研究期

報No. 1192023 年 12 月

四 国 電 力 株 式 会 社
四国電力送配電株式会社
株式会社四国総合研究所

研究期報１１９号

目次

屋内用ドローンを用いた火力発電設備の点検方法 ...................................................... 1
Inspection method for thermal power generation facilities using an indoor drone

数値流体解析による流れ場の再現（第２報） ............................................................. 6
Reproduction of flow field by computational fluid dynamics (the second report)

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた
余寿命診断に関する研究（その１） ......................................................................... 12
Research on remaining life diagnosis based on long-term utilization evaluation
technology for concrete structures (Part 1)

原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた斜面の実裕度に関する考察 .................... 29
Safety margins considered in slope instability assessment of nuclear installations

環境遮断性に優れる剥離抑制型塗料の開発 .............................................................. 36
Development of Peel-Suppressing Paint with High Barrier Propertie

研究期報№119

屋内用ドローンを用いた火力発電設備の点検方法

目的経済産業省は、産業保安における安全性と効率性を追求する「スマート保安」
を推進するため、技術革新に対応した保安規制・制度の見直しを進めており、火力発電所においても IoT や AI などの新たな技術の導入が求められている。そこ
で、スマート保安技術の一つである屋内用ドローンを用いた、煙突やボイラ等の設備の内部点検への適用性について検討した。
主な成果
1. 火力発電設備点検に必要なドローンの調査
発電設備の内部点検を行うドローンには、非 GPS 環境で安定飛行が可能な制御システムを備えていること、設備の状態確認に十分な明るさの照明を備えていること、粉じん環境で飛行可能なモーターを備えていること、設備と接触した
場合に設備を損傷させずに安定飛行できることが求められる。これらの条件を満足するドローンについて調査を行った結果、FLYABILITY 社（スイス）の「ELIOS2」が最も適していると評価した（図 1）。
2. 飛行試験結果
火力発電所の様々な設備（煙突、ボイラ、脱硫設備等）で「ELIOS2」の飛行試
験を実施した結果、目視点検と同等レベルの鮮明な画像（図 2～図 6）を得るな
ど、設備内部点検への適用性が高いことを確認した。また、安価・安全・短時間
で高所等の危険箇所を撮影できるため、足場仮設範囲の縮小による工事費削減
や不具合発見による設備の信頼性向上などの効果が得られることが分かった。

図1

屋内点検用ドローン「ELIOS2」

図2

煙突頂上部の内面

図3

ボイラ火炉上部

図 4 ボイラ炉底チューブ

図5

ボイラ後部煙道下部

図 6 タンク内部の溶接線

研究担当者

キーワード
問い合わせ先永易 貴志（株式会社四国総合研究所 エネルギー技術部）
山西 健児（株式会社四国総合研究所 エネルギー技術部
現：四国電力株式会社 橘湾発電所）
古髙 将史（株式会社四国総合研究所 エネルギー技術部
現：四国電力株式会社 火力部）
ドローン、火力発電所、設備点検、スマート保安
株式会社四国総合研究所 経営企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail jigyo_kanri@ssken.co.jp
https://www.ssken.co.jp/[無断転載を禁ず]

研究期報№119

数値流体解析による流れ場の再現（第２報）

目的
原子力や火力の発電プラントの炭素鋼配管では、流れ加速型腐食（FAC）など
による配管減肉が生じることがある。日本機械学会の規格に従って、超音波による肉厚測定により保守的な管理がなされているが、補強板下などの肉厚測定が難しい箇所に対しては、減肉分布予測が望まれている。
第１報では、FAC による減肉予測に先立って実施した、基本的な流れ場である
バックステップ流れを対象とした数値流体力学（CFD : Computational Fluid
Dynamics）による再現解析を報告した。本報では、実機における偏流発生部位であるＴ管流れを対象とした CFD による再現事例を報告する。
主な成果
1. Ｔ管合流部における流れの再現
Ｔ管流れの可視化実験を対象とした CFD による流れ解析を行い、Ｔ管合流部
における流れの挙動の把握を行った。その結果、主管と枝管内流れの運動量比とフローパターンの関係に対して整合が取れていること、Ｔ管合流部の複雑な流れ場を良好に再現すること、流動実験の流速分布と定性的および定量的におおむね一致していることを確認した（図 1）。
2. 乱流運動エネルギーの分布の確認
FAC の減肉評価に関連する流体力学パラメータのひとつと考えられる乱流運
動エネルギーについて、管内壁面での分布を確認した。その結果、減肉に関する既往の研究と同様に、合流部後流において 2 つのピークが発生することを確認した（図 2）。

Velocity normalized by Vm▲
z=-0.53Dm▲
z=1.0Dm

0.5

0.5
Exp.

Exp.

CFD

CFD

CFD

0

-0.5
0

-1

1
Vz / Vm2y / DmExp.

y / Dmy / Dm0.5▲
z=0.5Dm▲ y=-0.43Dm

0.0 0.5 1.0 1.5

0

-0.5

-0.5

3

-1

z=-0.53Dm

01
Vz / Vm23

z=0.5Dm
図1

0

-1

0

1
Vz / Vm2

z=1.0Dm

壁面噴流における代表断面流速分布

Turbulent Kinetic Energy
min.

max.

▲
-0.53Dm

図2

研究担当者
キーワード
問い合わせ先

▲
0.5Dm

▲
1.0Dm

0.5Db

壁面噴流における内壁上の乱流運動エネルギー分布（1/2 領域表示）

小川口深雪，杉本健二（株式会社四国総合研究所 エネルギー技術部）
流れ加速型腐食，FAC，数値流体解析，CFD，T 管，フローパターン，
壁面噴流，乱流運動エネルギー株式会社四国総合研究所 経営企画部
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3

研究期報№119
コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた
余寿命診断に関する研究（その１）目

的四国電力の原子力・火力発電所における沿岸部コンクリート構造物は，高経年化および一部では塩害劣化が顕在化している。このような構造物への適切な余寿命診断のためには，塩害劣化進行の正確な予測が必要である。
本稿では，今回構築した劣化進行予測手法等を用いた電力設備コンクリート
構造物に適した長期活用評価技術について報告する。
主な成果
1. 塩害劣化進行予測手法の構築に関する検討
塩害劣化進行は，一般的に鉄筋腐食量の増加によって評価される。本稿では，
鉄筋腐食量に影響する様々な要因を定量化することを目的としている。主な要因である塩化物イオン浸透の見掛けの拡散係数，鉄筋腐食速度，鉄筋腐食量等を
図 1 に示すとおり塩害劣化進行過程の各段階で考慮し，各要因の算定方法等について検討した。
潜伏期

鉄筋腐食量

t0

t1

鉄筋腐食開始t0：塩化物イオンの浸透t1：腐食発生限界塩化物イオン濃度t2t3

腐食によるひび割れ発生
構造物として耐力低下

図1

2.

