度コンクリート，製造方法

Manufacturing experiments (summer, standard period, winter) of ultra-low shrinkage and high strength
concrete without portland cement were conducted using an actual full-scale mixer of a precast concrete
factory. Mass blocks (cross-sectional dimensions: 400×400mm, 1,000×1,000mm) simulating column
members were prepared, and the effects of curing conditions such as wet and dry conditions after
demolding and adiabatic foams on the member temperature and the strength development of the member
core were investigated. As a result, the slump flow and the amount of air were stable without being
affected by the season of manufacture. The temperature of the members was lower than that ofconventional high-strength concrete. The compressive strength of the member cores decreased when the
curing temperature was low. Strength development was promoted by covering the members with adiabatic
foams curing.
Key Words: Non-portland cement, Low environmental impact, Concrete for precast members,High strength concrete, Manufacturing method

１．はじめに筆者らは，STC のうち，ポルトランドセメントを使用しない調合を対象として，プレキャストコンクリート部

ポルトランドセメント（セメント）を使用しない条材としての実用化に向けた検討を行っており，本論文集

件においても製造可能な超低収縮・高強度コンクリート（三井住友建設技術研究開発報告 No.20）では，３編の（サスティンクリート（STC））が開発されている 1),2)。

報告を行っている。その１では「力学特性と収縮性状」

39

第 20 号

三井住友建設技術研究開発報告

表-1

使用材料
練混ぜ開始
（ミキサ起動）

記号

種類

物性等

BFA

高炉スラグ微粉末（石膏入り）

密度：2.88g/cm³，
比表面積：4,400cm²/g

FA

フライアッシュ密度：2.40g/cm³，
比表面積：5,680cm²/g

SF

シリカフューム

密度：2.26g/cm³，
比表面積：200,000cm²/g

EX

膨張材

密度：3.17g/cm³，
比表面積：5,000cm²/g

FNS

フェロニッケルスラグ細骨材

表乾密度：2.98g/cm³，
粗粒率：2.60

HG

硬質砂岩砕石2005

表乾密度：2.63g/cm³，
実績率：59.0%W

水

密度：1.00g/cm³

SP

高性能減水剤Ⅰ種

ポリカルボン酸系

表-2

記号

STC-RDC

練混ぜ時間10分
細骨材、高炉スラグ微粉末、フライアッシュ※，シリカフューム※，膨張材※投入コンクリート放出

粗骨材，
水+化学混和剤，投入

練混ぜ終了（ミキサ終了）※：手投入する材料

図-1

コンクリートの練混ぜ手順

コンクリートの調合条件

目標
目標
W/B
s/a スランプW
空気量［%］ ［%］ フロー［kg/m³］［%］［cm］

Bの質量比率［NC：BFA：FA：SF：EX］

EX［kg/m³］

S

G

15.0

0：0.537：0.293：0.147：0023

20

FNS

HG

60.4

60±10

3.5

130

について，その２では「中性化抵抗性と爆裂性状」につ

３．実験方法いて，本報ではその３として「実機ミキサを使用した製造実験」について報告する。

（１）練混ぜ手順対象とした具体的な調合（STC-RDC）で，プレキャ

実機ミキサによる練混ぜ手順を図-1 に示す。まず，

スト工場の実機ミキサを用いて，プレキャスト部材の製

砂，高炉スラグ微粉末，フライアッシュ，シリカフュー造を想定した実機試験を行い，製造方法・フレッシュ性

ム，膨張材を投入した。なお，フライアッシュ，シリカ状・硬化後の性状の確認を行った。なお，実機試験は打フューム，膨張材は手投入としている。次に粗骨材，水，込み時期の影響を確認するため，夏期（8 月），標準期

高性能減水剤を投入し，練混ぜを開始した。練混ぜ時間（10 月），冬期（1 月）に行った。

は 10 分とし，ミキサ負荷電力が安定していることを目視で確認し，ミキサから排出した。排出後，ただちにフ２．使用材料とコンクリートの調合条件

レッシュ試験を行い，スランプフローと空気量が目標値の範囲内であることを確認後に円柱供試体の作製および使用材料を表-1 に示す。結合材（B）を高炉スラグ微粉末（BFA），フライアッシュ（FA），シリカフューム

柱模擬部材の打込みを行った。なお，夏期，標準期は 3
バッチ，冬期は 5 バッチの練混ぜを行った。

（SF）， 膨 張 材 （EX） と し た 。 高 炉 ス ラ グ 微 粉 末 は4000 ブレーン相当のものを使用した。細骨材は，フェロニッケルスラグ細骨材（FNS）を使用した。粗骨材は（２）柱模擬部材の種類と養生方法
実機試験の柱模擬部材種類と養生条件を表-3 に示す。

最大粒径が 20mm の硬質砂岩砕石（HG）とした。高性

断面寸法が強度発現に与える影響を確認するため，柱模能減水剤（SP）は，主成分がポリカルボン酸系のもの

擬部材の断面寸法を□1,000×1,000mm（以下，□1000）を使用した。コンクリートの調合条件を表-2 に示す。

と□400×400mm（以下，□400）の 2 水準とした。部材

水結合材比（W/B）を 15.0%，単位水量を 130kg/m³としの高さ寸法は，h=1,000mm とした。また，養生温度とた。結合材は表中に記載の質量比率で計量を行った。

湿潤養生が強度発現へ与える影響を確認するため，コンクリート打込み後，次に示す 3 つの養生を行った。

① 材齢 3 日で脱枠→保水養生テープを 4 側面に貼り付け→材齢 21 日まで湿潤養生。

40

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その３ 実機ミキサを使用した製造実験－

500

柱模擬部材の種類と養生条件□400h1000

500

200

表-3
記号

□1000h1000□1000h1000-ad□400□400h1000-ad h1000-Air

寸法［mm］□1000×1000×h1000□1000×□400×400 □400×400 □400×400
1000××h1000×h1000×h1000
h1000

型枠材
の種類

鋼製

鋼製

材齢3日
まで
養生
条件
の詳
細

1,000
200

木合板
コア抜き材齢
σ28

0

200

0

200

0

センサー（温度測定）

σ56
σ91

鋼製

鋼製
+断熱材

木合板

木合板
+断熱材

a)

断面寸法□1000

200

200
200

材齢3日
材齢3日で脱枠→材齢21日まで湿潤養生 で脱枠→
気中養生

断熱材 t=200mm

木合板
50

保水養生
保水養生
材齢3日 保水養生
保水養生
テープ
テープ
～21日
テープ
テープ
+断熱材
+断熱材 気中養生

1,000

養生条件

木合板

400

断熱材
厚さ［mm］

木合板

1,000

50

コア抜き材齢

材齢21日
気中養生 気中養生 気中養生 気中養生
以降

σ28
σ56
σ91
センサー（温度測定）200② 6 面を厚さ 200mm の断熱材で被覆→材齢 3 日
で脱枠→4 側面に保水養生テープを貼り付け，
6 面を断熱材で被覆→材齢 21 日まで湿潤養生と保温養生。
③ 材齢 3 日で脱枠→その後気中養生。

断熱材 t=200mmb)
図-2

なお，柱模擬部材の打込み・締固めは，一般的な高強度コンクリートと同様に，ホッパーを用いて打込み，

断面寸法□400

柱模擬部材のコア採取位置と温度測定位置の一例

表-4

フレッシュ試験結果

棒形振動機を用いて締固めを行った。
（３）柱模擬部材のコアの採取位置と温度測定方法

打込み
時期

柱模擬部材のコア供試体の採取位置と温度測定位置の一例を図-2 に示す。コア供試体の採取は JIS A 1107 に

バ
ッ
チ
NO.

SP
［B
×%］

練量

スランプフロー
［cm］

［m³］

1

×

2

平
均

50cm
練上
停止 空気
外気
がり
到達
時間 量
温
時間 ［Sec］ ［%］ 温度 ［℃］
［℃］

［Sec］

1

1.00

1.20

66.3 × 66.0 66.0

9.5

83.9

3.4

34.0

29.0

2

1.00

1.20

64.6 × 64.0 64.5

9.3

86.4

3.3

34.0

31.0

準拠した。採取位置は，断面寸法□1000 の柱模擬部材

3

1.00

1.20

63.1 × 62.2 62.5

9.8

99.2

3.5

36.0

33.0

では 1 材齢につき中心部と端部の 2 箇所から採取した。

1

1.00

1.20

57.4 × 57.2 57.3

12.9

69.7

3.8

27.0

16.8

2

1.00

1.20

63.4 × 62.1 62.8

9.9

80.5

3.9

27.0

17.0

3

1.00

1.20

65.9 × 64.3 65.1

9.4

76.0

3.5

27.0

17.3

1

0.85

1.00

61.0 × 57.8 59.4

11.5

70.6

3.8

13.0

6.9

2

0.85

1.35

61.7 × 61.4 61.6

10.8

70.2

3.8

14.0

7.0

3

0.85

1.35

56.6 × 56.3 56.5

19.3

63.1

3.4

15.0

6.9

とし，高さは部材の中心部（h=500mm）とした。温度

4

0.90

1.40

57.1 × 56.5 56.8

24.2

71.3

3.8

16.0

6.7

測定の基点は打込み完了時とした。

5

0.95

1.40

68.3 × 65.7 67.0

9.7

121.5

3.7

16.0

6.3

断面寸法□400 の柱模擬部材は 1 材齢につき 1 箇所とし

夏期

標準期

た。
温度測定箇所は断面寸法□1000 と□400 のどちらも部
材の中心部（中心部）と端部から約 50mm の箇所（端部）（４）圧縮強度試験
円柱供試体の圧縮強度試験は，JIS A 1108 に準拠した。
円柱供試体の養生条件は標準水中，20℃封かん，40℃
封かんの 3 水準とした。標準水中と 40℃封かんは供試体作製後に 20℃封かん養生とし，注水から 48 時間後に所定の養生を開始した。
柱模擬部材のコア供試体は JIS A 1107 に準拠した。圧縮強度試験は材齢 28，56，91 日の 3 材齢で行った。

冬期

４．実験結果（１）フレッシュ性状
フレッシュ試験結果の一覧を表-4 に，スランプフロ
ー試験結果を図-3 に，空気量試験結果を図-4 に示す。
コンクリートの練上がり温度は，夏期で 34～36℃，
標準期で 27℃，冬期で 13～16℃の範囲にあり，従来の高強度コンクリートの製造と大きな違いは見られなかっ41

第 20 号

三井住友建設技術研究開発報告

6

75

5

70

空気量（%）

スランプフロー（cm）

80

65
60
55
50
45

夏期

標準期

4
3
2
1

冬期

40

夏期

標準期

3

4

冬期

0
0

1

2

3

4

5

6

0

1

図-3

2

5

6

バッチNO.

バッチNO.

スランプフロー試験結果

図-4

a)夏期

b)標準期
写真-1

c)冬期

スランプフロー試験□1000-h1000□1000-h1000-ad

空気量試験結果

シート養生撤去

シート養生撤去

写真-2 模擬柱部材の
打込み状況

図-5

保水養生テープ
貼付け

鋼製枠脱型

4 側面の断熱材，
鋼製枠脱型

保水養生テープ
貼付け

断熱材被覆

材齢 3 日における柱模擬部材の脱枠・養生た。スランプフローに着目すると，夏期で 62.5～66.0

いて締固めを行ったが，充填性は良好で，従来の高強度cm，標準期で 57.3～65.1 cm，冬期で 56.5～67.0 cm の範

コンクリートと同様の方法で柱模擬部材を作製すること

囲にあり，製造時期の違いによる大きな違いは見られなができた。締固めにより，材料分離が発生することもなかった。空気量に着目すると，夏期で 3.3～3.5%，標準かった。

期で 3.5～3.9%，冬期で 3.4～3.8%の範囲にあり，スランプフローと同様に製造時期の違いは見られず，安定し（２）柱模擬部材の養生

た製造を行うことができた。なお，夏期において練上が材齢 3 日における柱模擬部材の脱型・養生状況の一例

り温度が 36.0℃となったバッチ（3 バッチ目）があったを図-5 に示す。３.(２)で前述したように，養生温度やが，フレッシュ性状に大きな違いは見られなかった。ス

養生中の湿潤条件が柱模擬部材の強度増進に与える影響

ランプフロー試験後のコンクリートを写真-1 に示す。

を確認するため，□1000-h1000 は型枠を脱型した後，目視の範囲で材料分離は見られず，スコップを用いた切ただちに保水養生テープを 4 側面に貼り付け，乾燥を防返し作業は容易であり，室内試験で製造したものと同様止している。□1000-h1000-ad は，それに加え，外部環の性状であった。柱模擬部材の打込み状況を写真-2 に境の影響を少なくするため，断熱材で 6 面を被覆し，材示す。ホッパーを用いて打込みを行い，棒形振動機を用

齢 21 日まで養生を行った。

42

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その３ 実機ミキサを使用した製造実験－□1000-h1000□1000-h1000-ad□400-h1000□400-h1000-Air

雰囲気温度

高強度コンクリート100
脱枠

夏期 □100080

実線：中心部
点線：端部

60

湿潤養生
打切り

40

冬期 □1000

標準期 □1000

80

温度（℃）

80

実線：中心部
点線：端部

60
湿潤養生
打切り

40

20

20

0
5

10

15

20

25

0

打込みからの経過日数（日）

5

10

15

20

0

温度（℃）

60

標準期

80

実線：中心部
点線：端部
湿潤養生
打切り

40

20

□400

5

10

15

20

打込みからの経過日数（日）

25

15

20

25

実線：中心部
点線：端部

冬期 □400

脱枠

80

実線：中心部
点線：端部

60
湿潤養生
打切り
40

60
湿潤養生
打切り

40

20

0
0

10

打込みからの経過日数（日）

20

0

5

100
脱枠

夏期 □400

80

湿潤養生
打切り

40

25

100
脱枠

60

打込みからの経過日数（日）100

実線：中心部
点線：端部

0

0
0

脱枠

20

温度（℃）

温度（℃）

100
脱枠

温度（℃）

100

温度（℃）

□400-h1000-ad

0
0

5

10

15

20

25

0

打込みからの経過日数（日）

図-6

5

10

15

20

25

打込みからの経過日数（日）

温度測定結果140（３）温度測定結果
柱模擬部材の温度測定結果を図-6 に示す。図中には120を使用した柱模擬部材の温度測定結果を併記（図中の凡例：高強度コンクリート）した。
断面寸法□1000 に着目すると，打込み時期の違いによらず，断熱材で 6 面被覆を行った□1000-h1000-ad の温度が最も高く，最高温度は夏期，標準期，冬期でそれ
ぞれ，54.2，46.0，31.4℃となった。また，中心部と端部の温度差は，□1000-h1000 の夏期，標準期，冬期でそれぞれ 5.6，6.1，4.9℃，□1000-h1000-ad の夏期，標準期，冬期でそれぞれ 2.5，2.5，2.3℃となっており，断圧縮強度（N/mm²）

別途取得した W/C=27.5%，普通ポルトランドセメント

100
80
凡例

60
練上がり温度
夏期： 34.0℃
標準期：27.0℃
冬期： 15.0℃

40
20
0
0

20

熱材被覆を行うことで，最高温度が高くなり，中心部と端部の温度差が小さくなった。また，高強度コンクリー

△：夏期
〇：標準期
□：冬期
青：標準水中赤：20℃封かん
緑：40℃封かん

図-7

40
60
材齢（日）

80

100

材齢と圧縮強度との関係（円柱供試体）

トと比較すると STC-RDC の柱模擬部材の最高温度はい
ずれの打込み時期でも 40℃以上低くなる結果だった。
断面寸法□400 に着目すると，断面寸法□1000 と同様の傾向だった。また，□400-h1000 と□400-h1000-Air の温度履歴に違いはなかった。中心部と端部の温度差は断面寸法□1000 よりも小さくなった。
写真-3

コア採取状況

写真-4

コア供試体

43

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

150（４）圧縮強度試験結果
一定の温度条件で養生された円柱供試体の強度増進には，製造時期もしくは練上り温度の影響は見られなかった。
柱模擬部材のコア採取状況を写真-3 に，採取したコア

材齢28日
圧縮強度（N/mm²）

円柱供試体の材齢と圧縮強度との関係を図-7 に示す。

60

材齢28日

90
60
30

材齢56日

材齢91日

120

冬期

90
60
30

円柱供試体

0

標準
水中

５．まとめ
ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強

柱模擬部材

円柱供試体

材齢28日
圧縮強度（N/mm²）

確認していく予定である。

標準期

150

ことで養生温度が高くなり，プレキャスト部材コンクリ

長期的な強度増進については温度条件の影響を含め

材齢91日

0

覆した□1000-h1000-ad の方が高く，断熱材被覆を行うの違いによる圧縮強度の影響は小さかった。

材齢56日

120

縮強度を比較すると，打込み時期によらず，断熱材で被ートの強度増進を早めることができた。また，断面寸法

柱模擬部材

150

圧縮強度（N/mm²）＞冬期となった。□1000-h1000 と□1000-h1000-ad の圧

90

円柱供試体

円柱供試体と柱模擬部材コアの圧縮強度試験結果を小さくなり，柱模擬部材コアの圧縮強度は夏期＞標準期

夏期

0

分布しており，材料分離は確認されなかった。

結果から，STC-RDC の強度増進は養生温度が低いほど

材齢91日

30

供試体を写真-4 に示す。コア供試体は粗骨材が均一に

図-8 に示す。室内試験の養生温度を変えた強度試験の

材齢56日

120

図-8

20℃
封かん

柱模擬部材
40℃
封かん

□1000
-h1000□1000-h1000
-ad

□400
-h000

□400
-h1000-ad□400-h1000-Air

円柱供試体と柱模擬部材コアの圧縮強度試験結果

度コンクリートの実用化に向けた検討を行い，本実験の範囲内で以下のことがわかった。

2) 松田拓：超低収縮・低炭素・低発熱・高強度・高流① 打込み時期の違いによらず，スランプフローと空気動を副産物で実現した高性能コンクリート，コンク
リート工学，Vol. 59, No.9, pp.788-793，2021. 9

量は目標値の範囲内にあり，安定した製造ができた。

② 打込み時期の違いによらず，実機ミキサを用いた製

3) 峯竜一郎ほか：人工軽量細骨材を使用した低環境負造が可能だった。

荷・高強度コンクリートの収縮特性と凍結融解抵抗③ 一般的な高強度コンクリートと同様の手順で打込性に関する研究，コンクリート工学年次論文集，
vol. 43，pp.857-862，2021.7

み・締固めを行い，柱模擬部材を作製することができた。
④ 柱模擬部材に断熱材被覆を施すことで，養生温度が謝辞
本実験を行うにあたり，東京大学大学院 工学系研究確保され，プレキャスト部材コンクリートの強度増
進を早めることができる。
⑤ 柱模擬部材より採取したコアの圧縮強度は夏期＞標準期＞冬期となった。
⑥ 断面寸法の違いがプレキャスト部材コンクリートの圧縮強度に与える影響は小さかった。

参考文献
1) 松田拓ほか：ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリート，日本建築学会大会学術講演梗概集（中国），pp.369-370，2017.8

44

科

野口貴文教授にご助言をいただきました。また，日本シーカ㈱にご協力いただきました。ここに記して感謝いたします。

収縮と発熱を抑制した設計基準強度 50MPa 程度のコンクリートの開発

超低収縮・低発熱型設計基準強度 50MPa 級コンクリートの開発
Development of Ultra-low Shrinkage and Low Heat Generation Concretewith a Design Strength around 50MPa
哲義

AKIYOSHI DAI佐々木亘

WATARU SASAKI

恩田

陽介

YOUSUKE ONDA松田拓

TAKU MATSUDA

Ｒ＆Ｄセンター䑓Ｒ＆Ｄセンター
土木設計部
Ｒ＆Ｄセンター

現場での施工を目的として，橋梁上部工で用いられる設計基準強度 50MPa 級のコンクリートを対象に，フェロニッケルスラグ細骨材と複数の産業副産物を使用した超低収縮・低発熱コンクリートを開発した。早強ポ
ルトランドセメントと高炉スラグ微粉末の質量比を変化させ，圧縮強度，静弾性係数，乾燥収縮および発熱特性を確認した。その結果，早強セメントと膨張材の結合材中の質量比を 30%程度とすることで，材齢 3 日での圧縮強度を一般的な 50MPa 程度の早強コンクリートと同程度にできることが分かった。また，この配合条件
で乾燥収縮ひずみが極めて低減され，水和発熱による発熱量も大きく低減されることが分かった。
キーワード：混和材，フェロニッケルスラグ細骨材，低収縮，低発熱

For the purpose of on-site casting, ultra-low shrinkage and low heat generation concrete for bridge
superstructure with design strength around 50MPa using ferronickel slag sand and several types ofindustrial by-products was developed. Changing the mass ratio of high-early-strength portland cement andblast furnace slag, compressive strength, elastic modulus, drying shrinkage and heat generation
characteristics were examined. As a result, it was found that by adjusting the mass ratio of high-earlystrength portland cement containing expansive additive in the binder to around 30%, the compressive
strength at 3 days of age can be made comparable to conventional concrete with design strength around 50
MPa using high-early-strength portland cement. Furthermore, these mixture proportions realized asignificant reduction in drying shrinkage and heat generation due to hydration.
Key Words: Supplementary cementitious materials, Ferronickel slag sand, Low shrinkage, Low heatgeneration

１．はじめに筆者らはこれまでに産業副産物を大量に使用すること

るかを実験により検討した。

２．実験概要で環境負荷を低減し超低収縮，かつ高強度なコンクリートを開発している 1)2)。このコンクリートは超高強度コ（１）使用材料および配合

ンクリートの技術をベースとしており，非常に高い圧縮試験に使用した材料を表-1 に示す。物性値にはそれ強度を発現するものの，水和熱が小さく，収縮ひずみもぞれの材料の代表的な値を示す。結合材には早強ポルト

小さいことから，ひび割れの発生リスクを大きく低減しランドセメントのほか，銘柄の異なる 2 種類の高炉スラている。しかし，一般的に使用されているコンクリート

グ微粉末，フライアッシュ，シリカフュームなど多くのと比較すると，非常に高い圧縮強度が過剰となる場合が産業副産物を使用した。細骨材は空隙構造が粗大で吸水ある。そこで，本検討では現場での施工を目的として，率の大きいフェロニッケルスラグ 3)（以下，FNS）を用

設計基準強度 50MPa 級で広く使用されている一般的ないた。本検討においても FNS は既報 2)と同様に気乾状態

コンクリートと，同程度の強度発現性や性状が確保でき（以下，気乾 FNS）で使用した。使用した気乾 FNS の45

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号表-1
種類

密度

物性，主成分等

セメント

3.14

H

3.19

Ex1

⽯灰系

3.16

Ex2

4000ブレーン

2.88

BF1

⽯灰系，早強タイプ(ブレーン⽐表⾯積5,000cm2 /g程度)

膨張材

⾼炉スラグ微粉末
フライアッシュシリカフューム

B

FA

BET⽐表⾯積17.0m2 /g

2.25

SF

2.83

FNS

2.63

S1

佐野産⽯灰砕砂

2.73

S2

⿅沼産硬質砂岩砕⽯2005

2.63

G1

佐野産⽯灰砕⽯2005

2.74

G2

表-2

AE剤

配合名

単位⽔量 ⽔結合
3[kg/m ]

材⽐

W

W/B

記号

ポリカルボン酸系

-

SP

エステル系

-

DF

ラウリル酸イミダゾリン誘導体

-

AE1

-

AE2

-

AE3

カルボン酸系活性剤
変性ロジン酸化合物系陰イオン界⾯活性剤

注) 砕砂，砕⽯の密度は表乾密度，各材料の密度・物性値は⼀例

SG

配合の条件および化学混和剤の使用量

配合の条件
種類

[g/cm3 ]ノニオン系特殊界⾯活性剤

BF

2.40

⿅沼産硬質砂岩砕砂

粗⾻材

Ex

2.89

密度

物性，主成分等

消泡剤

JIS I種

吸⽔率2.70%，気乾状態

BF2

種類
⾼性能AE減⽔剤

4000ブレーン

フェロニッケルスラグ細⾻材
細⾻材

記号[g/cm3]

早強ポルトランドセメント

使用材料

使⽤した膨張材と単位

結合材の質量⽐率[％]容積

化学混和剤の使⽤量

⾼炉スラグ微粉末

粗⾻材絶対 空気量

[B×wt％]

および⾻材の種類

[％]

H+EX

BF

FA

SF

[L/m3]

S

G

SP

DF

AE1

AE2

AE3

HE20BF35

130

20

35

30

15

350

4.5

EX1 BF1 FNS

G1

1.45

0.0045

0.002

-

-

検討

HE25BF30

130

25

30

30

15

350

4.5

EX1 BF1 FNS

G1

1.45

0.0045

0.002

-

-

配合

HE30BF25

130

30

25

30

15

350

4.5

EX1 BF1 FNS

G1

1.45

0.0045

0.002

-

-

HE40BF15

130

40

15

30

15

350

4.5

EX1 BF2 FNS

G2

1.25

0.0045

-

0.002

-

⽐較

34HE

165

0.34

100

-

-

-

350

4.5

EX2

-

S2

G1

1.00

-

-

-

0.001

配合

40HE

165

0.40

100

-

-

-

375

4.5

EX2

-

S1

G1

0.50

-

0.008

-

-

0.30

EX

BF

含水率の実測値は 0.1%以下であり，配合計算上は絶乾粗骨材を投入しコンクリート練りを 90 秒間行った。排状態として取り扱った。粗骨材は一般的な砕石を用いた。

出後は速やかにフレッシュ性状の確認と各試験用試料の検討した配合条件と化学混和剤の使用量を表-2 に示採取を行った。

す。より一般性の高い性状を得る目的で，水結合材比は
既報 2)より大きい 0.3 とし，結合材のうち強度に与える（３）試験項目および方法

影響が大きい早強ポルトランドセメントの比率を変化さ

強度発現性の確認として，すべての配合で圧縮強度

3 でフラ試験（JIS A 1108）および静弾性係数試験（JIS A 1149）

イアッシュおよびシリカフュームは結合材中の質量比率を実施した。供試体は材齢 1 日で脱型して標準水中養生せ確認した。本検討において，膨張材は 20kg/m

でそれぞれ 30%と 15%とし，早強ポルトランドセメントを行なった 。試験材齢は表-3 に示すように一部の配合を比表面積が比較的近い高炉スラグ微粉末 4000 で置換を除き 1 日，3 日，7 日，28 日，91 日とした。

し た 。 単 位 水 量 は 130kg/m3， 粗 骨 材 の 絶 対 容 積 は350L/m3 とし，空気量は収縮特性試験は 34HE を除く配合において「高流動コ

4.5％とした。化学混和剤の使

ンクリートの自己収縮試験方法」4)を参考に，100×100

用量は同一種類の材料を使用した配合は 1.45%とした。

×400 mm 角柱供試体の中央に埋め込み型ひずみ計を設

比較対象のコンクリートは橋梁上部工等で用いられる圧置して行った。供試体は打込み直後よりポリエステルフ

縮強度の特性値が 50MPa 程度を想定した配合（34HE，

ィルムにより封緘状態とし，環境温度 20℃で存置した。

40HE）とし，結合材には早強ポルトランドセメントおその後，材齢 7 日で脱型し，環境温度 20℃湿度 60％のよび膨張材を使用した。細骨材は硬質砂岩砕砂または石

恒温恒湿室内で 6 面乾燥状態とし測定を行った。

灰砕砂とし，粗骨材には硬質砂岩砕石 2005 を用いた。

発熱特性検討は HE25BF30 と 34HE の 2 配合について
簡易断熱試験を行い，温度依存型の水和発熱速度式 5）（２）練混ぜ方法

を求め，打込み温度 20℃における断熱温度上昇曲線を

コンクリートの練混ぜは一部の配合を除き公称容量算出して比較した。算出に使用した密度は配合値とし，55 リットルの強制二軸ミキサにより行い，1 バッチ当た

比熱はコンクリート標準示方書に示されている式 4)を用りの練混ぜ量は 40 リットルとした。練混ぜは，水と粗いて密度より算出した。熱伝導率は試験 3） により求め骨材を除いた材料による空練りを 30 秒間行った後，水た。熱拡散率はコンクリート標準示方書に示されているを投入してモルタル練りを 90 秒間行い，掻き落とし後，式を用いて算出した。

46

収縮と発熱を抑制した設計基準強度 50MPa 程度のコンクリートの開発

表-3

圧縮強度と静弾性係数の試験材齢

配合名

圧縮強度試験

HE40BF15

材齢1⽇

材齢3⽇

材齢7⽇

材齢28⽇ 材齢91⽇

HE20BF35

○

○

◎

◎

◎

検討

HE25BF30

○

○

◎

◎

◎

配合

HE30BF25

○

○

◎

◎

◎

HE40BF15

◎

◎

◎

◎

◎

⽐較

34HE

−

−

−

◎

−

配合

40HE

◎

◎

◎

◎

◎

HE30BF25
HE25BF30
HE20BF3540HE
34HE◎は静弾性係数試験も実施

表-4

化学混和剤の添加量とフレッシュ性状
化学混和剤の使⽤量[B×wt％]

配合名
SP

DF

AE1

AE2

AE3

スランプ

空気量

[cm]

[％]

HE20BF35

1.45

0.0045

0.002

-

-

12.5

5.0

検討

HE25BF30

1.45

0.0045

0.002

-

-

16.5

5.4

配合

HE30BF25

1.45

0.0045

0.002

-

-

5.5

5.5

HE40BF15

1.25

0.0045

-

0.002

-

23.0

5.5

⽐較

34HE

1.00

-

-

-

0.001

22.5

3.9

配合

40HE

0.50

-

0.008

-

-

13.5

3.5

図-1

材齢と圧縮強度の関係（材齢 91 日まで）

検討配合
比較配合

温度依存型の水和発熱速度式は，練り上がったコン
クリートのほかに温水を用いて練上り温度＋10℃程度に加温したものと，冷水を用いて練上り温度－10℃程度に冷却したものの簡易断熱試験 5)より求めた。

図-2

材齢と圧縮強度の関係（材齢 7 日まで）

３．実験結果（１）フレッシュ性状
化学混和剤の添加量とフレッシュ性状の試験結果を表-3 に示す。検討配合の HE40BF15 を除く同一高炉ス

検討配合
比較配合

ラグ微粉末を使用した配合では，早強ポルトランドセメ
ントと膨張材の質量比率を高めるとスランプが低下していることが分かる。質量比率 25%と 30%を比較すると同じ化学混和剤の使用量でもスランプが 10cm 以上低下し

図-3

圧縮強度と静弾性係数の関係た。しかし，HE40BF15 のように高炉スラグ微粉末や粗骨材ならびに化学混和剤の種類によっては，早強ポルト

材齢 7 日までの材齢と圧縮強度の関係を見ると，初期のランドセメントと膨張材の質量比を 40%まで高めても大強度発現が検討配合で若干遅いことが分かる。例えば，

きいスランプが得られることを確認した。

材齢 3 日での圧縮強度を比較配合と同程度にするために検討配合と比較配合とを比べると，単位水量や水結合材比を低減しているため，同程度のスランプを得るたは，早強セメントと膨張材の質量比が 30%程度必要であることが分かる。

めには化学混和剤の使用量を増やす必要があることが分かる。

（３）静弾性係数（２）圧縮強度

縮強度との関係として図-3 に示す。図中には参考とし

圧縮強度の測定時に併せて測定した静弾性係数を圧
材齢 91 日までの材齢と圧縮強度の関係を図-1 に示す。

て，コンクリート標準示方書に示される圧縮強度とヤン検討配合では早強ポルトランドセメントと膨張材の質量

グ係数の関係式から求められる値，ならびにその値を比率を高めると圧縮強度が高くなり，材齢 91 日まで緩1.2 倍および 1.4 倍した値も併せて記載した。この図から

やかに強度増進していることが分かる。一方，比較配合

検討配合の静弾性係数は，一般的なコンクリートに比べにおいては材齢 28 日以降の強度増進は小さい。図-2 のて高く，示方書式の 1.2～1.4 倍程度になることが分かる。

47

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

[℃]

80
60

-200

断熱温度上昇量

収縮ひずみ[×10-6]0-400
HE20BF35
HE40BF15

-600
0

50

図-4

HE25BF30
40HE

100
乾燥材齢

[⽇]

HE30BH25

40
20
HE25BF30
34HE

0

150

200

材齢と収縮ひずみの関係

0

図-5

1

2

3
4
経過⽇数 [⽇]567

温度依存型の水和発熱速度式により計算した断熱温度上昇曲線

ただし，早強ポルトランドセメントの質量比率による差は小さい。静弾性係数は配合要因のなかで骨材の影響を低発熱コンクリートを開発した。本実験における検討配大きく受け，本コンクリートは FNS の特性により高い合において，以下の知見が得られた。

静弾性係数を示したものと考えられる 3)。

①

早強ポルトランドセメントと膨張材の質量比率を高めるとスランプが低下するが，高炉スラグ微粉末や粗骨材ならびに化学混和剤の種類によってはスラン（４）収縮特性プを確保することが可能である。

材齢 7 日の乾燥開始を起点とした材齢と収縮ひずみの関係を図-4 に示す。検討配合の早強セメントと膨張材②

早強セメントと膨張材の結合材中の質量比を 30%程の質量比率を大きくすると収縮ひずみが小さくなること度とすることで，材齢 3 日での圧縮強度を一般的なが分かる。これは乾燥開始時の圧縮強度の関係と一致す

設計基準強度 50MPa 級の早強コンクリートと同程る。乾燥開始時の強度が高く組織が緻密となることで乾度とすることができる。
③

燥収縮が小さくなったと考えられる。
材齢 28 日の圧縮強度が同程度の HE25BF30 と 40HE の収縮ひずみを比較すると，HE25BF30 が材齢 200 日後の約半年時点で
約

300×10-6 程度であるのに対して一般的な設計基準強度 50MPa 級のコンクリートと同程度の初期強度を確保しつつ，収縮ひずみおよび発熱量を低減することが可能である。

40HE は

430×10-6 であり，HE25BF30 の収縮ひずみが小さい

参考文献

ことが分かる。このことより，検討配合のように FNS

1） T.Matsuda, T.Noguchi, M.Kanematsu, R.Mine: Ultralowを使用し複数の産業副産物を使用することで収縮ひずみ

Shrinkage and High Strength Concrete without Portlandが低減できることが確認できた。

Cement, Proceedings of the fib congress 2018.
2） 恩田陽介，佐々木亘，䑓哲義，松田拓：乾燥したＦ（５）発熱特性

ＮＳを用いた超低収縮高強度繊維補強コンクリート

HE25BF30 と 34HE の 2 配合について，温度依存型のに関する検討，第 30 回プレストレストコンクリート

水和発熱速度式により計算した断熱温度上昇曲線を図-の発展に関するシンポジウム論文集，pp.351-356，

5 に 示 す 。 比 較 配 合 の 34HE と 比 べ ， 検 討 配 合 の2021.10

HE25BF30 は断熱温度上昇量が半分以下であることが分

3） 松田拓，蓮尾孝一，野口貴文：細骨材の違いが超高かる。FNS を使用し複数の産業副産物を使用することで，強度コンクリートの性状に及ぼす影響，コンクリー

圧縮強度を確保しながら発熱量を抑えられることが確認

ト工学年次論文集，Vol. 37, No. 1, pp. 1117-1122, 2015.

できた。

74） 日本コンクリート工学協会：超流動コンクリートの４．まとめ

研究委員会(Ⅱ)，pp.209-210，1994.5
5） 䑓哲義，樋口正典，梶貢一，澤本武博：簡易断熱試

現場での施工を目的として，FNS と複数の産業副産物

験による温度依存性を考慮した発熱速度推定に関すを使用し，早強ポルトランドセメントを使用した設計基

る研究，第 27 回プレストレストコンクリートの発展

準強度 50MPa 級で広く使用されている一般的なコンクに関するシンポジウム論文集，pp.543-548，2018.11

リートと同程度の強度発現性や性状を有する超低収縮・48

FNS とフライアッシュを用いた超低収縮超高強度繊維補強コンクリート

FNS とフライアッシュを用いた
超低収縮超高強度繊維補強コンクリート
Ultra-low Shrinkage and Ultra-high Strength Fiber Reinforced Concrete containing Ferro-nickel
Slag Sand and Fly-ash
R&D センター

佐々木亘

WATARU

SASAKI

土木設計部

恩田

陽介

YOUSUKEONDA

R&D センター䑓

哲義

AKIYOSHIDAI

R&D センター

松田

拓

TAKU

MATSUDA

本稿はフェロニッケルスラグ細骨材（FNS）とフライアッシュを用いた超低収縮超高強度繊維補強コンクリートの特性を種々の実験データとともに報告するものである。このコンクリートは，従来の超高強度コンクリートで一般的な材料を用いた配合と比べて，流動性は大きく向上し，単位水量と自己収縮を大幅に低減しながら高い力学特性を実現できる。また，FNS を気乾状態で使用しても単位水量を適切に設定することで各種特性の低下は生じないこともわかった。
キーワード：短繊維補強コンクリート，超低収縮，超高強度，フェロニッケルスラグ細骨材，フライアッシュ
This paper reports the characteristics of ultra-low shrinkage and ultra-high strength fiber reinforced concrete containing
ferro-nickel slag sand (FNS) and fly-ash, along with various experimental data. Comparing conventional ultra-high strength
concrete using conventional materials, the flowability has been significantly improved as well as high mechanicalproperties while significant reduction of unit water content and autogenous shrinkage. It has also found that even if using
air- dried FNS, various characteristics can be obtained without deterioration by adjusting unit water content appropriately.
Key Words: Fiber reinforced concrete, Ultra-low shrinkage, Ultra-high strength, Ferro-nickel slag sand, Fly-ash

１．はじめに張軟化特性を高めたコンクリートを用いることで，重ね継手長の短縮および直角方向鉄筋の省略が可能になるこ

近年，コンクリート構造物の生産性向上策の一つとしとが明らかとなってきた 3)。しかし，圧縮強度を高めたてプレキャスト部材（以下，PCa 部材）の活用が広がっ

コンクリートは一般に単位結合材量が大きく水結合材比ている。PCa 部材を利用することで現地での部材製作にが小さいため，継手部のような拘束の多い部位に打ち込かかわる作業量を削減することが可能であるが，一方で，んだ場合，温度ひずみや収縮ひずみが拘束されることに部材同士の接合部のような PCa 部材特有の構造およびそよるひび割れ発生の可能性が高まることが懸念される 4)。

れの構築のための現地作業が生じる。例えば，道路橋で一方で筆者らは，結合材に産業副産物を多く使用し，の PCa 床版の継手にはループ継手が標準的に用いられてさらに細骨材にも副産物由来で比較的吸水率の大きい骨いるが，ループ継手ではループ鉄筋と直角方向に配置す材を用いることで，流動性は確保したまま単位水量を大る鉄筋の配置作業が煩雑であり，生産性向上の観点からきく低減することが可能であり，かつ収縮が極めて小さ

改善の余地がある。また，ループ鉄筋の曲げ半径の規定

い超高強度コンクリートが得られることを見出した 5)。

1) から床版厚の設定に制限が生じる場合がある。これら

さらに，このコンクリートをベースとした超低収縮超高の課題を解決するため，ループ継手に代わる種々の合理

強度繊維補強コンクリートを開発し，これを用いた PCa

化継手構造が提案されている

2)。

床版向けの継手構造 6)を開発した。本稿ではこの継手構

このような背景のもと，短繊維補強コンクリートを併造に用いる超低収縮超高強度コンクリートの特性につい用した継手の検討を行ない，継手部に圧縮強度および引て，既報 7), 8)のデータに新たなデータを加えて報告する。

49

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号表-1
材料

物性など（数値は試験値の一例）

水

記号
W

上水道水(千葉県流山市)
セメント

結 合 材
（粉体）

使用材料

フライアッシュシリカフューム
細骨材

中庸熱ポルトランドセメント，比表面積 3,250 cm2/g，密度 3.21 g/cm3

M

JIS I 種相当品，SiO2 68.9%，Ig.loss 2.0%，比表面積 5,590 cm2/g，密度 2.39 g/cm3

FA

エジプト産，SiO2 93.6%，BET 比表面積 22.3 m2/g，密度 2.26 g/cm3

SF

フェロニッケルスラグ細骨材，吸水率 2.70%，絶乾密度 2.83 g/cm3，表乾密度 2.90 g/cm3

FNS

鹿沼産硬質砂岩砕砂，吸水率 1.45%，表乾密度 2.62 g/cm3

CS

3

粗骨材

鹿沼産硬質砂岩砕石 1305，表乾密度 2.63 g/cm

短繊維

鋼繊維，φ0.2×15 mm，引張強度 2000N/mm2 以上，表乾密度 7.85 g/cm3

高性能減水剤
化学
混和剤
消泡剤

記号

CS-MS175-Vf2.0
CS-MS175
CS-MS155
CS-MFS155
FNS-MFS175-Vf2.0
FNS-MFS155-Vf2.0
FNS-MFS155-Vf1.5
FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135
FNS-MFS135-Vf0.5
FNS-MFS100-Vf0.5
FNS(D)-MFS150
FNS(D)-MFS135