劣化期

加速期

進展期

t4

t2：腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量
t3：腐食ひび割れモードと進展
t4：鉄筋断面減少率

塩害劣化進行過程

鉄筋腐食速度評価式
本稿においては，長期間にわたる暴露試験によって実際の鉄筋腐食進行を測定し，その実験結果から，鉄筋腐食進行に影響する様々な要因を抽出，各要因と鉄筋腐食の関係をニューラルネットワーク解析に学習させて，影響要因と鉄筋腐食速度の関係を定量化した。進展期におけるコンクリート温度と塩化物イオ
ンの影響を考慮した腐食速度にさらにコンクリート品質の影響を考慮した腐食
速度を次式とした。

R(T , C , D )ここで，： コンクリート温度と塩化物イオン濃度とコンクリート
2

基準腐食速度R0

品質の影響を考慮した腐食速度（mg/cm /年）
2： 21.33mg/cm /年

C T (T )：温度影響を表す項

T：

温度

C C (C )：塩化物イオンの影響を表す項

C cr

：

腐食発生限界塩化物イオン濃度（kg/m ）C D (D) ：
t

：

Dt ：

3

コンクリート品質の影響を表す項
調査時点の経過年数（年）経過年数 t 年時点での塩化物イオンの見掛けの拡散係数（cm /sec）
2

加速期においては，腐食ひび割れの進展程度によっては，さらに腐食ひび割れが発生するため，鉄筋腐食速度は，ひび割れの無い進展期よりも早くなる可能性を考慮し，鉄筋腐食速度が加速される第 2 加速期の検討を実構造物の結果も踏まえて実施した。腐食ひび割れ発生後の第 1 加速期の腐食速度は進展期の 3.9倍，その後に鉄筋間ひび割れが貫通後の第 2 加速期の腐食速度は 3.9×5 倍となったことから，腐食ひび割れ進展を考慮した塩害劣化進行予測手法を構築した。

図2

鉄筋間ひび割れを考慮した塩害劣化進行過程

実務上，劣化期の鉄筋腐食調査において，複数鉄筋の平均断面減少率が 20%を超えると，部材としての曲げ耐力は限界に近い状態となっていることが考えら
れる。
研究担当者
キーワード
問い合わせ先野村悠太（株式会社四国総合研究所 土木技術部）
廣瀬文明（四国電力株式会社 土木建築部（現：経営企画部））
塩害劣化，劣化進行予測，鉄筋腐食，塩化物イオン濃度，鉄筋かぶり，拡散係数，塩害劣化進行曲線
株式会社四国総合研究所 経営企画部
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研究期報№119
原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた
斜面の実裕度に関する考察

目

的
一般的に、原子力発電所の重要施設に対する評価においては、保守的に安全裕度をもった設計・評価がなされており、周辺斜面の耐震安定性評価においても、種々の安全裕度を考慮した評価がなされている。しかしながら、こういった安全
裕度をもった評価結果の実裕度については、必ずしも定量化されておらず、特に周辺斜面について実裕度を検討した報告は多くない。
本報告では、伊方発電所の周辺斜面を例にとって、原子力発電所の周辺斜面が有する実裕度に関する考察を報告する。
主な成果
1. 考慮されている保守的な安全裕度の整理
周辺斜面の耐震安定性評価において考慮されている保守的な安全裕度を整理した。主には、せん断強度、すべり面側方の抵抗、斜面の保護工について、それぞれが有している保守性を整理した。
2. 安全裕度の定量化に関する検討
せん断強度とすべり面側方の抵抗について、安全裕度の定量化を試みた。せん
断強度については、現実的なせん断強度を設定した場合の評価結果との比較により、30%程度の安全裕度が考慮されていることを確認した。すべり面側方の抵抗については、側方の抵抗を考慮した場合の評価結果との比較により、40%程度の安全裕度が考慮されていることを確認した。
研究担当者
キーワード
問い合わせ先鈴木俊輔（四国電力株式会社 土木建築部）
斜面安定性，安全率，安全裕度
株式会社四国総合研究所 経営企画部
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研究期報№119

環境遮断性に優れる剥離抑制型塗料の開発

目

的
防食塗膜の耐久性を決める 2 つの要素は、付着性と遮断性である。付着性については、塗膜の線膨張係数α（温度変化に対する寸法変化率）を低く設計することが有効であることが判っている。さらに、この線膨張係数αに着目した塗料
設計は従来トレードオフの関係にあった付着性と遮断性の両立をも可能とした。
これらの知見を踏まえ、剥離抑制機能に加えて、没水部用塗料相当の環境遮断性を有する新たな塗料（以下、高遮断低α塗料と略す）を開発した。
主な成果
1. 高い剥離抑制性能の実現
高遮断低α塗料と従来塗料の剥離抑制性能を比較するため、NEXCO 試験法 443に準拠した方法で耐剥離性試験を行った（表 1）。この試験はヒートサイクル（繰り返し温度変化）により塗膜剥離を促進させることにより、試験塗膜の長期における耐剥離性を推定できる。試験の結果、従来塗料では早期（10 サイクルまで）に大きな剥離進展がみられた。一方、高遮断低α塗料は 30 サイクルにおいても剥離進展がほとんど無く、優れた耐剥離性が示された。
2.

高い環境遮断性能の実現
高遮断低α塗料等が環境中の腐食因子を遮断する性能を比較するため、各塗膜の水蒸気透過量を測定した（表 2）。高遮断低α塗料は、遮断性能の目標である従来没水部向け塗料と同等の優れた遮断性を示し、水蒸気の透過を従来屋外向け塗料の 1/10 以下に低減していることを確認した。
3.

優れた錆面耐久性の確認
錆が残存した面に対して補修塗装を行うケースにおいては、その補修塗膜の遮断性が耐久性に及ぼす影響は特に大きいと考えられる。そこで今回、高遮断低α塗料の錆面適用性を確認するため、4 種ケレン錆鋼板素地に塗装した試験片で腐食促進試験を行った（表 3）。結果、高遮断低α塗料は、従来塗料と比較して錆や膨れの発生が極めて少なく、錆面塗装における高遮断低α塗料の有用性が
示された。

表1

塗膜の線膨張係数測定結果及び耐剥離性試験結果
高遮断低α塗料

塗膜のα （×10 /℃）
塗装仕様

耐
剥
離
性
試
験
結
果

従来屋外向け塗料

2.89

-5

3.94

単膜系

塗装系

単膜系

塗装系

30サイクル

30サイクル

10サイクル

10サイクル

試
験
片
外
観
※

試験ｻｲｸﾙ数※ 各試験片8か所あるカット部からの剥離範囲を黒マジックで示した

表2

塗膜の水蒸気透過量測定結果

測定は、JIS Z 0208「防湿包装材料の透湿度試験方法(カップ法)」準拠

表3

錆鋼板素地に塗装した試験片の腐食促進試験結果（塩水噴霧 2000 時間）
供試塗料

高遮断低α塗料
弱溶剤形
強溶剤形

従来（変性）エポキシ塗料
強溶剤形
弱溶剤形

試験片
外観

錆
膨れ

研究担当者

キーワード
問い合わせ先

無し
若干有り

無し
無し

顕著
顕著

有り
有り

坂口聡彦，大捕秀基（株式会社四国総合研究所 化学バイオ技術部）
西森修次（株式会社四国総合研究所 化学バイオ技術部（現：アルファー
塗料研究所））
防食塗料，鋼構造物，鋼橋，補修塗装，塗膜剥離，内部応力，線膨張係数，
錆，環境遮断性
株式会社四国総合研究所 経営企画部
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研究期報119 (2023年12月) 1－5