水粉体
容積比
w/p
[%]

G
SP1

ポリカルボン酸系化合物

SP2

ポリアルキレングリコール誘導体

DF1

エステル系

DF2

細骨材

短繊維
混入率
Vf
[%]
2.0

CS

1.0
1.0
2.0
1.5

42.5
FNS

1.0
0.5

FNS
（気乾）

1.0

S

Fb

ポリカルボン酸エーテル系化合物

表-2

B
(P)

SP
DF

コンクリートの配合条件

単位水量
W[kg/m3]
175
175
155
155
175
155
155
175
155
135
135
100
150
135

２．試験方法の概要

モルタル
単位
細骨材
粗骨材
容積比 絶対容積
s/mor
Vg
[%]
[L/m3]
21.7
22.8
31.6
31.6
21.7
30.7
31.1
200
22.8
31.6
40.4
40.8
53.1
33.8
40.8

空気量
[%]

M

FA

SF

水結合材
比
W/B
[%]

86

-

14

13.8

55

30

15

55

30

15

15.0
15.1
15.1
15.0
15.1
15.0
15.1
15.1
15.1
15.1
15.1

粉体の構成比率（容積比）

3.0

リートで使用されている高性能減水剤と消泡剤を用いた。
記号における枝番の違いはメーカの違いであり，SP2 お（１）使用材料およびコンクリートの条件
使用材料を表-1 に示す。結合材は中庸熱ポルトランド

よび DF2 は一部のシリーズでのみ使用した。
コンクリートの配合条件を表-2 に示す。水粉体容積比，セメント（記号 M），フライアッシュ（JIS I 種相当品，単位粗骨材絶対容積および空気量は一定とし，短繊維混

記号 FA）およびシリカフューム（記号 SF）である。FNS

入率および単位水量を変化させ，それらの影響を確認しは吸水率が比較的大きいものであり，一般の骨材と同様た。細骨材は表乾状態の FNS を基本とし，結合材は M,

な表乾状態，あるいは気乾状態で使用する。実験で用い

FA および SF を容積比 55:30:15 で用いた。一部の条件でた気乾状態の FNS の含水率は 0.1%以下であり，配合計

は気乾状態の FNS を用いてその影響を確認した。細骨材

算では絶乾密度を用いた。気乾状態での使用について検CS を用いたシリーズは比較として設定したものであり，討したのは，FNS を絶乾状態とみなせる状態で使用して一般的な超高強度コンクリートを想定して結合材に Mも性能上大きな問題が生じないのであれば，吸水率の高と SF（質量比 9:1）を用いた。配合 CS-MFS155 は FNS

い FNS の含水状態がばらつくことによるコンクリートを用いた条件と同様の結合材としたものであり，細骨材の品質変動のリスクを比較的容易に低減できると期待しの影響を確認する目的で設定した。

たためである。硬質砂岩砕砂は二次製品工場で使用されコンクリーㇳの練混ぜには公称容量 60 リットルの強ている一般的なものであり，比較として使用した。粗骨制二軸ミキサを用いて，空練り→モルタル練り→コンク

材は，比較用に用いた砕砂と同様に二次製品工場で使用

リート練り→繊維コン練りの順で材料を投入した。

されている一般的なものである。最大寸法は 13 mm とした。鋼繊維には UFC で用いられる細径の鋼繊維を使用した。化学混和剤には水結合材比の小さい超高強度コンク50（２）測定項目
フレッシュ性状の確認として，練り上がり後直ちにス

FNS とフライアッシュを用いた超低収縮超高強度繊維補強コンクリート

900

確認として，自己収縮ひずみ，圧縮強度，静弾性係数，

800

ひび割れ発生強度および引張軟化特性の測定を行った。
各供試体の採取は，フレッシュ性状の確認に続いて行った。供試体の寸法は，自己収縮ひずみおよび引張軟化特性の測定では 100×100×400 mm であり，圧縮強度，静弾性係数およびひび割れ発生強度の各試験では ϕ100×200
mm である。供試体の養生は 20℃封緘養生とした。圧縮強度および静弾性係数試験は材齢 28 日を基本とし，91

スランプフロー [mm]ランプフローおよび空気量の測定を行った。硬化特性の

CS-MS
CS-MFS
FNS-MFS

クリートの自己収縮試験方法」9)を参考に，100×100×400

2.5
2.5

700

2.5

2.5

600

短繊維混入率 [%]
▲：0.5
●：1.0
◆：1.5
■：2.0

500
400
300

2.7

2.5
2.8

200
95

115

2.5

2.5

2.5

3.0
3.5

数字はSP使用量 [B×%]（斜体はSP2を使用）
白抜きは気乾細骨材

135

155

3.0

175

195

単位水量，W [kg/m3]

日までの範囲で材齢との関係を調べた。その他の強度試
験は材齢 28 日で行った。自己収縮ひずみは「高流動コン

2.5

図-1

単位水量および短繊維混入率とスランプフ
ローの関係

mm 角柱供試体の中央に埋め込み型ひずみ計を設置し，上につながったものと考えられる。

20℃封緘状態における打込み直後からのひずみを測定しさらに，FNS-MFS シリーズでは短繊維混入率を増加さた。ひび割れ発生強度は UFC 指針 4)を参考に，割裂引張せた場合の流動性の低下の度合いも，CS-MS シリーズに強度試験において供試体端面のひずみを測定し，ひずみ比べて小さく，より短繊維混入率を高められる可能性が変化が不連続になった応力をひび割れ発生強度とした。

高いことがわかる。逆に，短繊維混入率を減じた場合に引張軟化特性は，JCI-S-002-2003 および JCI-S-001-2003 付

は，図に示したように単位水量を 100 kg/m3 まで減じて属書に準じて，切欠きのあるはりの曲げ試験結果を逆解も一定の流動性を保持できている。単位水量を低減する

析することによって求めた。

ことで，後述するように自己収縮ひずみの低減や弾性係数の増大が可能になるため要求性能に応じた選択が可能

３．結果および考察になるほか，同一の水結合材比では単位結合材量の低減につながるため，水和熱の低減も期待できる。

（１）フレッシュ性状

FNS を気乾状態で用いたことの影響については，図-1

図-1 に単位水量とスランプフローの関係を示す。一般に白抜きで示したように，単位水量 150 kg/m3 では表乾的な超高強度コンクリートの材料・配合をマトリクスと状態で用いた場合と概ね同様の性状が得られたが，単位した CS-MS シリーズでは，単位水量が 175 kg/m3 では，

水量を 135 kg/m3 に減じると SP 使用量を増加させてもス

SP 量が比較的多い B×3.0%の条件でもスランプフロー

ランプフローの低下が大きくなった。単位水量の範囲には 570 mm であった。単位水量を 155 kg/m3 に減じると，よって，スランプフローに与える FNS の水分状態の影響

SP を 3.5%まで増加させてもスランプフローは大きく低が変化することが示唆される。少なくとも，単位水量を下し，それ以上単位水量を減じることは難しいと考えら

150 kg/m3 程度とすれば，スランプフローに与える FNS のれた。これに対して結合材にフライアッシュを用いた含水状態の影響は小さいようである。

CS-MFS155 では SP 量を減じても流動性が大きく改善した。これは，フライアッシュによるベアリング効果なら（２）自己収縮ひずみ

びにセメント量の低減によってペーストの流動性が向上

図-2 に自己収縮ひずみの測定結果を示す。図-2(a)にしたことによるものと考えられる。一方，FNS-MFS シリ

示したように，超高強度コンクリートとしては一般的なーズではさらに流動性が改善し，CS-MS と比べて SP を

材料構成を想定した CS-MS シリーズでは，材齢 28 日の

大きく減じた条件であっても高い流動性が得られた。単時点で 800×10-6 程度の自己収縮ひずみを生じており，単位水量の低減に伴うスランプフローの減少の程度も小さ

位水量の影響はほとんど見られない。これに対して FNS-く，単位水量を 135 kg/m3 まで減じても CS-MS175 より

MFS シリーズでは自己収縮ひずみを大きく低減できて高い流動性が得られた。一般にフェロニッケルスラグ骨

おり，また単位水量を減じるほど自己収縮ひずみも小さ材を用いるとブリーディング量が増加することや同一のくなっていることがわかる。CS-MFS155 も CS-MS に比スランプを得るための単位水量が少なくなることが知らべて自己収縮ひずみが小さくなっているので FA の使用10)。骨材が拘束する水が一般の骨材に比べて少により自己収縮ひずみを低減できることがわかるが，ないことが推察されるが，本稿のような極めて水結合材

CS-MFS155 と FNS-MFS155 の比較からは，FNS を用い比の小さいコンクリートでは，このことが，流動性の向ることで FA を上回る自己収縮ひずみの低減効果が得ら

れている

51

第 20 号

三井住友建設技術研究開発報告

注水からの経過時間 [日]

注水からの経過時間 [日]
28

56

0

84

0

-400
-600

-200
-400
-600

-800

-800

-1000

-1000

(b)

細骨材および結合材の影響

-600

(c)

短繊維混入率の影響

200.0

150

0

14

28

42

56

70

84

150.0

100

0
98

0

14

28

42

56

70

84

0.0
98
0

14

材齢 [日]

材齢 [日](a)

FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135
FNS(D)-MFS150
FNS(D)-MFS135

CS-MS175 100.0
FNS-MFS155-Vf2.0
FNS-MFS175
50.0
FNS-MFS135
FNS-MFS100-Vf0.5

CS-MS175-Vf2.0
FNS-MFS175-Vf2.0
FNS-MFS155-Vf1.5
FNS-MFS155
FNS-MFS135-Vf0.5

500

FNS の含水状態の影響

圧縮強度 [MPa]200圧縮強度 [MPa]

200

50

FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135
FNS(D)-MFS150
FNS(D)-MFS135

自己収縮ひずみ

250.0

100

84

-400

250

CS-MS175
CS-MS155
CS-MFS155
FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135

56

-200

250

150

28

FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135 -800
FNS-MFS175-Vf2.0
FNS-MFS135-Vf0.5-1000
FNS-MFS155-Vf1.5

図-2

圧縮強度 [MPa]0CS-MS155
FNS-MFS175
0FNS-MFS135

-200

(a)

注水からの経過時間 [日]84200

長さ変化率 [×10-6]

長さ変化率 [×10-6]

CS-MS175
CS-MFS155
FNS-MFS155

56

200

200
0

28

長さ変化率 [×10-6]0(b)

細骨材および結合材の影響
図-3

28

42

56

70

84

98

材齢 [日]

短繊維混入率の影響(c)

FNS の含水状態の影響

材齢と圧縮強度の関係れており，併用することで自己収縮ひずみを著しく低減の程度にもよるが，内部養生効果が発揮されることが期できている。FNS-MFS135 の自己収縮ひずみは材齢 28 日待できる。その一方で，FNS の吸水により少なくとも FNS

時点で 200×10-6 程度であり，これは，PC 上部工で多用さ周辺のペーストの水結合材比は小さくなり，ペーストのれる水セメント比 40%程度のコンクリートと同程度の値

自己収縮は大きくなる可能性がある。これらのバランス

11)である。

で全体の自己収縮ひずみが生じることとなるが，本実験

図-2(b)に示したように短繊維混入率が自己収縮ひずの条件では，収縮を抑制する傾向がみてとれた。

みに与える影響は極めて小さく，FNS-MFS シリーズでは
単位水量（あるいはモルタル細骨材容積比）が支配的で（３）強度特性あることがわかる。

ａ）圧縮強度

図-2(c)は FNS の含水状態の影響を示したものである。

図-3 に材齢と圧縮強度の関係を示す。結合材に FA をFNS(D)-MFS150 は FNS-MSF155，FNS(D)-MFS135 は FNS-

用いた MFS シリーズでは MS シリーズと比べて材齢 3

MFS135 と比べて，それぞれ若干ではあるが自己収縮ひ日の圧縮強度が小さいが，材齢 7～14 日以降は同程度以

ずみは小さい値で推移している。FNS(D)-MFS150 と FNS-

上となることがわかる。また，FNS を用いた場合には単

MFS155 の自己収縮ひずみの差異のほうがやや大きく，

位水量を減じる，すなわち，モルタル細骨材容積比を大

これは単位水量を 5 kg/m3 小さくしたことの影響と推察きくすると圧縮強度も増加する傾向がみられ，既報 5)とされる。FNS による収縮低減効果は，主に，FNS の高い

同様の傾向が得られた。図-3(b)に示したように，短繊維剛性がペーストの収縮を拘束することと，比較的高い吸

混入率の影響は必ずしも明確ではなかった。高強度コン

水率で保持した水分による内部養生効果によってもたらクリートの圧縮強度に与える鋼繊維の影響は小さいこと

5)。しかし本実験で検討しが報告 12)されており，本実験でも同様であったと考えらている気乾状態の FNS は練混ぜ時の接水以前にはほとれる。図-3(c)に示したように，FNS の含水率の影響につんど水分を保持していない。そのため，仮に自己収縮のいては，気乾状態の FNS を用いた場合には圧縮強度が増発生以前に気乾状態の FNS が吸水しているとすると，そ加する傾向が見られた。これは，接水後に細骨材が吸水されていると考えられている

52

70

70

60

60

60

50
40
30
20
10

50
40
30

CS-MS175

CS-MS155

CS-MFS155

FNS-MFS175

FNS-MFS155

FNS-MFS135

CS-MS175-Vf2.0
FNS-MFS175-Vf2.0
FNS-MFS155-Vf1.5
FNS-MFS155
FNS-MFS135-Vf0.5

20
10

0

50
40
30

50

100

150

200

250

0

50

圧縮強度 [MPa]

(a)

0

150

200

(b)

細骨材および結合材の影響

4
2
0
175 175 155 155 175 155 155 175 155 135 135 100 150 135
MS

MFS

CS

図-5

1.5

1.0

0.5

1.0

MFS

MFS

FNS

FNS(D)

ひび割れ発生強度

ひび割れ発生強度 [MPa]

6

2.0

150

(c)

200

250

FNS の含水状態の影響

CS-MS175-Vf2.0
CS-MS175
CS-MS155
CS-MFS155
FNS-MFS175-Vf2.0
FNS-MFS155-Vf2.0
FNS-MFS155-Vf1.5
FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135
FNS-MFS135-Vf0.5
FNS-MFS100-Vf0.5
FNS(D)-MFS150
FNS(D)-MFS135

12

8

1.0

100

圧縮強度と静弾性係数の関係

10

1.0

50

圧縮強度 [MPa]

短繊維混入率の影響

20℃封緘材齢28日

2.0

0

250

圧縮強度 [MPa]

図-4

12

100

FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135
FNS(D)-MFS150
FNS(D)-MFS135

CS-MS175
FNS-MFS155-Vf2.0
20
FNS-MFS175
FNS-MFS135
10
FNS-MFS100-Vf0.5

00

ひび割れ発生強度 [MPa]静弾性係数 [GPa]70静弾性係数 [GPa]静弾性係数 [GPa]FNS とフライアッシュを用いた超低収縮超高強度繊維補強コンクリート

10
8
6
4

20℃封緘材齢28日

2
野口ら13)の式（圧縮強度と割裂引張強度の関係）

0
0

50

100

150

200

250

圧縮強度 [MPa]図-6

圧縮強度とひび割れ発生強度の関係

することにより周辺のペーストの水結合材比が低下しペ縮強度とひび割れ発生強度の関係に与える影響は明確でースト自体の強度が増加したことや細骨材とペーストのはなかった。

界面の付着強度が増加したこと等が推察される。
ｂ）静弾性係数

FNS-MFS175（Vf=1.0%）のひび割れ発生強度が他と比べて小さくなっているが，FNS-MFS175-Vf2.0 では同様の

図-4 に圧縮強度と静弾性係数の関係を示す。細骨材に傾向とはなっていないことから，配合や材料の影響（FNSCS を用いた場合には圧縮強度と静弾性係数の関係に与を用いて単位水量が大きい）によって生じたものではな

える単位水量（モルタル細骨材容積比）の影響は小さい

く，実験作業上の何らかの要因で生じた可能性がある。

が，FNS を用いた場合には単位水量を減じる，すなわち

ｄ）引張軟化特性

モルタル細骨材容積比を大きくすると圧縮強度に対する

図-7 に引張軟化特性の算出結果を示す。FNS-MFS175

静弾性係数が明確に大きくなった。図-4(c)からわかるよを除いて引張軟化特性に与える単位水量の影響は小さい。

うに，FNS の含水状態が圧縮強度と静弾性係数の関係に

図-7(a)からは FNS-MFS155 および 135，ならびに CS-与える影響は小さかった。

MFS155 の引張軟化特性はほぼ同程度であり骨材の影響

ｃ）ひび割れ発生強度は小さいと考えられる一方で，FA を使用していない CS-

図-5 にひび割れ発生強度，図-6 に圧縮強度とひび割

MS シリーズのほうが高い引張応力が得られていること

れ発生強度の関係を示す。図-6 には，参考として野口らがわかる。結合材の違いによるペーストの収縮特性の違13)による圧縮強度と割裂引張強度の関係式により求まる

いが短繊維の付着に影響を与えている可能性が考えられ曲線も併記した。図-5 からは，それぞれの条件においてるが，詳細についてはさらなるデータの蓄積と検討が必

単位水量の減少（モルタル細骨材容積比の増加）に伴っ要である。図-7(b)からは，短繊維混入率が増加するにつてひび割れ発生強度は増加する傾向があるように見られれて，引張軟化特性における引張強度も上昇しているこるが，図-6 によると，FNS-MFS175 を除いて，概ね，報とがわかる。Vf=2.0%の条件では，図-7(a)と異なり，CS-

告されている圧縮強度と割裂引張強度の関係の範囲にあMS と FNS-MFS で引張軟化特性が同程度となっている。

ると考えらえる。細骨材や単位水量，短繊維混入率が圧CS-MS175-Vf2.0 は図-1 に示したように流動性が極めて

53

CS-MS175
CS-MS155
CS-MFS155
FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135

引張応力 [MPa]

12
10
8
6
4

6

CS-MS175-Vf2.0
CS-MS175
14
FNS-MFS175-Vf2.0
FNS-MFS155-Vf2.0 12
FNS-MFS155-Vf1.5
FNS-MFS175
10
FNS-MFS155
FNS-MFS135
8
FNS-MFS135-Vf0.5
FNS-MFS100-Vf0.5 6

4

4

14
12
10

引張応力 [MPa]14

第 20 号

引張応力 [MPa]三井住友建設技術研究開発報告

8

2

2

0

2

0
0

1

2

3

4

0
0

1

仮想ひび割れ幅 [mm](a)

細骨材および結合材の影響

FNS-MFS175
FNS-MFS155
FNS-MFS135
FNS(D)-MFS150
FNS(D)-MFS135

2

3

4

0

1

仮想ひび割れ幅 [mm](b)

短繊維混入率の影響

図-7

引張軟化特性

34(c)

FNS の含水状態の影響

ト工学年次論文集，Vol. 37，No. 1，pp. 1117-1122，

小さく，短繊維の分散性が低下した可能性も考えられる。
図-7(c)に示した FNS の含水状態に着目すると，気乾状態の FNS を用いたシリーズでは表乾状態の FNS を用

2
仮想ひび割れ幅 [mm]2015. 7
6)

竹山忠臣，中村誠孝，松田拓，西村一博：超低収縮

いたシリーズに比べて高い引張応力を示した。FNS の吸FRCC を用いたプレキャスト床版継手構造の疲労耐水により周囲のペーストの水結合材比の変化や細骨材と久性，第 30 回プレストレストコンクリートの発展

ペーストの界面の付着強度の変化が生じ，結合応力が向に関するシンポジウム論文集，pp. 481-484，2021. 10上した可能性が考えられる。

7)

佐々木亘，恩田陽介，松田拓：単位水量と自己収縮を大幅に低減した高強度繊維補強コンクリート，第４．まとめ

29 回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論文集，pp. 425-428，2020. 10

FNS とフライアッシュを用いた超低収縮超高強度繊維8)

恩田陽介，佐々木亘，䑓哲義，松田拓：乾燥した FNS

補強コンクリートの各種特性を確認した結果，一般的なを用いた超低収縮高強度繊維補強コンクリートに関材料を用いた場合と比べて流動性は大きく向上し，単位する検討，第 30 回プレストレストコンクリートの水量と自己収縮を大幅に低減しながら，高い力学特性を発展に関するシンポジウム論文集，pp. 351-356，2021.
10実現できるコンクリートであることがわかった。また，
FNS を含水率 0.1%以下の気乾状態で使用しても，適切に単位水量を設定することで各種の特性が低下することはないこともわかった。

9)

日本コンクリート工学協会：超流動コンクリート研
究委員会報告書（II），pp. 209-210，1994. 510) 土木学会：フェロニッケルスラグ骨材を用いたコンクリートの設計施工指針，2016. 7

参考文献
1)
2)

3)

4)

プレストレストコンクリート工学会：更新用プレキ

方の骨材を用いたコンクリートの品質評価，第 20 回

ャスト PC 床版技術指針，2016. 3

プレストレストコンクリートの発展に関するシンポ

たとえば，阿部浩幸，原健梧，澤田浩昭，中村雅之：ジウム論文集，pp. 461-464，2011. 10

プレキャスト PC 床版の新しい RC 接合構造に関す

12) たとえば，佐々木亘，芦塚憲一郎，出口宗浩，谷口る研究，コンクリート工学年次論文集，Vol. 29，No.

秀明：高強度コンクリートの力学特性に与える鋼繊

3，pp. 493-498，2007. 7

維の影響，コンクリート工学年次論文集，Vol. 35，

竹山忠臣，篠崎裕生，横井晶有，内田裕市：各種 FRCC

No. 1，pp. 277-282，2013. 7を用いた鉄筋の重ね継手に関する検討，コンクリー

13) 野口貴文，友澤史紀：高強度コンクリートの圧縮強ト工学年次論文集，Vol. 43，No. 2，pp. 769-774，2021.

度と各種力学特性との関係，日本建築学会構造系論

7

文集，第 472 号，pp.11-16，1995. 6

土木学会：超高強度繊維補強コンクリートの設計・施工指針（案），2004. 95)11) 谷口秀明，佐々木亘，樋口正典，村田宣幸：東北地

松田拓，蓮尾孝一，野口貴文：細骨材の違いが超高強度コンクリートの性状に及ぼす影響，コンクリー

54

損傷を生じた RC 造建物の振動特性の推移

損傷を生じた RC 造建物の振動特性の推移
A Study on Vibration Characteristics Changes of Damaged RC Buildings
R&D センター川島学

MANABU KAWASHIMA

R&D センター

神山

圭佑

KEISUKE KAMIYAMA

大型振動台実験のデータを用い，加振中に損傷を生じた RC 造建物の固有振動数の推移について，等価な一自由度系の荷重変形関係とみなされる性能曲線を用いて考察した。時々刻々の固有振動数の推定値は，応答振幅の増大とともに低下し，損傷を生じた場合には応答が収束しても元の値には戻らない傾向を示した。性能曲線の各点と原点とを結ぶ勾配として求めた等価な振動数は，固有振動数と良く対応することが分かった。また，
振幅の小さな領域の固有振動数の変化傾向を説明する非線形モデルを提案した。
キーワード：大型振動台実験，固有振動数，性能曲線

Using data obtained with the large-scale shaking table experiments, changes of the natural frequencies
of RC buildings damaged during the shaking test were discussed by denoting the "performance curve"
which is a load-deformation relationship for an equivalent one-degree-of-freedom system. When damage
occurred during the shaking, the estimated natural frequencies decreased and did not return to its initialvalue at the end of the tests. The identified natural frequencies were also found to correspond well to theequivalent frequencies obtained as the gradient connecting each point of the performance curve and theorigin. In addition, a nonlinear model was proposed to explain the tendency of the natural frequencies tochanges at the range of small amplitudes.
Key Words: Large-scale shaking table test, Natural frequency, Performance curve

１．はじめに東地域と関西地域に建つ複数の超高層建物の観測記録を系統的に分析し，複数の建物で地震の最中に振動数が低建築物や橋梁等を対象とした大地震後の即時被災度

下し，地震の終了後にも元に戻らない傾向を報告した。

判定の自動化は，早期の社会機能復旧という重要課題を川島ら 6)は，中層 SRC 造建物を対象に，強震動を受けて解決する鍵となると期待されている。これまで様々な解いる最中の層剛性の時々刻々の変化を評価し，応答振幅

決方法が提案・実施されている 1)

ものの，決定的な解決の大きさとの間の関係を議論した。成島ら 7)は，地震収策は今のところなく，対象に応じて適切な方法が適用さ束後の固有振動数が，3 年後の常時微動計測で得た値とれているのが現状といえる。

同等であることを示した。

これまでに当社は，多様な構造物を対象にすること

このように，地震を受けて固有振動数が変化するとを念頭に，先験的な数理モデルを必要としない，無線ネいう報告は多数あるが，層の降伏点を超えたと推定されットワークを基盤として実現される異常検知手法を開発

る建物を対象とした検討は限られる。実際に損傷が生じ

し 2)，さらに大規模震動台実験のデータに適用してそのる建築物での検討を実施する上で，この種のデータは非有効性を確認している 3)。その手法は，構造物の特性を常に貴重である。東城ら 8)は，大型振動台で実施された表す指標として建物の全体的な剛性と関連付けられる固RC 構造物での実験データを分析し，固有振動数および有振動数に着目するものである。

減衰定数と応答量との関係を報告している。

ところで，RC 系の建築物において，地震前後で固有振動数が低下する現象は知られていた

例えば 4)

が，わが国本報では，大型振動台実験のデータを用い，地震時
および地震前後の振動数の推移を検討した 2 事例を紹介

で数多くの観測事例が報告され研究が進展したのは，する。1 事例目は，令和元年度「首都圏を中心としたレ2011 年東北地方太平洋沖地震後である。永野ら 5)は，関ジリエンス総合力向上プロジェクトサブプロ(c)非構造

55

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

部材を含む構造物の崩壊余裕度に関するデータ収集・整備」の一部として行われた加震実験において，付加計測チームとして当社が設置した計器にて取得した加振時データを分析した事例 3)である。2 事例目は，他の実験データ 9)を対象として，部材の降伏が生じたと考えられる
加振ケース前後の小振幅加振時の振動数の推移を検討した事例である。

２．事例 1: 3 層 RC 造建築物の実験（１）計測システムと加振実験の概要
本節では，当社が付加計測チームとして計測を実施

図-1 3 層 RC 造試験体の遠景とセンサノードの配置

した振動台実験の結果を示す。図-1 に，試験体の遠景
写真ならびに分析対象とするセンサノードの配置を示す。
センサノードの機能は，加速度計，無線通信モジュール，
演算部（Raspberry Pi），記録部により構成される。加速度計により収集されたデータは記録部に書き込まれるとともに演算部へ渡され，演算部で一次処理をした結果が無線通信モジュールを通じてゲートウェイへ転送される。
以上の動作は，本システムを立ち上げた後常時微動デー
タに対して定期的に実行され，ゲートウェイではその統計情報を随時取得，蓄積する。そして，地震等のイベン
トの発生を検知すると，本システムは一次処理結果を高頻度で収集する動作に移行する。イベント後一定期間のデータが蓄積された後，ゲートウェイでは，イベント検知後のデータと蓄積された統計情報とを照らし合わせて，データに予め定めた閾値を超える差異が生じた場合に，異常と判定する。なお，本システムは，ゲートウェイとセンサノード相互間で，電源および通信のケーブルを一切要しない構成とした。

図-2 20%加振後の画面スナップショット

加震実験の入力には，告示波（神戸位相）の振幅調整を行った模擬地震波が用いられた。20%（稀），100%

階目でデータの変化を検知することができた。なお，こ（極稀）の入力の後，150%（極稀×1.5）の加震を 2 度

こでは卓越振動数に着目した事例を示したが，他の任意行い，最後に 160%を入力し，計 5 回の実験が行われた。

の特性値を対象とすることが可能である。

加震方向は，図-1 中に示す Y 方向の 1 方向である。

本手法では，統計的枠組みを用いるために，イベン
ト後に複数の記録の分析結果が必要となる。本実験時に（２）リアルタイム異常検知
加振実験時に，現地に設置したゲートウェイにおいおいては，加震終了後，約十分が経過した時点で判定結果を得た。

て，リアルタイムでの異常検知を試みた。図-2 に，最も振幅の小さな 20%加震後の，現地ゲートウェイ画面に（３）加振実験中の振動特性の分析表示された異常検知結果のスナップショットを示す。加加震実験終了後にデータを回収し，オフラインにて

震方向である Y 方向の卓越振動数がイベントの前後でわ加震実験中のデータの分析を行った。ここでは，応答中ずかに低下したことを自動検知した。本事例では，こののモーダルパラメタを，波形を 4 秒ごとの区間に区切り，振動数の変化を異常と判定（図中右下の step1: Anomaly）

肥田ら 10)の知見を参考に PO-MOESP 法によって同定すしたことになる。本システムでは閾値を変えた 3 段階のることとした。本項の分析には，図-1 において黄色〇

判定 1)を行い，誤検知を避ける配慮をしているが，1 段印で示したセンサノードの記録を用いた。

56

損傷を生じた RC 造建物の振動特性の推移

𝑓 𝑒𝑞 =

12𝜋

𝐴∆

図-3 加振実験時の振動特性の評価値
同定された試験体の固有振動数および減衰定数を図-

かう部分では，固有振動数が僅かに増加に転じて加振が3(a)に示す。最下段は，楠ら 11)の方法に準じて式(1)に終了するが，次の加振初期の固有振動数は前加振時の収より算出した代表変位∆であり，同定区間の最大値を抽束値と等しいことが分かる。

出したものである。
∆

同図には，式(1)の代表変位∆と
∑ 𝑚𝑢
∑ 𝑚

(1)

∑ 𝑚𝑎
∑ 𝑚

𝐴

𝑎0

(2)

ここに，𝑚 は第 𝑖 層の質量，𝑢 は加速度データを周波数より計算した代表加速度𝐴との関係を，等価な一自由度領域で積分し求めた第 𝑖 層の相対変位である。

系の荷重変形関係とみなし，そこから骨格曲線を抽出し固有振動数は，20%加振でごく僅かに低下し，100%た性能曲線 11)の各点に対し原点と結んだ勾配から

および 1 回目の 150%加震において顕著な低下が生じている。2 回目の 150%加振，160%加振での固有振動数の変化量は小さい。各々の加震終了後の振動数は，前節で

𝑓

1 𝐴
2𝜋 ∆

(3)

紹介した異常検知システムでの評価値と対応している。

として求まる𝑓 を併せて図示している。𝑎0 は入力加速

減衰定数は，150%以上の加震中の応答の大きな時間帯

度，𝑎 は振動台に対する相対加速度を表す。

に急激に増加し，応答が収まると減少する。

式(3)の𝑓 は，地震応答時の振動数の一種の近似とみ固有振動数ならびに減衰定数の同定値と代表変位∆となすことができる。この等価な振動数𝑓 は，それ以前の関係を，片対数軸で図-3(b)に示した。固有振動数のに経験した振幅を超えた応答領域での同定結果である，

値は，各加振ケース毎に，加振が開始し代表変位が増加

右下がりの曲線部分を概ね包絡することが分かる。このするにつれ徐々に振動数が低下し，前の加振時の代表変結果は，同定された固有振動数が，性能曲線を介するこ

位を超えると急に低下する傾向を示す。この傾向は，実とで，構造物が経験した応答振幅と関連付けられること

建物を対象とした文献

6)， 7) の結果と類似している。振動を示唆すると考えられる。

数に顕著な低下が見られる 100%加振，150%加振の結果

減衰定数は，20%加振から 100%加振では代表変位のを連続的に見ると，未経験の応答振幅の部分を包絡する，増大とともに漸増し，0.05 程度で一旦横ばいになる。代

一連の右下がり状の曲線が観察される。応答が収束に向表変位が鉄筋の降伏が生じたと推定される 100%加振の57

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

図-4 地震波加振時とランダム波加振時の固有振動数

図-5 固有振動数と代表変位∆の関係

最大応答値を超えた領域で，急激に増大することが分かいる。これらの記録の中から，本報告では，主筋の降伏る。図-3(b)には，RC 造建物を対象に用いられている等が生じたと推定 9)されている JMA 神戸波 55％加振（以価粘性減衰定数 12)の評価式

降では，単に地震波加振と称する）と，その前後のラン

ℎ

𝛼 1

1
√𝜇

ダム波加振のデータを用いることとした。

0.05

(4)

加速度計は各階の建物の対角線上に 2 点置かれており，本検討ではねじれの影響を排するために，それら 2 点の

1，0.25，0.2 と変えた場合の計算

平均を各層の加速度記録として用いる。各層の加速度よ値を示している。塑性率𝜇の値は，梁主筋の降伏が生じり，建物の応答を代表する値として，前述の式(1)およたと推定される 100%加振時の代表変位（0.04m）によび式(2)を用いて代表変位∆と代表加速度𝐴の値を算定しって各区間の代表変位の値を規格化した値とした。評価た。式(1)を計算する際には，1.5Hz 以上の成分を通過す

式(4)による値は，同定値の傾向を概ね表現し，応答振るフィルタを用い，加速度記録を周波数領域で数値積分幅の大きな領域においては同定値よりやや小さい傾向にすることにより変位を求めた。

において，係数𝛼を𝜋ある。
（２）地震波加振中の固有振動数の推移

３．事例 2: 6 層 RC 造建築物の実験

各階の応答加速度を 1 秒ごとに切り出したサンプルに対し，前節同様に PO-MOESP 法 10)を適用することによ（１）実験内容と対象とするデータって 1 次固有振動数を推定した。図-4 に，地震波加振時

本節では，6 層 RC 造建物を対象に実施された実験 9)およびその前後のランダム波加振時の結果を示す。図のにおいて，損傷の生じた地震波加振とその前後の小振幅

横軸は 1 秒間ごとにプロットしたものであるが，連続記加振のデータから固有振動数を推定し，応答振幅との関録ではないため目盛りを省略している。固有振動数は地係について考察した事例を報告する。

震波加振の開始時には約 4Hz であるが，地震波加振中に実験に用いられた試験体は，都市部に比較的多く存

2.5Hz 付近にまで大きく低下し，その後徐々に 3.5Hz 程

在する RC 造建物の板状共同住宅がモデルである。試験度まで回復する。その前後のランダム波加振時の固有振体は実際の大きさから約 30％に縮小しており，張間方

動数は，地震波加振の開始時および終了時の値とほぼ等

向 4.6m，桁行方向 5.4m，高さ 5.4m の 6 階建てである。

しいが一定値ではなく，加振中に若干低下した後に元の張間方向の 2 階以上には連層耐震壁が配されているが，値に戻る。図-5 に，各 1 秒間のサンプル内の代表変位の本報では耐震壁のない桁行方向の振動特性を検討する。

最大値∆と 1 次固有振動数との関係を示す。固有振動

本実験では，入力地震波として 1995 年兵庫県南部地

数は地震波加振で生じた損傷により不可逆的に変化し，

震の JMA 神戸波を振幅調整して 20%～140%と増大させ，2 群の右下がりの曲線が同図に現れている。また，図-4

最終的に崩壊に至らしめる一連の加振実験が行われていで観察された振動数の変化は，地震波加振時の振幅の大る。また，各地震波入力の間には，試験体の振動特性をきな区間のみならず，ランダム波加振時の小振幅の区間確認するために，小振幅のランダム波加振が実施されてにおいても生じていることが分かる。

58

損傷を生じた RC 造建物の振動特性の推移

図-7 システム同定による固有振動数と履歴から

図-6 代表変位∆と代表加速度𝐴の履歴と等価剛性𝐾求めた等価振動数の比較
表-1（３）荷重変形関係を用いた振動数回復傾向の考察

非線形モデルのパラメータ𝑓0 （Hz）
3.82
3.41

代表変位∆と代表加速度𝐴との関係は，等価一自由度
加振前ランダム波
加振後ランダム波系の荷重変形関係とみなすことができる。前節（３）に∆ （m）
0.00150.0017

おいてはそこから骨格曲線を取り出した性能曲線 11)を用いて，同定された固有振動数との対応関係を示した。
ここでは，本節（２）で推定した，応答が収束する過程
を含む地震波加振時の時々刻々の固有振動数について，該当する時間区間で切り出した荷重変形関係の履歴との関係を検討する。
地震波加振時の，∆と𝐴との関係を示したものが図-6である。図中の緑線は加振 14～15 秒区間を切り出してプロットしたもので，黒直線はこの 1 秒間の軌跡に対して線形回帰したものである。この直線の傾きを以後回帰
剛性𝐾 と呼ぶ。回帰剛性の平方根 𝐾 を2𝜋で除した値は，1 秒間の区間の等価な振動数とみなすことができる。
図-7 に，本節（２）においてシステム同定により推図-8 ランダム波加振時固有振動数と非線形モデル

定した固有振動数と，同じ 1 秒間の時間区間で回帰剛性より計算した等価な振動数を比較して示した。回帰剛性

2𝜋𝑓0 2 ∆∆1∆𝐴

より換算した振動数と，時々刻々の固有振動数はほぼ等
しく，その増減の傾向もよく対応する。図-4，図-5 で(5)最大応答経験後に観察される固有振動数の回復傾向は，

ここで，𝑓0 は∆

計測データから推定した荷重変形関係における除荷時剛∆ は双曲線の非線形形状を決定するパラメータである。

0の時の接線剛性に対応する固有振動数，

地震波加振前後のランダム波加振のデータを用いて，性の特性を反映したものと考えられる。

式(5)のうち未知パラメータである𝑓0 および∆ を，グリッ（４）微小振幅領域における振動数の変化
図-4，図-5 では，ランダム波入力時の微小振幅領域

ドサーチにより最適化した結果を表-1 に示す。ただし，
本節（２）と同様に 1 秒区間を切り出し，∆には各区間においても固有振動数の変化が見られる。加振終了後にの最大値∆を，𝐴には同定された固有振動数𝑓 とは元の値に復帰することから，新たな損傷の生じない場∆

2𝜋𝑓合に生じる変化であると言える。この領域での非線形性から𝐴
図-8 に，∆

2∆として計算した値を用いた。

と同定結果から計算した𝐴 との関係をを表現するために，微小変形領域における荷重変形関係示す。同図には最適化したパラメータを入力した式(5)を式(5)の双曲線式でモデル化する。

の双曲線モデルを破線で図示し，比較して示した。図中の青色のプロットは地震波加振前の，水色のプロットは59

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

地震波加振後の，ランダム波加振の結果であることを示用した。本報告の一部は，東京大学生産技術研究所，水している。地震波加振の前後いずれについても，式(5)谷准教授との共同研究の成果である。ここに記して謝意のモデルはランダム波加振時の固有振動数より換算したを表します。

代表加速度𝐴 と良好に一致する。微小振幅領域における振動数の変化傾向は，本モデルを用いて説明が可能で参考文献あると考えられる。

1） 藤野 陽三監修：構造物のモニタリング技術，コロナ社，2020.

４．結論2） Hoang Trong Khuyen, Hiroyuki Uchibori and Naoki
Nagamoto：Automated Real-time Seismic Monitoring

本報では，RC 造建物を対象とした 2 種類の大型振動
台実験のデータを用い，地震加振中の時々刻々の振動特性の変化に関する検討を行った結果を紹介した。

System for Bridge and Building Structures, 三井住友
建設技術研究開発報告 第 18 号，2020.
3） 川島 学，水谷 司，内堀 裕之，ホアン チョン クエ

同定された固有振動数と応答振幅の間には，川島ら 6)ン，楠 浩一：無線ネットワークを用いた異常検知や成島ら 7)によって個別の建物に対して示された関連性

システムの性能確認とオフライン解析結果に基づが，本報で示した 2 事例において部材の降伏を超える領く一考察，日本建築学会大会学術講演梗概集，域においても同様に観察された。すなわち，構造物に生pp.1019-1020, 2020.

じた損傷により固有振動数は不可逆的に低下し，振動が4） M.D.Trifunac, S.S.Ivanovic, M.I.Todorovska: Apparent

納まるにつれて振幅の小さな領域へ漸増しながら回復す

periods of a building. II: Time frequency analysis,

る。そして，経験した最大の応答振幅を超える入力を受Journal of Structural Engineering, ASCE, 2021.

けた時に新たな振動数の低下が生じる。

5） 永野 正行ほか：2011 年東北地方太平洋沖地震時の代表変位と代表加速度との関係を等価な荷重変形関

強震記録に基づく関東・関西地域に建つ超高層集係とみなし，骨格曲線を抽出した性能曲線と原点とを結合住宅の動特性，日本地震工学会論文集，Vol.12,んだ勾配や，履歴曲線の回帰剛性から，等価な振動数がNo.4, pp.65-79, 2012.