屋内用ドローンを用いた火力発電設備の点検方法㈱四国総合研究所 エネルギー技術部㈱四国総合研究所 エネルギー技術部(現：四国電力㈱ 橘湾発電所)㈱四国総合研究所 エネルギー技術部(現：四国電力㈱ 火力部)

キーワード：

ドローン
火力発電所
設備点検
スマート保安Key Words：

永易
山西

貴志
健児

古髙

将史

Drone
Thermal Power Plant
Facilities Inspection
Smart Industrial Safety

Inspection method for thermal power generation facilities using an indoor drone
Shikoku Research Institute, Inc., Energy Engineering Department
Takashi Nagayasu, Kenji Yamanishi, Masashi Kotaka

Abstract
The Ministry of Economy, Trade and Industry (METI) is reviewing industrial safety regulations and systems in
response to technological innovation in order to promote "smart industrial safety" that pursues safety and efficiency
in industrial safety, and thermal power plants are also required to introduce new technologies such as IoT and AI.
Therefore, we conducted a flight test of a drone in a thermal power plant, one of the smart industrial safety
technologies, and studied its applicability to inspect facilities such as chimneys and boilers.
Flight tests were conducted in various facilities at thermal power plants using the ELIOS2, which is suitable forinspecting thermal power generation facilities, and the results showed that it was possible to capture images at all
locations at a level equivalent to visual inspection. The ELIOS2 can also take images of hazardous areas such as
high places inexpensively, safely, and in a short period of time, thereby reducing inspection costs by reducing thescope of temporary scaffolding and improving the reliability of facilities by detecting defects.

－ 1 －屋内用ドローンを用いた火力発電設備の点検方法

表１

1. はじめにELIOS2 の主な仕様 1)

近年、経済産業省はスマート保安の導入を推進

寸法

直径 400mm の球形している。スマート保安とは、現在、産業保安の重量(ﾊﾞｯﾃﾘｰ含む)

1,450g

現場で課題となっている「設備の高経年化、人材

最大飛行時間10 分の高齢化や長期的な不足、技術・技能の伝承力低

最大上昇速度

1.5m/s下」に対し、IoT・AI・ドローンなどの新たな技術

最大下降速度1m/sを導入することによって、安全性、効率性、保安

最大伝送距離視界の直線距離で 500m

力を向上させる取り組みのことである。この取り

動作環境温度

0～50℃

組みを推進するため、2020年6月には、スマート保

ﾊﾞｯﾃﾘｰ充電時間

90 分

安官民協議会が設置され、官では技術革新に対応
ｶﾒﾗ解像度した保安規制・制度の見直しを行っており、民ではIoT・AI・ドローン等の実証・導入、スマート保安技術を支える人材の育成を進めている。

4K:3,840×2,160
FHD:1,920×1,080

ｶﾒﾗ可動域+90°～-90°

照明出力10,000 ﾙｰﾒﾝ

そこで、スマート保安技術の一つであるドローンに着目し、ドローンの機体調査や火力発電所の設備内部点検への適用性について検討した結果を報告する。

3. 火力発電設備での飛行試験
屋内用ドローンの設備点検への適用性を調査するため、「ELIOS2」を用いて、火力発電所の様々な設備で飛行試験を実施した。試験では、ドローン

2. 火力発電設備点検に必要なドローンの調査
ドローンには、屋外用、屋内用の 2 種類がある。
屋外用は GPS 信号を利用した制御を行う機体であるため、非 GPS 環境である煙突やボイラ等の発電設備の内部点検には適していない。また、発電設
備内部は、暗所、粉じん環境、狭所の条件が重なるため、これらの環境で安定飛行できなければならない。以上のことを踏まえ、発電設備の内部点検を行うドローンには、屋内の非 GPS 環境で安定飛行が可能な制御システムを備えていること、設備の状態確認に十分な明るさの照明を備えている
こと、粉じん環境で飛行可能なモーターを備えていること、設備と接触した場合に設備を損傷させず、安定飛行できることが求められる。
これらの条件を満足するドローンについて調査 を 行 っ た 結 果 、 FLYABILITY 社 （ ス イ ス ） の「ELIOS2」が最も適していると評価した（図 1）。

との通信を行う電波発信機を設備内部に設置し、操縦は設備外部で行った。この方法では、操縦者が酸欠場所や粉じん場所である設備内部に入る必要がないため、安全性が確保される。一方で、操縦者は、ドローン本体を目視で確認することができないため、手元のコントローラーに接続したタ
ブレット画面に表示されるドローンの撮影画像のみを見ながら飛行させる必要がある。また、ドロー
ンの飛行安定性は飛行空間の広さや粉じん量により変化するため、点検開始前には、飛行空間の状
況確認を目的とするアセスメント飛行を十分に行うことが重要である。特に粉じん量が多い空間では不安定になる傾向があるため、注意を要する。
3.1 煙突火力発電所の煙突は、内径 2～5m 程度、高さ 200m程度であり、高温のガスから設備を保護するため、内部にライニングが施されている。ライニングは
長期間の運転により劣化が進行するため、定期的な点検、補修が必要である。従来、煙突ライニン
グの点検は、マンホールからの点検やゴンドラを用いた点検が主流であるが、前者の場合は点検範
囲が限られ、後者の場合は点検費用が高額になり工期が長期間に及ぶことに加え、危険性の高い高所作業が必要となる。そこで、ドローンによる煙図1

屋内点検用ドローン「ELIOS2」

突内部の点検可否を確認するため、飛行試験を－ 2 －屋内用ドローンを用いた火力発電設備の点検方法

チューブ表面の状況確認が可能である。なお、石行った。
試験の結果、煙突底部から頂上部まで飛行可能

炭焚きボイラの場合は、チューブ表面に石炭灰がであり、最大飛行時間は 10 分のため、バッテリー付着するため、表面状態の確認を行うためには、を入れ替える必要はあるが、数回の飛行で煙突全

事前に灰の除去が必要である。

体を点検可能であることが確認できた（図 2）。撮
影画像については、明るさ、画質とも十分であり、ライニングの劣化箇所を詳細に確認することができた（図 3）。また、地上部のマンホールを開放す
るだけで煙突全体の点検が可能である。このため、従来の点検方法と比べて、短時間で実施可能であり、安全性の向上や点検費用の削減等の効果が得
られる。

図2

図3

図4

ボイラ火炉上部

図5

ボイラバーナー部

図6

ボイラ炉底チューブ

煙突頂上部の内面

煙突内面ライニングの劣化部位

3.2 ボイラ火炉
火力発電所のボイラは、発電設備の中で重要な

3.3 ボイラ後部煙道

機器の一つであり、高さが 70m 程度に及ぶものも

煙道の強度部材である梁は、フライアッシュにあるため、詳細点検を行うためには、ボイラの稼

よるエロ―ジョンが懸念されているが、狭隘かつ働停止後、10 日程度かけて広範囲に及ぶ足場を設

粉じんが蓄積された煙道内部の高所に設置されて置する必要があり、写真等で全体の状況を速やかおり、また、下部がホッパであるため、確認を行に記録することが難しい。そこで、ドローンにようためには大規模な足場が必要である。そこで、るボイラ内部の点検可否を確認するため、飛行試

煙道内部の梁の点検可否を確認するため、飛行試験を行った。

験を行った。

試験の結果、ボイラ火炉上部（図 4）、バーナー試験の結果、梁の状況を鮮明に撮影することが部（図 5）、ボイラ炉底チューブ（図 6）を鮮明にでき、狭隘かつ粉じんが蓄積された環境において撮影することができた。また、ELIOS2 は全周ガー

も、ドローンによる点検が可能であることが確認

ドを備えており設備に接近して撮影できるため、できた（図 7～図 8）。

－ 3 －屋内用ドローンを用いた火力発電設備の点検方法

3.5 水タンク
ELIOS2 には、被写体との距離を一定に保ちながら飛行できる「距離ロック機能」が搭載されている。距離は、30～200cm の間で任意に設定できる。
この機能を用いて、タンク内部の溶接線を撮影し、目視と同等の精度で点検可能であることが確認された（図 10）。なお、操縦者が確認するタブレット
画面には、被写体との距離の他、離陸地点の高度、
図7

方向を基準とした値が表示されるため、撮影箇所

ボイラ後部煙道内の梁の位置が確認可能である。

①②
図8

ボイラ後部煙道下部
図 10

3.4 脱硫設備、熱交換器、煙道

タンク内部の溶接線(①被写体との距離、②離陸地点の高度、方向を基準とした値)

点検中の脱硫設備、熱交換器、風煙道の内部においても飛行試験を実施した。ドローンを使用す
れば、足場を設置することなく短時間で広範囲を3.6 煙道（屋外）、揚炭機点検できるため、点検期間中に不具合箇所を早期

ELIOS2 は、プロペラがカメラの下部にあり、機に発見し、工期内に修繕を完了させる等、設備の体上部にある被写体を撮影できることから、屋外安定運転に貢献することができる。

設備の点検にも活用可能と考え試験を行った。

また、脱硫吸収塔等のスケール成長が想定され試験の結果、無風環境であれば、屋外においてる設備内部の作業前安全確認への活用も考えられも問題なく飛行でき、サーモカメラによる煙道等る。事前に設備内部の危険部位を把握することにの温度測定（図 11）や揚炭機ブーム（図 12）の点より、作業災害のリスク低減につながるものと期検が可能であることが確認できた。ただし、風速待される（図 9）。

が 1m/s を超える場合は、飛行が安定しないため、屋外での使用は難しい。また、試験で使用したドローンは、ズーム機能を備えていないため、狭所の点検対象部位等、一部、点検を断念したケース
もあった。

図9

脱硫吸収塔内部点検状況

図 11

－ 4 －

煙道温度測定状況

屋内用ドローンを用いた火力発電設備の点検方法

図 12

揚炭機ブーム点検状況

4. まとめ火力発電所の様々な場所でドローン飛行試験を実施し、設備内部点検への適用性が高いことを確認した。また、高所等の危険箇所でも、安価・安
全・短時間で鮮明な点検画像が得られるため、足場仮設範囲の縮小による工事費削減や不具合発見
による設備の信頼性向上などの効果が得られることが分かった。
［謝辞］
本業務は、四国電力㈱火力本部火力部殿より委託を受け実施したもので、ご協力いただいた関係
各位に深く感謝いたします。
［参考文献］1)

ELIOS2 カタログ

－ 5 －

四国電力，四国電力送配電，四国総合研究所
研究期報119 (2023年12月) 6－11

数値流体解析による流れ場の再現（第２報）㈱四国総合研究所 エネルギー技術部㈱四国総合研究所 エネルギー技術部

キーワード：

流れ加速型腐食
数値流体力学T管
フローパターン
壁面噴流
乱流運動エネルギー

Key Words：

小川口深雪
杉本 健二

FAC
CFD
T-junction
Flow pattern
Wall jetTurbulent kinetic energy

Reproduction of flow field by computational fluid dynamics (the second report)
Shikoku Research Institute, Inc., Energy Engineering Department
Miyuki Ogawaguchi, Kenji Sugimoto

Abstract
The pipe wall thinning phenomenon due to flow-accelerated corrosion (FAC) sometimes occurs in carbon steel
piping in power plants. In accordance with the pipe wall thinning management rules established by the Japan
Society of Mechanical Engineers (JSME), the wall thinning is conservatively controlled by measuring wall
thickness using ultrasonic waves. However, for locations where wall thickness measurement is difficult, such as
under reinforcement plates, it is desirable to predict the distribution of wall thinning. In this paper, we report on acase study of T-junction flow simulation using computational fluid dynamics (CFD), which was conducted prior to
the prediction of wall thinning by FAC.
CFD flow analysis was performed on a T-junction flow visualization experiment to understand the flow
behavior at the T-junction confluence. It was confirmed that the CFD analysis was consistent with the relationshipbetween the momentum ratio of the flow in the main pipe and the branch pipe and the flow pattern, that it
reproduced well the complex flow field at the T-junction confluence, and that it was in good qualitative andquantitative agreement with the flow velocity distribution in the flow experiment.
The distribution of turbulent kinetic energy, which is one of the hydrodynamic parameters related to theevaluation of wall thinning in FAC, was confirmed at the inner wall of the pipe. As in previous studies on wall
thinning, two peaks were found to occur in the wake of the confluence.

－ 6 －数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）下部（枝管側）の内壁に押し付けられるような「壁1. はじめに
原子力や火力の発電プラントの給水・復水系統

面噴流」、枝管噴流が主管の中央付近を通るようななどの炭素鋼配管では、流れ加速型腐食（FAC :「偏向噴流」、枝管噴流が主管上部（枝管と反対側）

Flow-Accelerated Corrosion）などによる配管減に衝突する「衝突噴流」がある。枝管の流速を一肉が生じることがあり、仮に配管破損に至った場

定とした場合、主管の流速が小さくなるにつれ、合には高エネルギー流体が噴出し、人や設備に対壁面噴流から衝突噴流へ移行する。

して大きな影響を与える可能性があるため、適切

これらの 3 つのフローパターンは流入条件の違な管理が求められている。現在では、日本機械学

いにより分類でき、主管を流れる流体の運動量（Mm）

会の規格

1),2)

に従って、超音波による肉厚測定により保守的な管理がなされているが、補強板下なと枝管を流れる流体の運動量（Mb）の比 M（=MR
m/M b）
により判別できる 4）。

どの肉厚測定が難しい箇所に対しては、減肉分布予測が望まれている。
FAC のメカニズムについては一部未解明の点が残されているものの、配管内面における鉄イオンの溶出が、流れ場の局所的な乱れにより加速され主
管る一種の腐食現象と考えられている。FAC の発生・進展傾向は、環境（温度、溶存酸素濃度、pH 等の水質）、配管材料（クロム等の含有量）、流れ場（流速、配管形状）により大きな影響を受けることが枝管知られている 3)。FAC の発生しやすい配管形状と(ａ)

しては、流路断面積が変化するオリフィスや流れ

壁面噴流（1.35＜MR）

方向が曲げられるエルボ等があり、実際に FAC が発生している部位の例として、PWR では主給水ポ
ンプ吸込配管、ヒータードレン・給水加熱器抽気配管が挙げられる 1)。
第１報では、基本的な流れ場であるバックス

主管テ ッ プ 流 れ を対 象 と した数 値 流 体 力 学（ CFD :Computational Fluid Dynamics）による再現解析を報告した。本報では、実機における偏流発生部位であるＴ管流れを対象とした CFD による再現事

枝管例を報告する。

(ｂ)