求められる。この等価な振動数と同定した固有振動数と6） 川島 学ほか：2011 年東北地方太平洋沖地震の前後の関係を調べると，地震波加振時と微小振幅加振時のいにおける建物剛性の低下現象と損傷評価，日本地ずれにおいても，両者は良く対応した。また，応答の小

震工学会大会－2011 梗概集， pp.138-139, 2011.

さな領域での固有振動数の非線形性を表現するモデルと

7） 成島 慶ほか：強震記録と微動に基づく超高層集合

して，式(5)の双曲線モデルを提案し，実験データとよ

住宅の動特性と中間階記録を利用した層剛性変化

く対応することを示した。

の分析，日本建築学会技術報告集，第 23 巻，第 54

入力の増大する複数の加振実験から得られた応答振幅と固有振動数との関係を同時に描くと，未経験の応答
振幅の領域の結果を連ねて，右下がり状の曲線が表れる。
性能曲線より求めた等価な振動数は，この曲線を概ね包号，pp.415-420, 2017.
8） 東城 峻樹ほか：大型震動台実験に基づく RC 造建物の振動特性の分析，日本建築学会構造系論文集，
第 82 巻，第 741 号，pp.1695-1705, 2017.

絡することが分かった。この結果は，同定された固有振9） 杉元 訓祥ほか：縮小６層 RC 造耐震壁付きフレー

動数は，性能曲線を介することで，構造物が経験した応

ム建物試験体の振動台実験における崩壊挙動，日答振幅と関連付けられることを示唆すると考えられる。

本建築学会構造系論文集，第 82 巻，第 741 号，pp.1759-1768, 2017.

謝辞：本研究では，令和元年度「首都圏を中心としたレ

10） 肥田ほか：部分空間法に基づくシステム同定によジリエンス総合力向上プロジェクト サブプロ(c)非構造

る建物の固有振動数と減衰定数の推定精度，日本部材を含む構造物の崩壊余裕度に関するデータ収集・整建築学会構造 系論文集， 第 79 巻， 第 711 号，備」の一部として行われた加震実験において，付加計測

pp.923-932, 2014.

チーム（三井住友建設）の設置した計器から得られたデ

11） 楠 浩一ほか：加速度計を用いた実構造物の性能曲ータを用いた。また，国立研究開発法人防災科学技術研

線算出法に関する研究，日本建築学会構造系論文

究 所 「E-Defense 実 験 デ ー タ ア ー カ イ ブ （ASEBI）」

集，第 79 巻，第 699 号，pp.613-620, 2014.

https://doi.org/10.17598/nied.0020 より，実験名「縮小 6層 RC 造耐震壁フレーム建物の振動実験」のデータを使6012） 柴田 明徳：最新耐震構造解析（第三版），森北出
版，2014.

弾性波を用いた埋設物探査手法に関する基礎的検討

弾性波を用いた埋設物探査手法に関する基礎的検討
Fundamental Study on Detecting Buried Object using Seismic Reflection Method
R&D センター

程塚

保行

YASUYUKI

R&D センター

松田

拓

TAKU

MATSUDA豪治

GOJI

TOMURA

知的財産部

戸村

土木技術部

長谷川

土木技術部

矢野

大阪支店

井上

HODOTSUKA

HIROAKI

HASEGAWA

安則

YASUNORIYANO

淳一

JUNICHI弘明

INOUE

試掘確認が困難な深度 1～10m の埋設物は，ボーリング掘削による探針などが行われ，調査に多大な労力を要している。そのために，この深度の効率的な探査手法の開発が求められており，探査手法の確立のために，
深度 2.5ｍの矩形函渠を対象に反射法弾性波探査手法を用いた基礎的実験と数値シミュレーションを実施した。実験の事前検討として矩形函渠から反射する波を高密度に受振する測定配置と反射点を抽出するデータ処
理方法を数値シミュレーションで検討し，その測定配置とデータ処理方法を実験で適用した。その結果，比較的に精度よく矩形函渠上面の位置を特定することができた。このことにより，本研究で用いた測定配置及びデータ処理方法は，埋設物の探査手法として適用可能であることを確認した。
キーワード：地下埋設物，反射法弾性波探査，矩形函渠，数値シミュレーション

Exploration of buried objects at a depth of 1 to 10 m, which is difficult to confirm by test pitting, takes
labor for exploration, such as probe by boring. Therefore, the development of an efficient exploration
method for this depth is required. In order to establish the exploration method, fundamental experiments
and numerical simulations using the seismic reflection method were carried out for the box culvert at a
depth of 2.5 m. As a preliminary study of the experiment, the measurement arrangement for receiving thereflected waves from the box culvert at high density and the data processing method for extracting thereflection points were considered by numerical simulation, and the measurement arrangement and the dataprocessing method were applied in the experiment. As a result of the experiment, it was possible to identify
the position of the upper surface of the box culvert with relatively high accuracy. From these it was
confirmed that the measurement method and data processing method used in this study can be applied asa method for exploring buried objects.
Key Words: Underground buried object, Seismic reflection method, Box culvert, Numerical simulation

１． はじめに高いが，探査深度が 1~2ｍ程度と浅く，また，深度 1ｍ
以浅であっても地下水位以深では電磁波の減衰が大きく

地下埋設物や地下構造物の施工の際には，事前に既存探査が困難な場合が多い。そこで，深度 1~10m の非掘埋設物を把握する必要がある。それらの既存埋設物は，削の探査手法として，数十ｍの深さの地層の分布を調べ一般に試掘による目視で確認される。試掘確認が困難なる目的で利用される反射法弾性波探査を用いることとし

深度 1~10m の埋設物は，ボーリング掘削による探針なた。この手法を埋設物探査に応用するためには地下の局どが行われ，調査に多大な労力を要する。よって，この所的な位置から反射する波を測定する方法やその反射位

1)。

置を特定するデータ処理方法を確立する必要がある 2）。

深度の効率的な探査手法の開発が求められている

一方，非掘削の調査手法として電磁波の反射波を用いる

本研究では，深度 1~10m の埋設物を探査する手法の

地中レーダー探査は，短時間の測定が可能であり精度も確立のための基礎的な検討として，深度 2.5ｍにある既61

三井住友建設技術研究開発報告

図-1

第 20 号

図-2

起振点-受振点配置と弾性波速度モデル

図-3

入力波形（リッカーウェーブレット）

図-4

探査波形（数値シミュレーション）

探査レイアウト

知の埋設物を対象に，数値シミュレーションによる測定
配置やデータ処理手順などの埋設物探査手法についての事前検討と，その検討結果を踏まえて実施した埋設物探査実験の結果について報告する。

２． 埋設物探査手法概要
地層と比較して埋設管のような小さな物体で散乱し反射した波を測定するためには，埋設管の大きさより小さな波長の波を起振し，埋設管から反射してきた波を高密度に測定する必要がある。松原（1994）ら 3)は，小型のバイブレータ振源を用いて深度 1.5～2.0m の埋設物から反射した波を捉えている。更に，Bachrach(2010)ら 4)は高密度に展開した受振器を用いて深度 1.5ｍに埋設された埋設管から反射した波をマイグレーションなどのイ
メージング処理を適用することにより検出している。本
研究では，Bachrach(2010)らの手法を応用し，埋設物の検出に加えて，埋設物から反射する波を反射点として抽出し埋設物の位置を特定する手法を数値シミュレーショ

2 に示す。測線長は 6ｍとし，起振点は 1ｍ間隔で 7 点，

ンで検討し，実験で適用した。実験の探査レイアウトを

受振点は 0.2m 間隔で 31 点配置した。弾性波速度モデル

図-1 に示す。

の矩形函渠は，上面が深度 2.5ｍにあり，大きさは幅2.5m×深度 2.5m とし，弾性波速度は Vp=3600m/s とし３． 数値シミュレーションによる事前検討た。その周囲は埋戻し土を想定し弾性波速度を
Vp=500m/s とした。数値シミュレーションの入力波形は，埋設物探査実験に先立って，実験を模擬した数値シミュレーションによる事前検討を行った。

中心周波数 300Hz のリッカーウェーブレットとした（図-3）。
数値シミュレーションにより計算した受振点の速度（１）数値シミュレーションデータの作成

振幅の探査波形を図-4 に示す。探査波形の反射波の双数値シミュレーションは，実験で計画した起振点-受曲線の頂点を青矢印で示す。起振点が 0～3m における振点の配置と実験地を模擬した 2 次元の弾性波速度モデ

反射波の双曲線の頂点はすべて 3.5ｍ地点で反射波の双ルを設定して，波線理論 5)により受振点の速度振幅を計

曲線形状が同様となっている。そして，起振点が矩形函算した。起振点-受振点の配置と弾性波速度モデルを図-渠から遠ざかるにつれて到来時間が遅くなっている。探62

弾性波を用いた埋設物探査手法に関する基礎的検討

図-7

図-5

重合断面（数値シミュレーション）

波線図（数値シミュレーション）

図-8

深度変換結果の反射点分布（数値シミュレーション）
デルの埋戻し土の弾性波速度（Vp=500m/s）で重合前時
間マイグレーション 6)および深度変換 6)を適用した。この重合前時間マイグレーションは，探査波形における反射波を地下の反射点位置にイメージする処理である。そして，深度変換は，弾性波速度データを用いて時系列デ
図-6

重合前時間マイグレーション後の深度変換結果（数値シミュレーション）

ータを深度データに変換する処理である。重合前時間マ
イグレーション後の深度変換結果を図-6 に示す。図中
青矢印の反射波が集中してイメージされた反射点位置は，査波形の反射波の波線経路を図-5 に示す。起振点が 0~3

矩形函渠上面に対応する。また，図中青矢印と図-5 のｍの反射波のほとんどは矩形函渠の上面の隅角部（3.5

波線図の反射点の整合性から，反射波の振幅が反射点へｍ地点）で反射している。すなわち，矩形函渠の隅角部イメージできていることが確認できる。

から反射する波は，起振点位置が変わっても反射波の双7 起振点分の深度変換結果の振幅を足し合わせた重合曲線の頂点が矩形函渠の隅角部直上となり，起振点と矩断面を図-7 に示す。重合断面から，矩形函渠の上面と形函渠の隅角部との距離に応じた到来時間となることを

3.5ｍ付近の隅角部が認められる。

示している。一方，起振点が 4~6ｍの探査波形の反射波の双曲線の頂点は，起振点の位置とほぼ同一であり，そ（３）反射点の抽出

れぞれ起振点位置の反射波が同一時間に到来している。

探査結果として矩形函渠の位置座標を得るために、反

これは，図-5 の波線図に示すように 4~6ｍ起振点の下部

射波の振幅に閾値を設定して反射点を抽出した。反射点に矩形函渠が位置しているためである。

の抽出の際には，図-6 の深度変換結果と図-7 の重合断面の反射点位置の分布や精度を比較する目的で，それぞ（２）数値シミュレーションデータの処理
探査波形の直接波をミュートで除去し，速度構造モ

れ反射点を抽出した。深度変換結果から抽出した反射点
分布を図-8 に，重合断面から抽出した反射点分布を図-

63

三井住友建設技術研究開発報告

図-9

第 20 号

重合断面の反射点分布

図-11

測線配置

表-1

実験機器

（数値シミュレーション）

図-10

データ処理フロー（数値シミュレーション）

9 に示す。両者とも反射点の分布位置はおおむね同一であるが，深度変換結果の反射点分布の方が反射点の抽出数が多く且つ矩形函渠隅角部（3.5ｍ地点）の反射点の集中が顕著である。この隅角部の反射点の集中は，矩形
函渠の隅角部位置の把握を容易にする重要な特徴である
ため，反射点の抽出には深度変換結果を用いることとした。
以上のデータ処理フローを図-10 に示す。この手順を基本とした処理フローを次章の埋設管探査実験で用いた。

４．埋設物探査実験
実験は，片側 2 車線の道路上の規制帯内で実施した

図-12

データ処理フロー（探査実験）（図-11）。実験エリアには深度 2.5ｍで 2.7m×2.8m 程度の大きさの矩形函渠が道路の車線方向に敷設されており，0.2m の固定展開とし，起振点は 1ｍ間隔で 7 点配置した。

これを探査対象とした。測線はこの矩形函渠を横断する実験エリアの隣の対向車線には車両が走行し，その上部方向に配置し，測線長は道路幅の 6ｍとした。

は鉄道が走行しており，その振動ノイズが 10Hz 付近の周波数帯域で卓越していた。そのため，バイブレータ振（１）実験データの取得

源の起振周波数は 20～400Hz とした。

探査データの測定は，高感度で高密度測定が可能なレーザードップラー振動計と高周波数帯域の起振ができる
バイブレータ振源を使用した（表-1）。受振点の間隔は64（２）実験データの処理
データ処理フローを図-12 に示す。図-10 のデータ処

弾性波を用いた埋設物探査手法に関する基礎的検討

図-13

図-14

探査波形図（探査実験）
図-15

重合断面（探査実験）

図-16

反射点分布（探査実験）

重合前時間マイグレーション後の深度変換結果（探査実験）

理フローに，相互相関とバンドパスフィルタ，反射波速度解析を加えた。相互相関は，実験に用いたバイブレー
タ振源によって起振される周波数変調の探査データを時

深度 1ｍ付近は埋土境界からの反射波，深度 2.5ｍ付近

系列の探査波形に変換するために適用した。バンドパス

は矩形函渠上面からの反射波と推定される。この矩形函フィルタは，探査波形を起振周波数帯域に制限しノイズ

渠上面から反射した波を抽出した反射点分布と重合処理除去を目的として適用した。そして，重合前時間マイグを適用した重合断面をそれぞれ作成した。

レーションを適用するために必要な実験地の地盤の弾性波速度を得るために反射波速度解析を行った。測定デー（３）探査結果

タと発振波形を用いて相互相関処理を適用した探査波形

重合断面を図-15 に示す。深度 1ｍ付近に埋土境界がを図-13 に示す。探査波形はやや不明瞭であるが，これ測線の始点から終点まで連続して認められる。そして，はバックグラウンドノイズや表面波，PS 変換波などの深度 2.5ｍ付近の振幅の大きな反射波の分布は，矩形函反射波以外の影響が含まれていることが原因と思われる。

渠の上面の既存情報の位置及び深度とも概ね整合していそのために，前章の数値シミュレーションの探査波形のる。その矩形函渠の下部の深度 4ｍ付近にもやや小さなような明瞭な双曲線形状は認められないが，直接波とそ

振幅の波の分布が認められるが，その波の分布幅が矩形のサイドローブの後に反射波と思われる波がいくつか認

函渠上面の反射波分布と同様であり，その深度（4ｍ）められる。その反射波を抽出するため，探査波形に起振が矩形函渠と埋土境界の間の深度の差（1.5ｍ）を矩形

周波数帯域のバンドパスフィルタを適用し，直接波とそ

函渠の深度（2.5ｍ）に足した深度と一致するため，このサイドローブをミュートにより除去した。その後，反れは埋土境界と矩形函渠上面の間で多重反射した波と推射波速度解析を実施して得られた弾性波速度データ定される。

（Vp＝360m/s）を用いて重合前時間マイグレーション

深度変換結果から抽出した反射点分布を図-16 に示す。

を適用し深度変換を行った。深度変換結果を図-14 に示

その反射点分布の幅は矩形函渠の上面と概ね一致していす。深度 1ｍ付近と深度 2.5ｍ付近に比較的振幅の大きる。そして，その反射点は，反射点分布と既存情報とのな反射波が認められる。これらの反射波は既存情報から

比較から 10～20cm の位置精度で検出できていることが65三井住友建設技術研究開発報告第 20 号確認できた。

参考文献
1） 社団法人全国地質調査業協会連合会：防災・維持管

５．まとめ

理分野における物理探査の適用，報告書，2007．
2） 今吉隆ほか：3D 極浅層反射法地震探査の適用性に

深度 1~10m の埋設物を探査する手法の確立のための基礎的な検討として，既知の深度 2.5ｍの矩形函渠を対関する基礎実験，物理探査学会第 145 回学術講演会
論文集，pp.109-112，2021．

象に埋設物探査実験を実施した。その実験の事前検討と

3） 松原由和ほか：ポータブルバイブレータの極浅層反して、数値シミュレーションで測定配置やデータ処理手

射法探査への適用，物理探査学会第 91 回学術講演

順などの埋設物探査手法について検討した。その結果，

会論文集，pp.62-66，1994．

探査実験で計画した測線配置や起振点間隔及び受振点間4） R.Bachrach,M.Reshef:3D ultra shallow seismic imaging

隔で矩形函渠が探査可能であること，重合前時間マイグ

of buried pipe using dense receiver array: Practical andレーション後の深度変換結果から反射点を抽出すること

theoretical considerations, GEOPHYSICS,Vol.75, No. 6,

により矩形函渠上面の位置及び形状の把握が容易になる

G45–G51, 2010.

ことが確認できた。これらの数値シミュレーションでの検討結果を基に，埋設物探査実験を実施した。その結果，
矩形函渠から反射した波が検出でき、その反射点分布から比較的精度よく矩形函渠上面の位置を特定することができた。今後の課題として既存情報がない埋設物を対象とした探査手法の検討と探査波形の S/N 比の向上が挙げ
られる。

66

5） 綾瀬一起ほか：近地地震波の伝播に関する理論，地震 第 2 輯，42 巻,3 号，pp.391-403，1989．
6） 物理探査学会：物理探査ハンドブック，pp.75-81，
1998．

MR デバイスを用いた水路トンネル調査／点検作業の効率化

MR デバイスを用いた水路トンネル調査／点検作業の効率化
Inspection Work Efficiency of Aqueduct Tunnel using MR Device
R&D センター

大津愼一

SHUNICHI

OTSU

R&D センター

山地

宏志

HIROSHIYAMACHI

本稿では，MR（複合現実）デバイスを用いた水路トンネル調査／点検ナビゲーションシステムおよび水路トンネルひび割れ展開図作成システムの開発と有効性の検証について解説する。
水路トンネルや開水路などの調査／点検作業では，コケや藻などの植生によってコンクリート壁面の既往のひび割れなどの位置がわかりづらい，水路トンネル内に照明施設がないなど作業環境に問題がある。また，施設の休止期間が限定的であり作業時間の制約もある。本システムでは，これら点検時の現地作業の課題を踏まえ，作業の効率化や省力化の実現を目指す。
キーワード：維持管理，調査／点検，MR デバイス，水路トンネル

This paper shows about development of aqueduct tunnel inspection navigation system and aqueduct tunnel
cruck map making system, and verification of the effectiveness.
In inspection work such as water tunnels and open channels, it is difficult to find the location of existing
cracks on the concrete wall surface due to vegetation such as moss and algae, and there are problems in thework environment such as no lighting inside the aqueduct tunnel. And the facility is out of service for a limited
period, and there are restrictions on working hours. This system aims to improve work efficiency and savelabor in consideration of the problems of on-site work at the time of these inspections.
Key Words: Maintenance, Investigation and Inspection，MR Device, Aqueduct Tunnel

１．はじめにせることで，直感的な位置と情報の関連付けを可能とする仕組みである。それに対して複合現実は，拡張現実と筆者らは，以前から道路トンネルに関わる維持管理と同様に，位置情報に関連付けられた様々な情報の直感的ICT（情報通信技術）を組み合わせることで，維持管理にな把握を可能とする仕組みであるが，点検者が装着するおける調査／点検や維持補修工事などの情報の流れを一

HMD 上で様々な情報を三次元画像として表示して利用

元的に管理し，データ登録や帳票／記録の出力などとい者の実視界との重ね合わせを行うので，より現実感が高った作業の効率化や省力化についての研究を進めてきた。

い位置と情報の関連付けが可能となる。また，装着者のこの中で原位置での情報の閲覧や登録を行う端末として，移動に伴い自身の位置をリアルタイムに更新するといっタブレット等の情報端末を使用してきたが，こういったた機能も有している。近年，様々な分野で MR デバイス

一般的な情報端末では原位置での情報や位置などの検索が注目されており，工場施設のメンテナンスや機器操作を行うために手動もしくはマーカー等の補助的な手段がのナビゲーションなど製造業の分野で活用が進められて必要となり，情報の検索や位置の照合に手間がかかる場いる。また，建設業界でも，BIM（Building Information

合があった。そこで，筆者らは現在注目を集めている MR

Modeling）や CIM（Construction Information Modeling）な（複合現実）デバイスの利便性に着目し，原位置での情どと組み合わせることで生産性や品質の向上を図る試み