偏向噴流（0.35＜MR＜1.35）

2. 流れ場の再現解析
プラントで多数使用されているＴ字形配管において、主管の流れと枝管の流れが合流する部位では流れに乱れが生じ、複雑な流れ場となる。ここでは、Kamide ら

4）による熱流動現象に着目したＴ

主
管

管流れの可視化実験を対象に、合流部における流れの挙動の把握を行う。
2.1 Ｔ管流れ

枝管

Ｔ管合流部におけるフローパターンは、枝管からの噴流の向きによって特徴づけられる（図 1）。
代表的なフローパターンとして、枝管噴流が主管

－ 7 －

(ｃ)
図1

衝突噴流（MR＜0.35）

Ｔ管合流部のフローパターン

数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）

次に、解析条件を表 1 に示す。流入境界には流2.2 実験体系
Kamide ら 4）は、熱流動現象に着目したＴ管流れ

速（主管：1.46m/s，0.46m/s，0.23m/s、枝管：1.0m/s）

場を対象に、詳細な温度分布ならびに速度分布をを、流出境界には基準圧力 0Pa を与えた。管壁面

確認する実験を行った。実験では図 2 のように、には No Slip 条件を、対称面には Slip 条件を与え内径（Dm）150mm の水平に置かれた主管に、内径（Db）

た。ここで、壁面近傍における流れ場の再現精度

50mm の枝管が鉛直方向から合流するＴ字管体系を確保するために管内面に 5 層の境界層メッシュとしている。作動流体は水である。主管流速（Vm）を設定した（図 3 下）。また、乱流モデルとして、を 0.1～3m/s、枝管流速（Vb）を 0.5～1.5m/s の範第１報においてバックステップ流れを精度良く再囲で実験を行っている。

現できていた SST k-εを採用した。
解析には汎用数値流体解析ソフトウェア ANSYS

1050mm
入口整流用
バッファー

φ150mm

2770mm

900mm

主管（Dm:φ150mm）

500mm

Fluent 2023 R2（Ver.23.2）を使用した。
表1

枝管（Db:φ50mm）

図2

解析条件

流体密度

998.2 kg/m3

流体粘性係数

1.003×10-3 Pa･s

実験模式図

枝管流入境界：1.0m/s
主管流入境界：3 ケース

2.3 解析方法

1.46 m/s（運動量比 MR=8.1 ）解析モデルを図 3 に示す。モデル化範囲は図 2

境界条件の実験模式図と同様に、主管上流側には入口整流0.46 m/s（運動量比 MR=0.81）
0.23 m/s（運動量比 MR=0.20）用バッファーを含め、合流部下流は実験の測定範

流出境界：0 Pa

囲を含む 6Dm (900mm)とした。配管が軸対称である

壁面境界：No Slip 条件

ため、1/2 領域対称の 3 次元モデルとした。主管

鏡面境界：Slip 条件と枝管の中心軸の交点を原点とし、奥行き方向をx、高さ方向を y、主管流れ方向を z としている。
18Dm
入口整流用
バッファー

乱流モデル

SST k-ε3. 解析結果
Vb

枝管（Db:φ50mm）

Vm

82,373 cells

6Dm

主管（Dm:φ150mm）

Dm

メッシュ数

3.1 フローパターン
フローパターンの確認のため、Ｔ管合流部近傍の代表断面における主管流体の質量分率コンター

合流部近傍を拡大（解析メッシュの一部を表示）を図 4 に示す。ここでは主管からの流れを赤色、枝管からの流れを青色で表している。図１に示した主管と枝管内流れの運動量比 MR とフローパターンの関係と整合が取れること、可視化実験結果 4）とよく一致する挙動を示すことなど、各フローパ

Dm

ターンを定性的に再現できることを確認した。
詳細な流れの挙動を把握するため、壁面噴流（MR=8.1）におけるＴ管合流部近傍の代表断面における流速分布を図 5 に示す。図左側からの主管
流れは枝管噴流を避けるように偏流し、図下側かDb

図3

らの枝管噴流の下流側には流速の遅い逆流領域
3 次元解析モデル（青色部分）の形成が確認できる。

－ 8 －数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）

壁面噴流（MR=8.1）における 3 次元的なフロー

main flow fraction
0.0

0.5

パターンの模式図と水平断面（y=-0.43Dm）におけ1.0

る流線図を図 6 に示す。枝管噴流の背後に１対の渦が形成されていることが確認できる。これは、
枝管噴流が主管の流れに対する障害物的な役割となって、カルマン渦的な流れが発生しているためと考えられる。以上のことは実験でも確認されており、解析においても合流部の複雑な流れ場を良好に再現できたと考えられる。

(ａ) 壁面噴流 (MR=8.1，Vm=1.46m/s)(ｂ) 偏向噴流 (MR=0.81，Vm=0.46m/s)▲-0.53Dm

図6

▲
0.5Dm

▲
1.0Dm

壁面噴流（MR=8.1）におけるフロー模式図，(ｃ) 衝突噴流 (MR=0.20，Vm=0.23m/s)

図4

枝管

水平断面（y=-0.43Dm）上の流線解析図

合流部におけるフローパターン
3.2 実験データとの比較
流れの定量的な評価のため、壁面噴流（MR=8.1）
における流速分布について、実験と解析の比較を
Velocity normalized by Vm

行った。主管の上流側 z=-0.53Dm および下流側

0.0 0.5 1.0 1.5

z=0.5Dm，z=1.0Dm の位置での、軸方向速度成分（Vz）
を主管平均流速 Vm=1.46m/s で規格化した規格化平均流速（Vz/Vm）の y 方向分布の比較を図 7 に示す。

▲
z=-0.53Dm▲
z=0.5Dm▲
z=1.0Dm▲ y=-0.43Dm

主管上流位置 z=-0.53Dm における流速分布（図7(ａ)）に関して、実験値は主管の下方（y＜0）で流速が小さくなっている。実験装置と同様に主管
上流の入口整流用バッファーをモデル化すること
で、解析においても同様の挙動となることを確認した。
図5

代表断面流速分布

壁面噴流 (MR=8.1，Vm=1.46m/s)－ 9 －数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）主管下流位置 z=0.5Dm における流速分布（図0.5

y / Dm7(ｂ)）に関して、実験値(Exp.)および解析値(CFD)Exp.

は y＜-0.3Dm の領域で負の値を示しており、これCFD

は枝管噴流の背後に逆流領域が発生していることを表している。

0

主管下流位置 z=1.0Dm における流速分布（図7(ｃ)）に関して、解析値は y=-0.3Dm 近傍で若干低めの流速を示したものの、実験値と概ね整合がとれることを確認した。

-0.5
-1

0

1
Vz / Vm

2

3

各位置における流速分布について、実験値と解
析値は定性的に一致し、定量的にもおおむね一致している。

(ａ) z=-0.53Dm

4. 考察
FAC の減肉評価に関連する流体力学パラメータ0.5

y / Dmのひとつと考えられる乱流運動エネルギーについExp.