報端末として活用する方法について検討を行った。

が進められている。

MR デバイスは，HMD（ヘッドマウントディスプレイ）

本稿では，これら特長を踏まえ MR デバイスを活用しと情報端末によって構成される AR（拡張現実）デバイス

たインフラ施設の維持管理手法の検討とシステム化，おの一種である。拡張現実は，デバイスのモニタ上で内蔵

よび水路トンネルにおける活用事例について示す。

のカメラ画像と様々な情報を三次元画像として重ね合わ67三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

２．社会インフラの維持管理の状況
我が国の社会資本の多くは，戦後の復興から高度成長期を通して急速に整備が進められてきた。そのため今後数年で建設後 50 年以上となる設備の割合が加速度的に増加する見込みであり老朽化の問題に直面している。
国土交通省では，道路トンネルについて平成 14 年度に「道路トンネル定期点検要領（案）」を策定し，２～５年の間隔で確実に定期点検を実施し維持補修工事を実施する対策を講じている。一方，地方自治体では，国土交
通省のマニュアルに準ずるあるいは独自のマニュアルな

写真-1

開水路コンクリート壁面状況

どの作成を行い調査／点検を実施する自治体や，実施予算や人員等の不足により適切なトンネル点検の実施が難しい自治体など，トンネルの管理者によって維持管理の水準にばらつきがある状況であった。しかしながら平成
24 年の笹子トンネル天板崩落事故後，道路トンネルでは
道路法の改正や点検要領の改訂により，すべての道路管理者に 5 年ごとの定期点検の実施や点検内容の記録と保存などの義務が明確化された。
道路トンネルと同様に農業や工業などに関わる水イン
フラについても，その多くが半世紀以上の長い期間供用がなされており，補修や補強を含む維持管理の見直しや効率化を必要とする時期を迎えている。このようななか

写真-2

水路トンネル構内状況

水インフラの用水施設の使用用途に応じて経済産業省やこれら開水路や水路トンネルなどの用水施設における農林水産省などの所管となる官公庁が異なるが，国土交維持管理の効率化を実現するためには，迅速な既存ひび

通省と同様に，平成 25 年度の「インフラ老朽化対策の推割れ等損傷箇所の位置特定や新規損傷状況の把握などの進に関する関係省庁連絡会議」が策定した「インフラ長

現地作業時間の短縮が必要不可欠となる。

寿命化基本計画」を踏まえ，所管するインフラの維持管
理・更新等を着実に推進する中期的な取組の方向性が示

３．MR デバイスを用いた水路トンネルの維持管理された。これら取組みのなかで定期点検についても官公庁ごとに要領やマニュアルなどを整備し，施設管理者に（１）MR デバイスによるナビゲーション

よる定期点検の実施や点検内容の記録と保管などの義務

筆者らは，これらを鑑み図-1 に示すように MR デバイが明確化されている。しかしながら，開水路や水路トンスを用いることで開水路や水路トンネルなどといった用ネルなどといった用水施設では，延長が数 km を超える

水施設の調査／点検作業において既往のひび割れ等の損ものも多く，断面も小さいため車両等の進入が難しい。

傷箇所への迅速なナビゲーションを可能とするシステム

そのため道路構造物のように点検車両などの点検機器を（以下，本ナビゲーションシステム）の構築を行った。

導入することが困難であり，人手による目視観察や打音

本ナビゲーションシステムは，MR デバイス内の既往検査などが点検作業の主となる。特に農業や工業などにの損傷箇所などの維持管理情報を含む三次元モデル（以関わる水インフラでは，施設の休止期間に制限があり，下，維持管理モデル）を三次元画像として点検者の実視調査／点検の現地作業にかけられる時間に限りがある。

界と重ね合わせ，既往のひび割れ等損傷箇所の位置や形

また，写真-1 に示すように通常は水で満たされているた状を可視化することができる。これにより，コンクリー

め表面の汚れや藻類の繁殖が著しく，損傷箇所とコンク

ト表面の汚れや構内照明の有無といった目視観察環境に

リート表面の模様との判別が難しい。特に水路トンネル

左右されず，迅速に点検者を既往の損傷箇所や重点確認

では写真-2 のように照明施設がないため非常に暗く，ひ箇所などへのナビゲーションが可能となる。特に時間的び割れや漏水箇所などの位置の特定が困難を極め，点検な制約がある水路施設の点検作業では，点検箇所の探索作業に多くの時間を要する場合がある。

時間を大幅に削減でき，効率的かつ高品質な点検作業を

68

MR デバイスを用いた水路トンネル調査／点検作業の効率化

図-1

水路トンネル調査／点検ナビゲーションシステム

を行うことが可能となる。
（２）調査／点検データの管理
既往の損傷箇所の観察記録や維持補修工事の履歴などの維持管理に関わるデータは，データベースで一元管理し，独自アプリケーションを介してデータの登録や閲覧，帳票等の作成などを行うことができる。また，MR デバ
イスにダウンロードする定期点検の区間や反映する情報の種別を設定することで，必要となる維持管理モデルの生成が可能である。
（３）維持管理モデルの生成
図-2 に維持管理モデルを生成する際の流れを示す。維
持管理モデルは，定期点検区間の形状，既往の損傷状況，

図-2

維持補修工事の履歴に関する情報を視覚化し構築した三維持管理モデル生成の流れ次元モデルを組み合わせて生成する。従来の目視観察では，損傷箇所の状況を平面展開図に記録する。そのため，

４．適用事例

水路形状と組み合わせて三次元モデルを構築するには，
水路形状に合わせて平面展開図を座標変換し，水路形状（１）電力用水路トンネルへの適用を表す三次元モデルの表面に張り付けるといった工程が電力用水路トンネルの定期点検作業における本ナビゲ必要である。平面的な面で構成される構造物の場合には，ーションシステムの適用事例を以下に示す。本事例は，

平面展開図を面ごとに分割し三次元モデルに張り付ける

民間企業が所有する水力発電用の導水路トンネルにおいことでモデル化する手法が一般的である。しかし，曲面て当社が実施している定期点検への適用を行ったものでを含む構造物では，平面展開図を単純に面分割して張りある。

付ける方法でモデル化することは難しい。そこで，本ナ

本導水路は，大正時代に築造された用水路であり供用

ビゲーションシステムでは，UV マッピングなどの手法

から 100 年近く経過する水力発電用水路であり，水路延を用いて平面展開図をメッシュ分割し，曲面等に近似す

長は開水路と水路トンネルを合わせて約 5ｋｍである。

るなどの手法を用いた。水路トンネルにおける損傷状況

今回は本ナビゲーションシステムを，このうち過去に維のモデル化の手法を図-3 に示す。

持補修工事を実施した導水路トンネルの目視点検に適用

69三井住友建設技術研究開発報告

図-3

第 20 号

図-4

システム適用状況

図-5

ナビゲーション精度

水路トンネルにおける座標変換した。本水路トンネルは，一般道と交差する箇所があり，車両の通行などによって補修箇所に新たな変状が発生していないか経過観察を行っている。新たな変状が確認された場合には，補修前の変状位置およびその状況と照合を行い対策方法について検討を行うが，維持補修工事によって以前のトンネル壁面が隠れてしまい，既往の損傷箇所およびその状態を目視確認することができない。そこで，今回の適用では既往の損傷箇所や定期点検箇所などへのナビゲーションと合わせて，維持補修工事によって目視確認ができない損傷箇所についてもトンネル壁面の補修状況に左右されないナビゲーションを実現させた。

（２）水路トンネルひび割れ展開図作成システム

適用状況を図-4 に示す。また本ナビゲーションシステ

水路トンネルひび割れ展開図作成システム（以下，ひムにおける実視野と三次元画像の重ね合わせの精度は，び割れ展開図作成システム）は，MR デバイスを用いて

図-5 に示すように本適用全体において約 50mm となった。

位置や寸法などを推定できる三次元のメッシュ画像を重ね合わせることでひび割れや点検箇所などの位置や形状

５．MR デバイスによるひび割れ等損傷状況の把握を記録することが可能となるシステムである。MR デバ
イスの録画機能を用いて点検者の目視状況を録画し，事（１）MR デバイスを用いた損傷箇所位置の推定手法

務所などで専用のアプリケーションを用いて後処理する

本ナビゲーションシステムは，ひび割れ等の損傷箇所ことで，目視観察したひび割れなどの位置や形状を図化

や点検箇所への迅速なナビゲーションを実現するシステ

することができる。これにより計測ミスによるひび割れ

ムであるが，既往の調査／点検記録などを現地作業へフ等の損傷箇所の位置ズレや見落としなどのヒューマンエ

ィードバックするといった限定的な利用にとどまってい

ラーを軽減でき，動画データとして記録を残すことがでる。しかしながら，開水路や水路トンネルといった用水きるのでエビデンスとなりえる。図-6 にひび割れ展開図

施設における維持管理の効率化・省力化を実現する上で作成システムの構成および処理の流れを示す。

は，新たな損傷状況の把握や点検記録の登録などの現地作業の効率化・省力化といった双方向なシステム化が必（３）三次元メッシュを用いた位置推定

要不可欠である。そこで，筆者らは MR デバイスの録画

ひび割れ展開図作成システムでは，アプリケーション

機能を活用し後処理でひび割れ等の損傷箇所の位置や形上でトレースしたひび割れ等の位置や形状を推定し，ひ状を抽出可能なシステムの開発を行い，調査／点検作業

び割れ展開図などに利活用可能な CAD データを出力すにおける双方向な情報の利活用を可能とした。

る。位置の推定は，図-7 に示すようにメッシュの格子点の画像座標と実座標を関連付け，写真測量等で広く利用されている射影変換を行うことで見かけ上の歪みを補正

70

MR デバイスを用いた水路トンネル調査／点検作業の効率化

図-6

水路トンネルひび割れ展開図作成システム

し，格子に含まれるトレースラインの変化点などの位置を現地の三次元座標に変換する。
（４）三次元メッシュモデルの作成
従来の目視観察では，損傷箇所の状況を平面展開図に記録する。ひび割れ展開図作成システムにおいてもトレースした結果を従来のひび割れ展開図へ反映可能なように，この平面展開図の座標系に合わせてメッシュを作成している。しかしながら，平面展開図の座標系は，平面座標系となるため実際の開水路や水路トンネルなどの形状と異なる。そのため，実際の調査／点検対象となる水

図-7

射影変換によるメッシュ補正

路形状に合わせてメッシュを座標変換し，水路形状を表す三次元モデルの表面に張り付けるといった工程が必要

ながらコンクリート壁面の観察を行うことが可能である。

となる。平面的な面で構成される構造物の場合には，メッシュを面ごとに分割して三次元モデルに張り付けるこ（６）実証実験事例とでモデル化することが可能である。しかし，水路トン

ひび割れ展開図作成システムの有効性を検証する目的

ネルなどの曲面を含む構造物では，メッシュを単純に面で，当社の R&D センターに試験フィールドを設定し実分割して張り付ける方法でモデル化することは難しい。

証実験を行った。実験内容としては，試験フィールド内

そこで，本ナビゲーションシステムのモデル化手法と同にあるひび割れを抽出し，その抽出結果と実際のひび割

様に，UV マッピングなどの手法を用いてひび割れ展開

れの位置等の誤差を求めた。なお，実験フィールドは，

図と関連付けたメッシュデータを曲面等に近似しモデル

5m×20m のコンクリート床板とし，重ね合わせたメッシ化を行っている。

ュ格子サイズは 250mm×250mm とした。
本実験で抽出したひび割れ等の位置や形状をひび割れ（５）ナビゲーションシステムとの組み合わせ展開図とし，ナビゲーションシステムにより再度コンク

ひび割れ展開図作成システムは MR デバイスを用いたリート床板と重ね合わせた結果，実験フィールド全体でシステムであるので，前述のナビゲーションシステムとの誤差は 50mm 以内となった。また，ひび割れの形状な併用することも可能である。ナビゲーションシステムとどの特徴を十分捉えることができることを確認した。

の併用は，それぞれのシステムが生成する三次元モデル

写真-3 および写真-4 に，MR デバイスによるメッシュを合成し，MR デバイスに導入することで可能となる。

画像との重ね合わせ状況およびトレース結果との重ね合

これにより既存のひび割れなどの進展状況などを確認しわせ状況を示す。

71

三井住友建設技術研究開発報告第 20 号

６．おわりに本稿では，MR デバイスの特長を活用し，既往のひび
割れ等損傷箇所や点検箇所への迅速なナビゲーションおよび新たな損傷箇所の位置と形状の推定を行う手法の確立とシステム化について報告した。これにより，水路ト
ンネルや開水路など水インフラに関わる調査／点検作業の効率化・省力化を実現した。
国内では，関係省庁が連携を図り社会インフラの更新を含めた将来にわたって必要なインフラの機能を発揮し

写真-3

メッシュ画像重ね合わせ状況

写真-4

トレース結果重ね合わせ状況続けるための維持管理への取組が進められており，今後
インフラ維持管理の効率化・省力化に関わる技術への要求が高まってくるものと考えられる。こういった社会的な背景を踏まえ，今後も水路トンネルや開水路など水イ
ンフラだけでなく，橋梁や道路トンネルなど社会インフ
ラ全般の調査／点検や補修工事など維持管理サイクルに関わる技術開発を進め，更なる作業の効率化・省力化を
目指す。

72

社外発表論文一覧 2021 年度（2021/4/1～2022/3/31）

73

74

対外発表論文一覧 2021年度（2021/04/01～2022/3/31）
論文（査読付き）
No.

題

名

執筆者名

所

Vibration- based anomaly detection method
1 for structural health monitoring of in-service
structures under ambient vibration

H.T.Khuyen
T.Mizutani
H.Uchibori
N.Nagamoto

当社
東京大学
当社
当社

2 Evolution of bridge construction in Japan

A.Kasuga

当社

鈴木健太郎，小室雅人

室蘭工業大学〃当社
室蘭工業大学
〃
当社
京都大学
〃
〃
当社
〃
西日本高速道路㈱西日本高速道路㈱
当社
当社
当社
当社
当社
当社

3

緩衝ゴムを設置したAFRPシート接着曲げ補強RC
瓦井智貴，岸徳光
梁の重錘落下衝撃試験
三上浩

4

緩衝ゴムを設置したRC梁の重錘落下衝撃荷重載岸徳光，鈴木健太郎
荷試験三上浩

6 CONSTRUCTION OF NON-METAL BRIDGE
Splice Joint Using Ultra-High Strength and
7 Ultra-Low Shrinkage Fiber-Reinforced
Concrete

2021/4/11

2021/4/17

Journal of Bridge Engineering
May 2021 Volume 26, Issue 52021/5

Proceedings of the 2021 fib
symposium, Lisbon, Portugal

2021/6/14

Proceedings of the 2021 fib
symposium, Lisbon, Portugal

2021/6/14

Proceedings of the 2021 fib
symposium, Lisbon, Portugal

2021/6/14

John L. Provis

当社
当社
The University of Sheffield, UK
The University of Sheffield, UK
The University of Sheffield, UK

Yuichi Hirata
Hiroshi Tagawa
Manabu Kawashima
Hiroyuki Harada

当社
広島大学
当社
当社

Proceedings of the 2021 fib
symposium, Lisbon, Portugal

2021/6/14

鎌谷崇史

国土交通省
京都大学
当社
京都大学

実践政策学 第7巻第1号

2021/6/30

日本大学
当社
石本建築事務所

日本建築学会
構造系論文集 第86巻 第784号

2021/6/30

工学院大学
当社

日本建築学会技術報告集 27
巻 (2021) 66 号

2021/6/30

当社〃

コンクリート工学年次論文集第43巻

2021/7/7

Jiaqi Wang, Tomomi Yagi
Jun Ushioda
Kyohei Noguchi
Naoki Nagamoto
Hiroyuki Uchibori
Yusuke Matsuo
Yoshinori Wada
Taisuke Fujioka
Naoki Nagamoto
Tadaomi Takeyama
Hiroo Shinozaki
Taku Matsuda
Akio Kasuga

9

Experimental Study on Practical Applicationof Seesaw System

10

防災インフラ投資における成果連動型民間委託 川端祐一郎
春日昭夫
契約（PFS）に関する研究藤井聡
阿久戸信宏，秦一平

11 ムの地震応答特性に関する研究 長周期地震動 溝口晴紀
122021/4/11

第67回構造工学シンポジウム

Taku Matsuda

による繰り返し依存性を対象とした検討

発行年月日

2021/4/17

An experimental study on shrinkage and
Ryo Sakamoto
8 mechanical properties of ultra-low shrinkage Daniel A. Geddes
Brant Walkley
and high strength Zero-Cement Concrete

リアルタイムオンライン応答試験を用いた積層ゴ

発表誌名
the 10th International
Conference on Bridge
Maintenance, Safety andManagement (IABMAS 2020)
ｔhe 10th International
Conference on Bridge
Maintenance, Safety andManagement (IABMAS 2020)
第67回構造工学シンポジウム

瓦井智貴，小室雅人

Side-Surface Openings Effect on
5 Aerodynamic Performance of Box Girders in
Tandem属

山上 哲哉

療養環境が認知理解力に与える影響に関する研 金子耕太, 筧淳夫
西ケ谷航究
人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型・高強

恩田陽介
13 度コンクリートの収縮特性と凍結融解抵抗性に関 峯竜一郎,
臺哲義, 松田拓する研究

14

超低収縮・超高強度型モルタルの性能評価およ 坂本遼, 臺哲義
中島裕
びプレキャストセグメント接合部への適用
松田拓

当社
太平洋マテリアル当社

コンクリート工学年次論文集第43巻

2021/7/7

15

コンクリートの圧縮応力と超音波速度変化率の関 永田昂大, 大野健太郎
玉置一清
係に及ぼす諸要因の検討
上野敦

東京都立大学当社
東京都立大学

コンクリート工学年次論文集第43巻

2021/7/7

16

各種FRCCを用いた鉄筋の重ね継手に関する検 竹山忠臣, 篠崎裕生
横井晶有, 内田裕市
討

当社
岐阜大学

コンクリート工学年次論文集第43巻

2021/7/7

緩衝ゴムを設置したシート破断で終局に至る

室蘭工業大学〃当社

コンクリート工学年次論文集第43巻

2021/7/7

り返し衝撃荷重載荷実験

三上浩

調湿炭酸化試験による炭酸化速度の湿度依存性に関する研究小宮克仁
中田清史
西尾悠平，兼松学

当社（東京理科大学）
建築研究所
東京理科大学

コンクリート工学年次論文集第43巻

2021/7/7

Repair of Alkali-Silica Reaction-Induced
19 Cracks Using Bacteria: Crack Recovery andOther Properties

Luan Yao
Arasawa Takumi
Mutsuyoshi Hiroshi
Kawana Rikako

埼玉大学
〃
〃
当社

ACI Materials Journal ;Farmington Hills
Volume 118, Issue 42021/7

仲村弥夏，蟹澤宏剛
蓮尾孝一

芝浦工業大学〃当社

日本建築学会 第36回建築生
産シンポジウム論文集

COMPOSITE STRUCTURES

Koji Uenishi
Hiroshi Yamachi
Junichiro Nakamori

東京大学大学院
当社
当社

22

Study on long-term strength property ofcompacted soil with treatment by cement

Yukika Miyashita
Dayani Sanjeewani
Shogo Aoyama

土木研究所
当社
土木研究所

23

RESEARCH OF THE SEMI-RIGID COLUMNBASE OF REINFORCED CONCRETE

Hirona Yoshida
Tetsuya Yamada
Minoru Oda
Osamu Takahashi1

東京理科大学当社〃
東京理科大学

瓦井智貴, 小室雅人

17 AFRP シート下面接着曲げ補強 RC 梁の漸増繰 岸徳光
18

20 プレキャスト部材の製造工程の改善に関する研究 桑名遥香
PRECISELY CONTROLLED DYNAMIC

21 DISINTEGRATION OF STEEL-CONCRETE

Proceedings of the 5thInternational Conference on
Structural Integrity andDurability
20th International Conference
on Soil Mechanics andGeotechnical Engineering 2021
（Australia）
第17回世界地震工学会議（17WCEE）

2021/8/19

2021/9/6

2021/9/12

2021/9/27

75

No.
24

題

名

Experiments of Damage-controlled Truss
Beam with Buckling Restrained Member

Seismic Damage Estimation for Buildings by
25 Bayesian Method Using Real Time
Monitoring Data

26

執筆者名
Hiroshi Egashira
Shoichi Kishiki
Nobuhiko Tatsumi
Manabu Kawashima
Hiroyuki Harada
Tetsuya Yamada
Nobuoto Nojima
Hiroshi Egashira
Hiroyuki Uchibori
Chananun Chaimongkhol

Naoki Satake
Narumi Ougiya
Outline of Database and Regression Analyses Shinji Ito
Yu-ichi Hirata
on Vibration Damping Data of Full-Scale
Sungbin Song
Buildings and Architecture
Kiyoshi Shingu
Shunsuke Shimaoka
Hideya Kato
Yuka Furuyama
Tatsuto Tonari
Akira Morita
Shuei Ikeda
Junzo Sakuma

所

属

当社
東京工業大学
〃
当社
〃
当社
岐阜大学
当社
〃
〃

発表誌名

発行年月日

第17回世界地震工学会議（17WCEE）

2021/9/27

第17回世界地震工学会議（17WCEE）

2021/9/27

Engineering & Risk Services
長谷工
大和ハウス工業
当社
CTS Engineering,
日本大学
泉創建エンジニアリング

第17回世界地震工学会議（17WCEE）

2021/9/27

鹿島建設
当社
大和ハウス工業
松田平田設計竹中工務店
設計工房佐久間第17回世界地震工学会議（17WCEE）

2021/9/27

住友大阪セメント〃
当社

第21回コンクリート構造物の補修，補強，アップグレード論文報告集2021/10/14

27

Introduction of the seismic standards in
Japan

28

陽極貼付け材料の種類が陽極・鉄筋間の電気抵 茂庭柾彦，山本誠
林口幸子
抗に与える影響清水宏一朗，佐々木亘

29

北陸新幹線(金沢・敦賀間)大蔵余座橋梁の設計・施工

朝長光，柏木亮
池端文哉
石田豪史(独)鉄道・運輸機構
パシフィックコンサルタンツ㈱当社

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/2130拡幅対応型移動作業車を用いた湯の沢川大橋（広幅員橋）

寺門直之
佐藤政俊，蛎崎貴志
瀧谷明人

当社
〃
国土交通省

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

宮本卓磨，津田久
小島卓也
鈴鹿良和

三井住友建設・IHIインフラ建設JV
東日本高速道路㈱三井住友建設

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

谷昌典
松永健太郎，田野健治

京都大学
当社

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

33 常磐自動車道 茨原川橋（下り線）の設計・施工

大野寛太
佐藤直輝，阿部将也
北川祐至

当社
東日本高速道路㈱当社

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

34 ICT活用による施工管理業務の省力化

岡本菜里，波多江平和
吉野優磨，水田武利

当社〃

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

高岡怜
内堀裕之，藤岡泰輔

当社〃

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

31 関越自動車道 松川橋床版取替工事の施工
32

梁端拡幅部で圧着接合されたPC梁部材の定着部補強筋設計35

出来形検測システムの全自動化を実現したシス
テムと装置の開発について

36

東名高速道路 大沢橋・鍛治屋敷第三橋床版取 谷口博胤，西村一博
金山隼人
替工事の設計・施工
松井喜昭

当社
中日本高速道路㈱日本ファブテック㈱第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

中村誠孝
金田遥
西村一博，谷口博胤

当社
中日本高速道路㈱当社

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

37 東名高速道路 酒匂川橋の床版取替報告
38

床版取替工事におけるICTシステムを活用した施 二宮健，神田銀平
保坂広樹，阿部進吾
工管理の効率化当社〃

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

39

富沢第ニ橋（下り線）床版架設機を用いた床版取 安達光太郎
金田遥，金山隼人替え工事の施工報告
阿部進吾

当社
中日本高速道路㈱当社

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

40

乾燥したFNSを用いた超低収縮高強度繊維補強 恩田陽介，佐々木亘
臺哲義，松田拓
コンクリートに関する検討

当社〃

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

41

広範囲に分布する断層破砕帯を跨ぐ新東名中津 若林大，山口岳思
中積健一，川根昌也
川橋(仮称)の構想設計

中日本高速道路㈱当社

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/2142超高耐久橋梁を実用化した徳島自動車道別埜谷 藤岡泰輔，永元直樹
安部博之，芦塚憲一郎
橋の施工

当社
西日本高速道路㈱第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/2143

超高耐久橋梁の外ケーブル偏向部の設計および 岡野雅，藤岡泰輔
和田圭仙
構造安全性の検証

当社
西日本高速道路㈱第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

44

エクストラドーズド橋の主塔定着部における合理化構造の開発小平健太，中積健一
山口岳思，若林大当社
中日本高速道路㈱第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/2145

超高耐久橋梁の車両載荷試験および振動実験
による性能評価

Hoang Trong Khuyen
野並優二
和田圭仙，松尾祐典

当社〃
西日本高速道路㈱第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

46

超低収縮高強度FRCCを用いたプレキャスト床版 竹山忠臣，中村誠孝
松田拓，西村一博
継手構造の疲労耐久性

当社〃

第30回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2021/10/21

76

No.

題

名

執筆者名

所

属

発表誌名

発行年月日
2021/10/2147

超低収縮高強度繊維補強コンクリートを用いた
PCa床版接合部の施工試験

臺哲義，佐々木亘坂本遼，樋口正典

当社〃

第30回プレストレストコンク
リートの発展に関するシンポジウム論文集48

超高耐久床版における全長約100ｍのアラミド
FRPロッド試験施工

篠崎裕生，内堀裕之
松尾祐典，和田圭仙

当社
西日本高速道路㈱第30回プレストレストコンク
リートの発展に関するシンポジウム論文集2021/10/21

49

超高耐久床版の実用化に向けた実証橋の建設および構造性能の検証

松尾祐典，和田圭仙狩野武
ランコス チャミラ クマラ

西日本高速道路㈱当社〃

第30回プレストレストコンク
リートの発展に関するシンポジウム論文集2021/10/2150

間詰め部型枠を排除した床版継手構造の疲労耐 平井貴大，竹山忠臣
西村一博
久性の検討
牧野卓也

当社
〃
中日本高速道路㈱第30回プレストレストコンク
リートの発展に関するシンポジウム論文集2021/10/21

51

Optimized Hybrid Structures in Bridge
Construction

Akio Kasuga

当社

Bautechnik
Volume98, Issue12

2021/11/24

Behavior of liquid energetic materials under52
the application of pulsed wire discharge

Yoshiaki Takahashi
Shiro Kubota
Tei Saburi ，Yuji Ogata
Hiroshi Yamachi
Junichiro Nakamori
Koji Uenishi

産業技術総合研究所〃〃
当社〃
東京大学大学院

Science and Technology ofEnergetic Materials
Volume82, Issue6

2021/12/27

53 都市における防災とエネルギー

川名優孝, 刑部真弘
清水悦郎,
丸山信一郎, 坂東竜太
磯崎哲男
大西達典

東京海洋大学
東京海洋大学当社
医療法人社団小磯診療所㈱企画

動力・エネルギー技術の最前線
講演論文集：シンポジウム
2021.25

2022/1/25

Brant Walkley
Daniel A. Geddes
Taku Matsuda
John L. Provis

The University of Sheffield〃
当社
The University of Sheffield

Langmuir 2022 vol.38 issue.5

2022/1/28

Muhammad Nasir
Uneb Gazder
Muhammad Umar Khan

Imam Abdulrahman Bin Faisal University

Arabian Journal for Science andEngineering(2022)

2022/2/5

Reversible adsorption of polycarboxylates on

54 silica fume in high pH, high ionic strength
environments for control of concrete fluidity

Prediction of Strength of Plain and Blended
55 Cement Concretes Cured Under Hot Weather
Using Quadratic Regression and ANN Tools

University of Bahrain
Qurtuba University of Science andInformation Technology
Mehboob Rasul
当社
Mohammed Maslehuddin ＆ King Fahd University of Petroleum
Omar S. Baghabra Al-Amoudi and Minerals

56

斜張橋ケーブル点検ロボットにおける画像結合の 河村圭，鄭巍
藤井猛
ための画像処理を利用した時刻同期手法
中村隆史，塩崎正人

山口大学
〃
当社

土木学会論文集Ｆ３ 78巻2号（2022）

2022/3/23

57

表層崩壊模擬実験による透過弾性波を用いた地 土井一生
川方裕則，中山雅之
盤内部モニタリングの試み
高橋直樹

京都大学 防災研
立命館大学
当社

立命館大学理工学研究所紀要
No.80

2022/3/31

77

論文
No.

発表誌名

発行年月日

バンコクにおける場所打ちコンクリート杭の支持特 高橋直樹
Sanjeewani Dayani
1 性清水敏幸、山本康生－その１ 杭の施工と押込み試験について－
矢野昌平

題

名

執筆者名
当社
〃
〃
〃

第56回 地盤工学研究発表会
発表講演集

2021/7/12

バンコクにおける場所打ちコンクリート杭の支持特 Sanjeewani Dayani
性高橋直樹－その 2 3次元FEM解析による押込み試験結果 清水敏幸、山本康生
矢野昌平の評価
三隅発電所2号機建設工事におけるライトサンド 高橋達郎
3 (クリンカアッシュ)を用いたSCP工法の適用につい 田中隼矢
安達光徳、秋山裕樹
て

当社
〃
〃
〃

第56回 地盤工学研究発表会
発表講演集

2021/7/12

当社
不動テトラ
中国電力㈱

第56回 地盤工学研究発表会
発表講演集

2021/7/12

超低収縮高強度FRCCを用いたプレキャスト床版 竹山忠臣，野並優二
篠崎裕生，松田拓
継手構造

当社
〃

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

当社〃

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

当社
日本大学

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

2

4

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮高強度

5 繊維補強 コンクリートの凍結融解抵抗性および 恩田陽介，佐々木亘松田拓
物質透過抵抗性所

属

6

マルチパス環境下の高精度移動体測位における 宇野敬太
佐田達典，江守央
GPS/QZSS/Galileo の利用効果に関する研究

7

常磐自動車道 北迫川橋（2期線）下部工の急速
施工

原勝哉
小澤隆二，小出譲
平山徹

当社
東日本高速道路㈱当社

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

8

新東名高速道路山北皆瀬川工事における大規
模仮設計画

藤原恭平
原田拓也，朝廣祐介
田中敬吾

当社
中日本高速道路㈱当社

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

藤岡泰輔
安部博之，芦塚憲一郎
永元直樹

当社
西日本高速道路㈱当社

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

9 超高耐久橋梁「別埜谷橋」の建設
10

コンクリートの仕上げ時期が表層品質に及ぼす影 森濱和正，澤本武博
沢木大介
響－音速分布とＳＥＭ画像による検討
樋口正典，臺哲義

ものつくり大学
太平洋コンサルタント
当社

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

11

大断面・充実断面橋脚へのハーフプレキャスト部 野口亮輔，柏木亮
田中優貴，富山茂樹
材を用いた急速施工法の適用と課題

令和3年度土木学会全国大会
鉄道建設・運輸施設整備支援機構
第76回年次学術講演会講演概
当社
要集

2021/9/6

徳永篤，山本彰
稲川雄宣
神戸隆幸，木元敏徳
石田勝也，窪塚大輔
中上晋志

大林組
〃
鹿島建設，当社
三信建設工業㈱，日特建設
住友電気工業㈱令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

12 ダム用PSアンカー工法の施工性確認について

13

床版厚の制限を受けないプレキャストＰＣ床版継
手構造

中村誠孝
牧野卓也
西村一博，竹山忠臣

当社
中日本高速道路㈱当社

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

14超高耐久床版Dura-Slabの実用化に向けた実証 松尾祐典，和田圭仙
狩野武，内堀裕之
橋の建設

西日本高速道路㈱当社

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

15超高耐久床版Dura-Slabの実用化に向けた実証 狩野武松尾祐典，和田圭仙橋の載荷試験
ランコス チャミラ

当社
西日本高速道路㈱当社

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

16

コンクリートの配合および仕上げ時期が表層品質 澤本武博，森濱和正
樋口正典，臺哲義
に及ぼす影響沢木大介

ものつくり大学
当社
太平洋コンサルタント

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

17

FRPシート接着曲げ補強RC梁の繰り返し衝撃荷 鈴木健太郎
小室雅人，瓦井智貴
重載荷におけるゴムの緩衝効果
三上浩，岸徳光

構研エンジニアリング
室蘭工業大学当社，室蘭工業大学

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

18

CFRP シート下面接着曲げ補強RC 梁の弾塑性
衝撃応答解析

瓦井智貴，小室雅人
岸徳光
三上浩，鈴木健太郎

室蘭工業大学
室蘭工業大学，当社
構研エンジニアリング

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

19モニタリングを用いたPC橋の曲げひび割れ発生 玉置一清
殿井杏梨，森川英典
に関する信頼性評価

当社
神戸大学大学院

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

日特建設
大林組
〃
鹿島建設，当社
三信建設工業，住友電気工業

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

横浜国立大学〃当社

令和3年度土木学会全国大会
第76回年次学術講演会講演概
要集

2021/9/6

東伸コーポレーション
東亜建設工業，東洋建設
大木建設，鴻池組
安藤・間，淺沼組
当社，星野産商

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7㈱東伸コーポレーション
東亜建設工業，東洋建設
大木建設，鴻池組
安藤・間，淺沼組
当社，星野産商

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

峯竜一郎，飛鷹晶子

当社
当社

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/725 状の考察 その1 生コン工場、使用材料、調合、フ 横山徹，若林信太郎
菅谷泰之

当社
当社

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

窪塚大輔

ダム用PSアンカー向けテンドンの試設計およびグ 山本彰，徳永篤
稲川宣雄
20
ラウト配合・充填性試験
神戸隆幸，木元敏徳
石田勝也，中上晋志

MITIGATION OF EARLY AGE TRANSVERSE Thanh Ngoc Phan
21 CRACKING IN DURABLE RC DECK SLAB ON Akira Hosoda
Arifa Iffat Zerin
MULTIPLE SPAN STEEL BOX GIRDER
渡邉清信，廣藤義和

球状の電気炉酸化スラグ細骨材を用いたコンク 山田雅裕，岸本豪太
22 リートの基礎的検討 その1 電気炉酸化スラグ細 柳田淳一，山下紘太朗
安部弘康，山﨑順二
骨材の表乾判定手法
横山徹，福井信行

廣藤義和，渡邉清信

球状の電気炉酸化スラグ細骨材を用いたコンク 山田雅裕，岸本豪太
23 リートの基礎的検討 その2 EFS コンクリートの性 柳田淳一，山下紘太朗
吉野玲，新田稔
状横山徹，福井信行

人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型・超低24 収縮・高強度コンクリートの凍結融解抵抗性に関 坂本遼，松田拓
する研究

増粘剤含有高性能AE 減水剤を使用した高流動コ
ンクリート（スランプ23cm）の実機試験結果による性
レッシュ試験結果

78

No.

題

名

増粘剤含有高性能AE 減水剤を使用した高流動コ
26 ンクリート（スランプ23cm）の実機試験結果による性状の考察 その2 フレッシュ試験、圧縮強度試験

27

執筆者名

属

発表誌名

発行年月日
2021/9/7

若林信太郎，横山徹
菅谷泰之

当社
当社

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集

本田亮

ポゾリス ソリューションズ
当社
ポゾリス ソリューションズ

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

東京大学
東京大学
東京理科大学当社（東京理科大学）
当社
北海道大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社〃
東京大学
東京理科大学
北海道大学，東京理科大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社
東京大学
東京理科大学〃
北海道大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

東京理科大学当社
当社（東京理科大学）
東京大学
北海道大学，東京理科大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

香川大学㈱シグナル・エムディ，池下設計
当社，自営業
香川大学〃

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

暑中期における増粘剤含有高性能AE減水剤を菅谷泰之
用いた高流動コンクリートの諸性状に関する実験 阿合延明，藤岡真之廖高宇

セメントフリー・ハイパフォーマンスコンクリートの開 友寄篤，野口貴文
兼松学，浅葉拓也
28 発に向けた基礎的研究 その1 三成分CaO小宮克仁
Al2O3-SiO2 系の強度設計の考え方
松田拓，坂本遼
北垣亮馬
飛鷹晶子，坂本遼

セメントフリー・ハイパフォーマンスコンクリートの開 松田拓

29 発に向けた基礎的研究 その2 流動性・圧縮強 友寄篤，野口貴文
度・静弾性係数・中性化抵抗性

所

浅葉拓也，西尾悠平
北垣亮馬，兼松学
坂本遼，松田拓セメントフリー・ハイパフォーマンスコンクリートの開 友寄篤，野口貴文
30 発に向けた基礎的研究 その3 自己収縮ひず 浅葉拓也，文野光西尾悠平，兼松学
み・乾燥収縮ひずみ
北垣亮馬

浅葉拓也，西尾悠平

セメントフリー・ハイパフォーマンスコンクリートの開 坂本遼，松田拓
31 発に向けた基礎的研究 その4 収縮ひび割れ 小宮克仁
友寄篤，野口貴文のメカニズム・抑制方法
北垣亮馬，兼松学
中島美登子

倉敷市真備町の仮設住宅におけるコミュニティの 大西冬恭，白井愛乃
32 状態と支援の違いが高齢者の生活に与える影響 繪本尚樹，千葉誠也
川野桃太，塚本麻見に関する研究グェンティ ジュウフォン

33

大船渡市の2つの高台住宅における高齢者の暮 川野桃太，中島美登子
らしやすさとその理由に関する研究 大船渡市の 大西冬恭，繪本尚樹
千葉誠也，白井愛乃
2 つの高台住宅における集会所の利用状況と交 塚本麻見
流関係に関する研究 その1
グェンティ ジュウフォン

香川大学㈱シグナル・エムディ，当社
自営業，池下設計
香川大学〃

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/734

大船渡市の2つの高台住宅における集まる場所 塚本麻見，中島美登子
に対する住民の要望 大船渡市の2 つの高台住 大西冬恭，繪本尚樹
千葉誠也，白井愛乃
宅における集会所の利用状況と交流関係に関す 川野桃太
る研究 その2
グェンティ ジュウ フォン

香川大学㈱シグナル・エムディ，当社
自営業，池下設計
香川大学〃

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

大船渡市の2つの高台住宅における高齢者のた グェンティ ジュウ フォン
めの地域包括ケアの状況 大船渡市の2 つの高 中島美登子
大西冬恭，繪本尚樹
35
台住宅における集会所の利用状況と交流関係に 千葉誠也，白井愛乃
関する研究 その3
川野桃太，塚本麻見

香川大学〃㈱シグナル・エムディ，当社
自営業，池下設計
香川大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

鈴木敏志
宮木彩乃
西村功

愛知工業大学当社（愛知工業大学）
東京都市大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/737

宮木彩乃
中心圧縮柱の非線形座屈に関する研究鈴木敏志
その12 部材変形の実験結果と解析結果の比較 西村功

当社（愛知工業大学）
愛知工業大学東京都市大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/738

バンコクにおける場所打ちコンクリート杭の支持特 高橋直樹
Dayani Sanjeewani
性の評価

当社
〃

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

大スパン鋼構造建築物の対雪設計法に関する解 天本優生

日本大学
当社
日本大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社
日本大学短期大学部
日本大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

中心圧縮柱の非線形座屈に関する研究

36 その11 モーションキャプチャによる部材変形の計測

39 析的研究 その1 横補剛配置が崩壊挙動に与え 橳島（ヌデシマ）凌

石鍋雄一郎，中島肇
る影響について大スパン鋼構造建築物の対雪設計法に関する解 橳島（ヌデシマ）凌
40 析的研究 その2 横補剛間隔の算定手法の提 石鍋雄一郎
中島肇
案

41

加熱処理スギ材の構造部材への利用に関する基 溝口晴紀
秦一平，阿久戸信宏
礎的研究

当社
日本大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/742

圧着された木質材料と無収縮モルタルの摩擦係 白山貴志，佐藤希徳武茂隆
数に関する実験当社〃

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/743

トラス機構の成立条件を考慮した高強度せん断
補強筋を有するRC部材のせん断耐力評価

当社
名古屋大学，名城大学
山口鋼業㈱，飯島建築事務所
名古屋工業大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社
森ビル㈱㈱日建ハウジングシステム

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社
〃
森ビル㈱

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社
福山大学
森ビル㈱，当社

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社
森ビル㈱
日建設計

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

東京理科大学当社
東京理科大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

織邊雄哉
日比野陽，市之瀬敏勝
宮田英樹，金子慶一
楠原文雄

120N/mm2 コンクリートを用いた PCa 柱と場所打 松永健太郎，田野健治

44 ち壁板からなる連層耐震壁の検討 その1 鉛直 安田正治
接合部せん断実験の概要

佐藤知行

2120N/mm コンクリートを用いた PCa 柱と場所打 田野健治，松永健太郎

45 ち壁板からなる連層耐震壁の検討 その2 鉛直 井上樹里也
接合部せん断実験の耐力評価

古田卓也

2
120N/mm コンクリートを用いた PCa 柱と場所打 江頭寛，大圖友梨子

46 ち壁板からなる連層耐震壁の検討 その3 連層 都祭弘幸
耐震壁の加力実験の概要

土橋徹，小田稔

2
120N/mm コンクリートを用いた PCa 柱と場所打 大圖友梨子，江頭寛

47 ち壁板からなる連層耐震壁の検討 その4 連層 岡部和正
耐震壁の加力実験の結果

48

小板橋裕一

脚部を半固定とするRC 造柱の開発 その11 脚 御前大久海，吉田紘菜
小田稔
部の断面形状が力学特性に及ぼす影響
高橋治

79

No.