て、壁面噴流（MR=8.1）における管内壁での分布をCFD

図 8 に示す。合流部後流において、乱流運動エネ
ルギーが高い領域が確認される。

0

枝管端部の垂直断面（z=0.5Db ）における各フ
ローパターンの壁面乱流運動エネルギー分布を図9 に示す。角度は合流部を 0°とし、反時計回りを正とする。また、乱流運動エネルギーは、主管流

-0.5
-1

0

1
Vz / Vm2

3

速ごとの最大値で無次元化した値を示す。各フ
ローパターンとも、約±15°合流部近傍の 2 つ
ピークがあることが確認できる。

(ｂ) z=0.5Dm

Ｔ管における減肉に関する既往の研究 5),6)より、FAC 減肉評価として合流直後に 2 つのピークが見られるとしており、図 8 および図 9 で示した結果

0.5はこれらと整合する。
Exp.

y / Dm

CFD
Turbulent Kinetic Energy

0

min.

max.

-0.5
-1

0

1
Vz / Vm

2

3▲-0.53Dm(ｃ) z=1.0Dm
図7

規格化流速分布図8（○：実験値(Exp.)4），―：解析値(CFD)）

▲
0.5Dm

▲
1.0Dm

0.5Db

壁面噴流（MR=8.1）における内壁上の乱流運動エネルギー分布（1/2 領域表示）－ 10 －

数値流体解析による流れ場の再現（第 2 報）

［謝辞］
本研究は、四国電力㈱原子力本部殿より委託を受け実施したもので、ご協力いただいた関係各位に深く感謝いたします。
［参考文献］
1)

日本機械学会：「発電用設備規格 配管減肉管
理に関する規格（2016 年版）」，JSME S CA12016

2)

日本機械学会：「発電用原子力設備規格 加圧
水型原子力発電所 配管減肉管理に関する技
術規格（2016 年版）」，JSME S NG1-2016

3)
図9

歌野原陽一，村瀬道雄，中村晶：「炭素鋼配管枝管端部垂直断面（z=0.5Db）におけるでの流れ加速型腐食に関する研究」，日本機械

内壁の乱流運動エネルギー分布

学会 流体工学部門，2016，https://www.jsmefed.org/papertech/2016_01/001.html

4)

H. Kamide, M. Igarashi, S. Kawashima, N.
Kimura, K. Hayashi ： Study on mixing

5. まとめbehavior in a tee piping and numerical

FAC 減肉予測に先立って、実機における偏流発生部位であるＴ管合流部を対象に流れ解析を行っanalyses for evaluation of thermal striping,

た。その結果、主管と枝管内流れの運動量比 MR と

Nuclear3 つのフローパターンの関係に対して整合が取れ

pp.58–67, 2009ていること、Ｔ管合流部の複雑な流れ場（流線）

5)

EngineeringandDesign239

川口和貴，山縣貴幸，森田良：T 字配管合流部

を良好に再現すること、流動実験の流速分布と定の物質移動に関する実験的研究，第 25 回動性的および定量的におおむね一致していること、力・エネルギー技術シンポジウム，20216)などが確認できた。

林健，Tong TONG，恒吉達矢，辻義之：T 字

また、FAC の減肉評価に関連する流体力学パラ

配管合流部での FAC における物質移動係数

メータのひとつと考えられる乱流運動エネルギーの分布に関する研究，日本機械学会東海支部について、管内壁面での分布を確認した。その結第 69 期総会・講演会講演論文集，No.203-1，

果、減肉に関する既往の研究と同様に、合流部後2020

流において２つのピークが確認された。
今後は、実験や実機の FAC 減肉データと流体力
学パラメータの関連性調査等を予定している。

－ 11 －

四国電力，四国電力送配電，四国総合研究所
研究期報119 (2023年12月) 12－28

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた
余寿命診断に関する研究（その１）㈱四国総合研究所
土木技術部
四国電力㈱ 土木建築部（現：経営企画部）

キーワード：

塩害劣化
劣化進行予測鉄筋腐食

Key Words：

野村
廣瀬

悠太
文明

Salt damage deterioration
Deterioration progression prediction
Reinforcing steel corrosion

Research on remaining life diagnosis based on long-term utilization evaluation technology for concrete structures(Part 1)
Shikoku Research Institute, Inc., Civil Engineering Department
Yuta Nomura
Shikoku Electric Power Co.,Inc., Civil Engineering And Architecture Dapartment
Fumiaki Hirose

Abstract
This paper reports on the reinforcing steel corrosion evaluation formula that was studied to predict the progress ofsalt damage deterioration of concrete structures in order to appropriately diagnose the remaining life of coastal
concrete structures that have progressed to deteriorate due to salt damage.
The purpose of this study is to quantify various factors that affect the amount of reinforcing steel corrosion. The
apparent diffusion coefficient of chloride ion penetration, reinforcing steel corrosion rate, amount of reinforcing steel
corrosion, etc. were considered as the main factors at each stage of the salt damage deterioration process, andmethods for calculating each factor were investigated. In conducting this study, we measured the actual progress ofcorrosion of reinforcing steel through long-term exposure tests. From the experimental results, we extracted various
factors that influence the progression of reinforcement corrosion, and by using neural network analysis to learn therelationship between influencing factors and reinforcement corrosion, we constructed and quantified a prediction
formula for the progression of deterioration.

－ 12 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）1.はじめに沿岸部コンクリート構造物は，高経年化が進んでおり，一部では塩害劣化が顕在化している。こ
うした中，設備流用の可否判断など，コンクリー
ト構造物に適した長期活用評価技術の構築が求められている。コンクリート構造物の適切な余寿命診断のためには，塩害劣化進行の正確な予測が必要であり，本稿では，コンクリート構造物の塩害
劣化進行を予測するために検討した鉄筋腐食評価式等について報告する。
2.塩害劣化進行予測手法の構築に関する検討
塩害劣化進行は，一般的に鉄筋腐食量の増加によって評価される。本稿では，鉄筋腐食量に影響する様々な要因を定量化することを目的としている。主な要因を以下に示す。また，各要因を考慮
図2

した塩害劣化進行過程を図 1 に示し，次項以降で塩化物イオン濃度分布例

各要因の算定方法等について述べる。
おおよそ 2cm×5～6 スライスで塩化物イオンが①潜伏期における塩化物イオン浸透の見かけの浸透していないコンクリートの初期塩化物イオン

拡散係数②鉄筋腐食が始まる塩化物イオン濃度

濃度と考えられる一定値となっていることが分か③進展期における鉄筋腐食速度る。ただし，コンクリート品質のばらつきや 40 年

④腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量

超の長期経年後の場合，あるいは非常に厳しい環⑤加速期における鉄筋腐食速度

境条件下での検討の場合には，さらに深くまで分⑥劣化期と判断する鉄筋腐食量（鉄筋断面減少率）

析する必要性がある。
表面近傍の塩化物イオン濃度は，図 2 上に示す

潜伏期

鉄筋腐食量

t0

加速期

進展期

t1

鉄筋腐食開始ように，濃度は相対的に小さくなる場合が多い。

t0：塩化物イオンの浸透 …①

経年による塩化物イオンの溶脱，中性化による塩

t1：腐食発生限界塩化物イオン濃度 …②t2t3

腐食によるひび割れ発生

t4

構造物として耐力低下

図1

劣化期

t2：腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量 …③④
t3：腐食ひび割れモードと進展 …④⑤
t4：鉄筋断面減少率 …⑥化物イオンの深部への移動が原因であるが，図中の実線に示されたように，回帰曲線が合っていな
い。一般的には，図 2 下に示したように，表面部の塩化物イオン濃度を省いて回帰する場合が多い。