題

名

執筆者名

脚部を半固定とするRC 造柱の開発 その12
吉田紘菜，御前大久海
49 種々の断面形状を有する半固定柱脚の構造設計 小田稔
高橋治への適用
蛭田駿，山谷裕介

50

中空断面を有する鉄筋コンクリート造部材の構造 小田稔
性能 その3 I 形・コ形・ロ形断面梁の加力実験 晉沂雄
岸田慎司

中空断面を有する鉄筋コンクリート造部材の構造 山谷裕介，蛭田駿

51 性能 その4 I 形・ロ形断面梁のせん断破壊型の 小田稔
晉沂雄
加力実験

岸田慎司
高橋諒，井上大河

発表誌名

発行年月日

東京理科大学当社
東京理科大学所

属

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社〃
明治大学
芝浦工業大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

当社〃
明治大学
芝浦工業大学

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

岸田慎司
井上大河，高橋諒
中空断面を有する鉄筋コンクリート造部材の構造 小田稔，山谷裕介
性能 その6 RC ボイド柱における実験結果の考 蛭田駿
晉沂雄
察
岸田慎司

明治大学
当社
〃
明治大学
芝浦工業大学
明治大学
当社
〃
明治大学
芝浦工業大学54

楢府龍雄
前島彩子，石山祐二
米澤稔，植松武是国際的な視野からの補強コンクリートブロック造の 山之内裕一
松崎志津子
可能性の研究 その1 背景、目的及び概要
白川和司，西川忠
吉野利幸，青野洋之
古山由佳
沼田秀一，三部信雄

国際協力機構明海大学，北海道大学
よねざわ工業，北海学園大学
山之内建築研究所
都市計画・建築関連OVの会
五洋建設，札幌市立大学
北海道建築技術協会
当社
国際協力機構日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

55

白川和司
楢府龍雄
西川忠，米澤稔
国際的な視野からの補強コンクリートブロック造の 山之内裕一，植松武是
可能性の研究 その3 補強コンクリーブロック造 松崎志津子
石山祐二の特徴
吉野利幸，青野洋之
古山由佳，前島彩子
沼田秀一，三部信雄

五洋建設
国際協力機構札幌市立大，よねざわ工業
山之内建築研究所，北海学園大学 日本建築学会2021年度大会
都市計画・建築関連OVの会
学術講演梗概集･建築デザイン
北海道大学
発表梗概集
北海道建築技術協会
当社，明海大学
国際協力機構2021/9/7

56

国際的な視野からの補強コンクリートブロック造の可能性の研究その4 補強コンクリーブロック造の優れた耐震性
能＜東日本大震災等での実証＞

松崎志津子
前島彩子，楢府龍雄
石山祐二，米澤稔
青野洋之，古山由佳

都市計画・建築関連OVの会
明海大学，国際協力機構
北海道大学，よねざわ工業
北海道建築技術協会，当社

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

57

古山由佳
楢府龍雄，前島彩子
国際的な視野からの補強コンクリートブロック造 松崎志津子
白川和司，石山祐二の可能性の研究 その5 構法の違いと環境面の 米澤稔，植松武是特徴西川忠吉野利幸，青野博之
山之内裕一

当社
国際協力機構，明海大学
都市計画・建築関連OVの会
五洋建設，北海道大学
よねざわ工業，北海学園大学
札幌市立大学
北海道建築技術協会
山之内建築研究所

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

吉野利幸，青野洋之

北海道建築技術協会
国際協力機構，五洋建設
よねざわ工業，北海道大学
明海大学，北海学園大学
当社
都市計画・建築関連OVの会

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

吉野利幸，古山由佳

北海道大学
明海大学，国際協力機構
よねざわ工業，北海学園大学
都市計画・建築関連OVの会
五洋建設，札幌市立大学
北海道建築技術協会，当社

間瀬圭祐，岡田恭明
市川友己

名城大学
当社

日本建築学会2021年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集2021/9/7

清野新，二宮颯佑Arup Japan〃
当社〃

令和3年度空気調和・衛生工学会大会(福島)学術講演論文集

2021/9/15

中空断面を有する鉄筋コンクリート造部材の構造 小田稔，山谷裕介
52 性能 その5 RC ボイド柱の実験概要及び実験 蛭田駿
晉沂雄
結果

53

国際的な視野からの補強コンクリートブロック造の 楢府龍雄，白川和司
米澤稔，石山祐二
58 可能性の研究 その6 フィリピンの製品規格の改 前島彩子，植松武是
訂と日本の規格との比較
古山由佳
松崎志津子
石山祐二

国際的な視野からの補強コンクリートブロック造の 前島彩子，楢府龍雄
米澤稔，植松武是
59 可能性の研究 その10 実践的な改善工法の提 松崎志津子
案と構造安全性の検討
白川和司，西川忠

60 排水設備騒音の簡易視聴デモンストレーション

61

機械学習・深層学習データを用いた建物冷暖房 菅健太郎，竹中大史
西尾新一，丸山信一郎
負荷予測モデルの精度に関する検討
池原基博

62

分光特性を利用したひび割れ自動抽出に関する 中村隆史，右山剛
塩崎正人
基礎研究

当社
〃

土木学会第46回土木情報学シンポジウム講演集

2021/9/27

63

斜張橋ケーブル点検ロボットにおける画像結合の 鄭 巍 ，河村圭
藤井猛
ための時間同期に関する研究
中村隆史，塩崎正人

山口大学
〃
当社

土木学会第46回土木情報学シンポジウム講演集

2021/9/27

西日本高速道路㈱当社

第34回日本道路会議

2021/11/4㈱構研エンジニアリング
室蘭工業大学〃当社

土木学会北海道支部 論文報
告集 No.78

2022/1/29

室蘭工業大学〃㈱構研エンジニアリング
当社

土木学会北海道支部 論文報
告集 No.78

2022/1/29

64 超高耐久橋梁「別埜谷橋」の建設

松尾祐典，和田圭仙藤岡泰輔

緩衝ゴムの厚さを変化させたシート破断で終局に 鈴木健太郎

65 至るAFRPシート曲げ補強RC梁の一定繰り返し衝 小室雅人，岸徳光
瓦井智貴
撃荷重載荷実験

三上浩

緩衝ゴムの厚さを変化させたシート剥離で終局に 瓦井智貴

66 至るAFRPシート曲げ補強RC梁の漸増繰り返し衝 小室雅人，岸徳光
鈴木健太郎
撃荷重載荷実験

80

三上浩

報文ほか
No.

題

名

執筆者名

ラムサール条約登録湿地に配慮したウォータータ
1 イトトンネルの施工－北陸新幹線 深山トンネル 秋葉芳之，柏木亮
石田豪史， 鷹觜智司－
i-Construction大賞受賞事例紹介〜ベストプラク
2 ティスの水平展開を目指して〜国道45号夏井高 吉野正道
架橋工事におけるi-Bridgeの取組み

所

属

発表誌名

発行年月日

鉄道・運輸機構大阪支社
当社

トンネルと地下 Vol.52 No.4

2021/4/1

当社

月刊建設 Vol.65 No.4

2021/4/1

当社
日本大学

月刊コンクリート・テクノ
Vol.40 No.4

2021/4/1

当社

建設機械施工2021/4/25

橋梁と基礎 2021 Vol.55 No.5

2021/5/1

小川宗正

東日本高速道路㈱東日本高速道路㈱当社㈱建設技術研究所

橋本啓，山下恭敬
山口統央，土田僚
佐々木優介
鈴鹿良和

西日本高速道路㈱鹿島・三井住友・東洋 特定JV
鹿島建設
当社

橋梁と基礎 2021 Vol.55 No.5

2021/5/1

コンクリートの製造および施工のあるべき姿を目

3 指して その１ 委員会および準備工WGの活動 谷口秀明
中田善久
概要

MRデバイスを活用した水路トンネルの調査・点検

4 手法と維持管理業務の効率化 水路トンネル調 大津愼一

Vol.73 No.4

査・点検ナビゲーションシステムの開発と適⽤佐藤直輝，阿部将也

5

カウンターウエイト方式橋台を有するPC箱桁橋の 吉田敦設計と施工－常磐自動車道茨原川橋（下り線）－ 北川祐至，大野寛太

6

四国横断自動車道 吉野川大橋（仮称）上部工の設計

7

新東名高速道路 Ｕコンポ橋の設計・施工－生産 山口岳思
紙永祐紀，小澤裕史
性向上を目指した更なる合理化検討－
鶴林悠太

中日本高速道路㈱当社
当社

プレストレストコンクリート
MAY-JUN Vol.63 No.3

2021/5/318配置間隔をパラメータとしたアラミド繊維シートにより補強された梁のせん断耐⼒試験

当社

プレストレストコンクリート
MAY-JUN Vol.63 No.3

2021/5/31

9

建設現場の生産性向上 鉄筋組立自動化システ
竹之井勇
ム「ロボタラス」の開発

当社

建設マネジメント技術 2021年6月号（No.517）

2021/6/1

10

テクニカルリポート サステナビリティを追求した
PC橋梁の試み

篠崎裕生，佐々木亘
三加崇，松田拓当社
当社

コンクリート工学 Vol.59 No.6

2021/6/1

11

ＩＴを活用したインフラメンテナンスの取組み 点
検、分析、評価、対策における新技術

安藤直文，玉置一清

当社
当社

土木施工 Vol.62 No.7

2021/6/22

川尻克利
角丸吉浩, 小川豊
平野達之

中日本高速道路㈱当社〃

トンネルと地下 Vol.52 No.7

2021/7/1

山口岳思，青井弘樹

中日本高速道路㈱元 中日本高速道路㈱当社〃

橋梁と基礎 2021 Vol.55 no.7

2021/7/1

中日本高速道路㈱〃当社〃

橋梁と基礎 2021 Vol.55 no.7

2021/7/1

中日本高速道路㈱〃当社〃

橋梁と基礎 2021 Vol.55 no.7

2021/7/1

当社

建築技術 859号（8月号）

2021/7/16

小土かぶり未固結地山で完全週休2日を実現し12 た生産性向上の取組み －新東名高速道路
谷ヶ山トンネル西工事－

13

清水宏⼀朗

PC連続Ｕコンポ橋の更なる合理化施工 －新東 髙木博行
紙永祐紀，小澤裕史
名高速道路 新御殿場高架橋－
伊藤篤

バタフライウェブを用いた2面吊りエクストラドーズ 若林大，山口岳思

14 ド橋の計画 －新東名高速道路 中津川橋（仮
称）－

中村洋丈
中積健一，川根昌也
小平健太
青井弘樹，山口岳思

15

PCラーメン橋柱頭部へのハーフプレキャスト構造 中村洋丈の導入 －新東名高速道路 滝沢川橋（仮称）－ 吉野正道，三保雄司
清水公将

新時代を拓く最新施工技術 第141回 プレキャ

16 スト工場におけるICTの活用 作業プロセスの可視

菅谷和人，中谷和孝

化

17

外装材に有効な建築材料 14 デザイン性に優れ
蓮尾孝一
たPCa部材を用いた集合住宅

当社

建築技術 859号（8月号）

2021/7/16

18

道路分野における海外インフラプロジェクト タザラ
丸二信彦
交差点改善計画 タンザニア初の立体交差建設

当社

道路 No.965

2021/8/1

高岡怜, 藤岡泰輔

当社〃

橋梁と基礎 2021 Vol.55 no.8

2021/8/1

山地宏志，中森純一郎

当社〃

建設機械施工Vol.73 No.8

2021/8/25

松田拓当社

コンクリート工学 Vol.59 No.9

2021/9/1

22 鉄筋組立自動化システム「ロボタラス」の開発

竹之井勇

当社

月刊建設 Vol.65 No.9

2021/923 住友不動産田町ビル東館

前谷英如，杉浦盛基
江利川俊明，黒川巧
渡邉英次，市村花恵
吉松賢志
荒木健介

日建設計
日建設計
日建設計
当社
日建設計

近代建築 Vol.75 No.9

2021/9/5

施工現場で活用されている生産性向上技術 張19 出し施工時の全自動出来形検測システムの開発 内堀裕之とその実用化

小断面水路トンネルにおけるプレキャスト補修部

20 材の急速運搬・組立工法 モール・シールドビル 野澤是幸
ダー工法施工の実際と課題

21

超低収縮・低炭素・低発熱・高強度・高流動を副産物で実現した高性能コンクリート

24

茨原川橋の設計と施工 厳しい交差条件下での 佐藤直輝，阿部将也
北川祐至，筑紫宏之
張出し施工を行ったPC箱桁橋
大野寛太

東日本高速道路㈱当社〃

土木施工 Vol.62 No.10

2021/9/22

25

PC橋梁におけるFRP製埋設型枠を使用した壁高 恩田幹久，中村和己
藤田秀徳，岡田明浩
欄施工 ～PC上部工での工程短縮～【4車線化】 松原太郎

東日本高速道路㈱ピーエス三菱
当社

土木施工 Vol.62 No.10

2021/9/22

81

No.

題

名

26 北迫川橋 SPER工法を採用した橋脚施工

執筆者名
小沢隆二，小出譲
平山徹

所

属

発表誌名

発行年月日

東日本高速道路㈱当社

土木施工 Vol.62 No.10

2021/9/22

藤岡泰輔，片健一

当社
西日本高速道路㈱プレストレストコンクリート
SEP-OCT Vol.63 No.5

2021/9/30

南條大助，西澤健太郎
川崎博史，宇都宮真理子
野村泰由，淺野篤郎
坂本雅信，諸田元孝

ｵﾘｴﾝﾀﾙｺﾝｻﾙﾀﾝﾂｸﾞﾛｰﾊﾞﾙ
日本コンサルタンツ
東急建設，大林組
清水建設，当社

建設マネジメント技術
2021年10月号

2021/10/1

別埜谷橋の設計・施工－ノンメタ
27 徳島自動車道
和田圭仙，芦塚憲一郎
ル橋の実装 －

28

ジャカルタ都市高速鉄道南北線フェーズ1 オー
ルジャパンによる一致団結

29

開水路壁体における電磁波レーダを用いた診断
新井みのり
手法に関する研究

当社（鳥取大学）

土地改良 Vol.59 No.4

2021/10/1530既存躯体解体を並行して行う順打ち集中切梁計
高岡雄二
画例

当社

基礎工 Vol.49 No.10

2021/10/15

当社
西日本高速道路㈱土木施工 Vol.62 No.11

2021/10/22

鳥取大学
当社
寒地土木研究所

情報誌 JAGREE No.101

2021/11

当社㈱バイオレンジャーズ

環境浄化技術 Vol.20 No.6

2021/11/1

別埜谷橋の建設 未来への架橋
31 徳島自動車道
世界初のノンメタル橋

32

藤岡泰輔
松尾祐典

補修された農業水利施設のマネジメントサイクル 緒方英彦, 兵頭正浩
新井みのり
と機能診断
石神暁郎, 長島繁男

33 難分解性油による汚染農地のバイオ浄化

伊藤哲郎，小瀧光生
岩橋さおり

34

鉄骨工事管理のポイント 第4回 工場製作編 ―佐藤紘
溶接―

当社 (日本建設業連合会)

溶接技術 Vol.69 No.11

2021/11/1

35

MRデバイスを 用いた 水路トンネルひび割れ展
開図作成システム の開発

当社

建設機械 vol.57 No.11

2021/11/1

36

床版取替工事におけるICTシステムを活用した施
二宮健，ほか工管理の効率化当社

土木建設技術発表会2021

2021/11/11

37

コンクリート構造におけるカーボンニュートラルの
インパクト

当社

土木施工 Vol.62 No.12

2021/11/22

38

フィリピン首都圏でのODA鉄道事業 南北通勤鉄 山地斉，澤田修
政木範雄，大保敬文
道事業（マロロスーツツバン）パッケージ2
長谷川隆志

当社

土木施工 Vol.62 No.12

2021/11/22

39

PC技術の適用事例を学ぼう 第2回 橋梁分野へ 河村直彦，中山良直
諸橋明
の適用例

プレストレスト・コンクリート建設業協
プレストレストコンクリート
会
NOV-DEC Vol.63 No.6〃（当社）

2021/11/30

40

AIを活用した建設作業所の安全・注意喚起シス
テムの開発

当社

建設マネジメント技術
2021年12月号

2021/12/1

41

福島県立医科大学保健科学部福島駅前キャンパ 遠藤雅敏，竹内健司
渡邉裕司
ス
松本季大，茂木博之

教育施設研究所
当社
教育施設研究所

近代建築 Vol.75 No.12

2021/12/5

42

3.2 RC造床スラブのTMD設置による重量床衝撃 小林秀彰，嶋田泰
山岸邦彰
音低減効果

当社
金沢工業大学

音響技術 196号（vol.50，no.4）

2021/12/15

当社

土木施工 Vol.63 No.1

2021/12/22

当社

建設機械 vol.58 No.1

2022/1/1

松井潤哉
佐々木隆一，山谷裕介
窪田恭之

東京建物
当社
当社

近代建築 Vol.76 No.1

2022/1/5

鈴木政則，大館武彦
籾井仰平，鴛海佑樹

当社
当社

プレストレストコンクリート
JAN-FEB Vol.64 No.1

2022/1/31

埼玉大学
㈱三協技術
当社

プレストレストコンクリート
JAN-FEB Vol.64 No.1

2022/1/31

当社
当社

建設機械 vol.58 No.2

2022/2/1

橋梁と基礎 2022 Vol.56 no.2

2022/2/1

大津愼一

春日昭夫

戸倉健太郎

鉄筋組立自動化システム「ＲｏｂｏｔａｒａｓⓇⅡ（ロボタ
PC床版の鉄筋供給・配置・結束作 岡本菜里
業を自動化
サスティナビリティを追求したPC橋梁の開発＝低44 環境負荷コンクリート”サスティンクリート”の新アラ 篠崎裕生，松田拓
ミド実証橋への適用＝

43 ラスⓇⅡ）」

45 Brillia Tower 有明MID CROSS
スリランカ ケラニ河新橋建設事業 パッケージ２の46 施工 －広幅員2面吊り形式 エクストラドーズド
橋－

47

既設PC ポストテンション橋保全技術指針につい 睦好宏史
酒井秀昭
て
玉置一清
モール・シールドビルダー工法＝システム化工法

48 による難施工条件下での内面補強急速・効率化 山地宏志，中森純一郎
野沢是幸
施工＝

青野祐也，岡本昌也

49

一般県道岩城弓削線 岩城橋の施工 －鋼・コン 大村惠治，阿部雅弘
伊藤拓也，新博之
クリート混合5径間連続斜張橋－

50

鉄筋やPC鋼材を使用しない道路橋の実用化－
徳島自動車道 別埜谷橋の建設－

82

三井住友建設・三井住友建設鉄鋼エン
ジニアリング・昭和コンクリートJV

藤岡泰輔，田代昇
松尾祐典，和田圭仙

当社
西日本高速道路㈱コンクリート工学 Vol.60 No.3

2022/3/1

清水宏一朗

精密工学会誌(Web)Vol.88 No.3

2022/3

松岡晃宏

当社㈱日立産業制御ソリューションズ㈱ヨナゴ技研コンサルタント㈱エスジーズ

内田昌志, 矢野安則
川島真澄

当社
当社

電力土木 No.418

2022/3/5

51 橋梁点検ロボットカメラを用いた長大PC橋の点検 丹野浩二
山根清香
52 深さ87mの特殊条件下の通気孔ライニング工事

愛媛県東予地方局
鹿島・MMB・富士ピー・エスJV

三井住友建設技術研究開発報告 No.20 2022

Technical Research Report of
SUMITOMO MITSUI CONSTRUCTION

令和 4 年 10 月 1 日発行

October 2022
Published and Edited by

編集・発行
三井住友建設株式会社

技術開発本部Technical Development Division of
SUMITOMO MITSUI CONSTRUCTION CO., LTD.

〒104-0051

東京都中央区佃 2-1-6

TEL: 03-4582-3120

FAX: 03-4582-3234

2-1-6, Tsukuda, Chuo-ku, TOKYO 104-0051
TEL: 03-4582-3120

URL https://www.smcon.co.jp/

FAX: 03-4582-3234