塩害劣化進行過程

2.1 潜伏期における塩化物イオンの浸透(2)潜伏期(1)塩化物イオン濃度分布

鉄筋腐食による塩害劣化進行において，潜伏期

図 2 上は，経年 40 年のコンクリート桟橋から採は，コンクリート表面から塩化物イオンが浸透し，取したコア表面から 2cm×8 スライスを分析した

拡散現象によって鉄筋まで到達する期間である。

塩化物イオン濃度分布である。

(3)見かけの拡散係数
コンクリート内への塩化物イオン浸透は，拡散現象として考える。塩化物イオンの拡散現象は，濃度勾配を起動力(C/x)として，さらに経時変化(C/t)を考慮したフィックの拡散方程式としている。

－ 13 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）J = −D∂C ∂  ∂C = D∂t ∂x  ∂x 

∂C
∂x

∂C
∂ 2C
= Dc 2∂t∂x

2.2 腐食発生限界塩化物イオン濃度
腐食発生限界塩化物イオン濃度は，潜伏期から

C
Dc
xt ： 時間進展期へ移行する時期にあたり，非常に重要な値である。しかし，腐食開始の定義が定性的であり，電気化学的に腐食反応が開始される時期か，ある

この拡散方程式における Dc が見かけの拡散係数

いは腐食生成物が実際に生じ始める時期か等の具である。コンクリート内部の塩化物イオン拡散係体的な定義付けを伴わないため，各機関および研数を直接測定しておらず，塩化物イオン濃度分布

究者によって様々な値が提示されている。

から拡散方程式の解を回帰することで Dc を求める

本稿においては，2018 年版のコンクリート標準

ため，見かけの拡散係数と呼ばれる。本稿では，

示方書［維持管理編］ 3)に示されている 2.0kg/m3

拡散係数の初期値条件と境界条件をいくつか想定を採用している。

して解かれた式(1)（回帰式）を用いて見かけの拡
散係数を定める。

2.3 進展期における鉄筋腐食速度〇コンクリート表面の塩化物イオン濃度が一定の場合

本稿においては，長期間にわたる暴露実験によ

1)って実際の鉄筋腐食進行を測定し，その実験結果

 x C ( x, t ) = C ′ + C0 1 − erf  2 D t 

t 


から，鉄筋腐食進行に影響する様々な要因を抽出，各要因と鉄筋腐食の関係をニューラルネットワー… 式(1)

ク解析に学習させて，影響要因と鉄筋腐食速度の関係を定量化した。
(1)鉄筋コンクリート供試体の屋外暴露実験(a)供試体(4)拡散係数の経時変化

外部から塩化物イオンが侵入してくる海洋環境

通常，見かけの拡散係数は，対象構造物の竣工下にある鉄筋コンクリート構造物を想定して，図後，数年あるいは数十年後の調査によって得られ4 のような供試体を 2 体用意した。供試体の外形る値である。よって，調査時における値であり，寸法は 400×550×300mm の直方体である。かぶり

コンクリートの水和反応による緻密性の長期変化

20 および 40mm の位置にそれぞれ鉄筋（SD295A，

や塩化物イオンの拡散状態の変化等は考慮していD13，長さ 200mm）を 2 本(A および B)とステンレない。

ス丸鋼（SUS304，φ13，長さ 200mm）を 1 本配置し

竹田ら 2)は，竣工後の比較的初期段階におけるた。鉄筋 A はステンレス丸鋼との間のマクロセル

見かけの拡散係数の経時変化について提案してい腐食電流を常時計測するための鉄筋であり，鉄筋る。本稿では，経時変化の変化率について，上記

B は単独での腐食で自然電位を常時連続計測する-0.54を採用して，対象構造ための鉄筋である。その他，外部からの塩化物イ

-0.54

を乗じた

オンの侵入状況等をモニタリングする目的で，コものを，塩害劣化進行予測を計算する際の見かけ

ンクリートの電気抵抗（分極抵抗）を測定するたの拡散係数とする（図 3）。

めに，市販の導電率測定用電極および図 4 に示す

研究の飛沫帯における t

物の調査時の見かけの拡散係数に tような 2 本のステンレス線からなる電極を埋め込んだ。また，コンクリート内の温度を測定するために熱電対(表面から 2，4，7cm の位置)も埋め込んだ。
表 1 にコンクリート配合およびフレッシュコン
クリートの性状を示す。
(b)暴露条件
コンクリートを打設した後の養生条件，暴露条
図3

拡散係数の経時変化に関する研究2)

件を表 2 に示す。供試体側面は材齢 30～60 日の間－ 14 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）でエポキシ樹脂塗装を施し，60 日以降，供試体上②自然電位
鉄筋 B を電位差計の+端子に，銀/塩化銀照合電

面は蓋をした状態で屋外に暴露した。

極を－端子にそれぞれ接続した時の電位差計の指示値を連続計測した。なお，測定値は 25℃での銅/
硫酸銅照合電極に対する値に換算した。
③分極抵抗(ⅰ)鉄筋 A
鉄筋 A とステンレス棒を外部で繋いだ状態で，これらを試料極として，チタンメッシュ(対極)と銀/塩化銀照合電極をコンクリート表面に配置した状態で，自然電位を測定するとともに，100kHzから 10mHz までの周波数範囲（測定周波数点数 4点/dec）で交流インピーダンスを測定して分極抵抗を求めた。
(ⅱ)鉄筋 B
鉄筋 B のみを試料極として，鉄筋 A の場合と同
図4
表1

水セメント比
W/C
(％)

細骨材率
s/a
(％)

8±2
(15.6)

48

44.9

不明
(5.8)

④導電率

コンクリート配合および実測値

粗骨材
スランプ 空気量
最大寸法
(cm)
(％)
(mm)

20

様な方法で分極抵抗を求めた。

暴露実験用鉄筋コンクリート供試体
単位量（kg/m3)
水W

セメント 細骨材
C
S

172

359

粗骨材

762

G

952

AE減水剤
(kg/m3)

3.59

4.3

コンクリート中に埋め込んだものであり，専用の計測器を用いて導電率を測定した。

( )値は実測値

表2

水溶液の導電率を計測するための市販の電極をAE剤(kg/m3)⑤コンクリート抵抗No.1，No.2 供試体の養生・暴露条件
材齢（日）
0～60
（室内）

No.2供試体

図 5 に示す 2 本のステンレス電極間で 100k Hz

厚手の布を被せ，乾かないように
定期的に散水．（湿空養生）から 100mHz までの交流インピーダンス測定結果

No.1供試体

60～247（屋外）

供試体上面に水道
水を貯留

247日以降（屋外）

供試体上面に10％NaCl水溶液を貯留

を複素平面表示した時に実数軸を横切る(虚数値が 0)時の値をコンクリート抵抗とした。

供試体上面に10％NaCl水溶液を貯留

表3

測定項目および測定概要

図5

塩化物イオン検出用電極(c)測定項目および測定方法
コンクリート中の鉄筋の腐食状況を直接評価するものとして，①マクロセル腐食電流，②自然電位，③分極抵抗を，また，腐食状況を直接評価するものではないが，コンクリート環境下での鉄筋の腐食性を評価する指標として，④導電率，⑤コンクリート(モルタル)抵抗を，さらに⑥外気温，⑦コンクリート内部温度をそれぞれ計測した。それぞれの測定頻度および測定開始時期を含めて表3 に示す。代表的な測定項目の測定方法について
以下に述べる。
①マクロセル腐食電流
鉄筋 A と，それと対向するステンレス丸鋼とを外部で無抵抗電流計を介して接続した時の電流計の指示値を連続計測した。

－ 15 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）以下にまず，供試体コンクリート打設後，約 6
年 6 ヶ月間の各測定項目の測定結果を以下に示す。
40

気 温 To (℃)

30

自然電位 Ecorr （mV vs CSE, 25℃）

100(d)測定結果と考察

No.1：かぶり4cm

0
-100
-200
-300
No.1：かぶり2cm

-400
-500

No.2：かぶり4cm-600

No.2：かぶり2cm

-700
0

20

500

1500

2000

2500

暴露期間 t (日)

図 10

10

10

0
0

500

1000

1500

2000

2

暴露期間中の気温の変化

20

No.1：かぶり4cmは0μA
No.1：濃度10%NaCl水溶液貯留

No.2：濃度10%NaCl水溶液貯留

No.1：
かぶり2cm

計測日:'98.11.9～'05.4.20

15

No.2：
かぶり2cm

No.1：かぶり2cm

10 2

10
No.2：かぶり2cm

1

No.2かぶり2cm、ｺｱ抜き

10

No.1：かぶり4cm

10 3
分極抵抗 Rp (KΩ・cm )図6

No.1：水道水を貯留

自然電位（鉄筋 B）

4

2500

暴露期間 t (日)マクロセル腐食電流 Im (μA)

1000

No.2：かぶり4cm

10 -1

No.2：
かぶり4cm

0

500

1000

1500

2000

2500

暴露期間 t (日)

図 11

5

分極抵抗（鉄筋 B）

10
0
500

1000

1500

2000

暴露期間 t (日)図7

マクロセル腐食電流100
No.1：かぶり4cm

自然電位 Ecorr (mV vs CSE,25℃)

No.1：かぶり2cm

2500
抵抗率(比抵抗) Rr (Ω･m)

0

0
-100

No.1：かぶり4cm

1

No.2：かぶり2cm

No.2：かぶり4cm-200
No.1：かぶり2cm

-300

10 -1
0

-400

500

1000

1500

2000

2500

暴露期間 t (日)

-500

図 12

-600

No.2：かぶり2cm

-700
0

500

導電率から求めた抵抗率（比抵抗）No.2：かぶり4cm

1000

1500

2000

10

2500

2

分極抵抗 Rp (KΩ・cm )10 4

自然電位（鉄筋 A）

No.1：かぶり4cm

10 3

10

コンクリート抵抗 Rc (KΩ)

暴露期間 t (日)図8

No.1：かぶり2cm

1

No.1：かぶり2cm
No.1：かぶり4cm
No.2：かぶり2cm
No.2：かぶり4cm

2

10 -1
0

10

500

1000

1500

2000

2500

暴露期間 t (日)No.2：かぶり2cm

No.2：かぶり4cm

図 13

1

10 -1
0

500

1000

1500

2000

次に，図 11 に示す鉄筋 B の分極抵抗 Rp（Ω・2500

暴露期間 t (日)図9

分極抵抗（鉄筋 A）

分極抵抗測定時のコンクリート抵抗cm2）から，Stern－Geary の式より腐食電流密度
Icorr（A/cm2）を求めた。

I corr =－ 16 －K
Rp

ここで，K：定数，K=0.026（V）

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

さらにファラデーの第 2（電気分解）法則から，

見かけの拡散係数 D と表面塩化物イオン濃度 C0

年間あたり単位面積あたりの腐食速度に換算した。

を用いて，両値共に初期から一定と考えた場合のこれは鉄筋全表面積あたりの平均腐食速度である。

各供試体におけるかぶり 2，4cm での塩化物イオン22

なお，1（μA/cm ）は 9.1（mg/cm /年）に相当す

濃度の経時変化を図 16 に示す。時間の経過と共にる。図 14 に鉄筋 B の腐食速度の経時変化を示す。

塩化物イオン濃度が増加している。かぶり 2，4cm

10での塩化物イオン濃度と時系列を合わせた腐食速

3度を図 17 に示す。塩化物イオン濃度が 1～3kg/m3

10

2

10

1

10

0

程度になると腐食開始し，温度変化による腐食速

2

腐食速度 Δ （mg/cm /年）

No.2（2㎝）

No.2（4㎝）度の周期的変化以外に，塩化物イオン濃度増加にともなう腐食速度の増加が見られる。濃度増加がNo.1（2㎝）

腐食速度に直接影響すること 4~6)以外に，鉄筋表面-110No.1（4㎝）での腐食範囲増加が結果的に腐食速度増加となっ

-2

10

0

500

図 14

1000
1500
経過日数 t （日）

2000

2500

たことが考えられる。塩化物イオン濃度と腐食速

鉄筋 B の腐食速度の経時変化度には高い相関がある。
3①気温およびコンクリート温度

塩化物ｲｵﾝ濃度 CC （kg/m ）15

図 6 に示した温度と図 14 に示した腐食速度を比較すると，1 年サイクルで夏場をピークとした同様な変化をしている。このことから，腐食速度
は気温さらにはコンクリート温度の影響を大きく受けていることが分かる。
②塩化物イオン濃度

供試体
No.1
No.2

10

D

C0

（cm2/sec） （kg/m3）
12.44
1.75×10-8
12.56
9.58×10-8

No.2（2㎝）

No.2（4㎝）

5No.1（4㎝）
No.1（2㎝）0

実験では，コンクリート中の塩化物イオン濃度0500を調べるために供試体からコア採取し，深さ 12cm
までの塩化物イオン濃度分布（全塩分）を求めた。

1000

1500

2000

2500

経過日数（日）
経過日数 t

図 16

かぶり位置での塩化物ｲｵﾝ濃度経時変化

図 15 に No.1 および No.2 供試体の 5.81 年および
50

40

2

分布を示す。初期含有塩化物イオン濃度 0 として，腐食速度 Δ （mg/cm /年）

4.33 年後のコンクリート中の塩化物イオン濃度
これらのデータをフィックの拡散方程式の解（図15 中の式）に近似して求めた塩化物イオンの見かけの拡散係数 D と表面塩化物イオン濃度 C0 を図 15
中に示す。

20
No.1(2cm)
No.1(4cm)

10No.2(2cm)
No.2(4cm)

3

塩化物ｲｵﾝ濃度 CC (kg/m )

15

30

供試体
○(No.1)△(No.2)10Dｔ（cm2/sec） （kg/m3） （年）
12.44
5.81
1.75×10-8
-8
12.56
4.33
9.58×10C( x , t ) = C0 (1 - erf

5

0

C0

0

1

図 17

x
)
2 Dt

2

3
4
5
6
7
8
塩化物イオン濃度 C （kg/m3）910

塩化物イオンと腐食速度の関係③見かけの拡散係数
図 17 に示したように，塩化物イオン濃度が同程度でも No.2 供試体に比べて No.1 供試体の腐食速

0
0

5
10
ｺﾝｸﾘｰﾄ表面からの深さ XX (cm)

図 15

塩化物イオン濃度分布15度は小さい。これは，No.1 供試体コンクリートの塩化物イオンの見かけの拡散係数が小さいためと思われる。
見かけの拡散係数の違いは，コンクリートの緻－ 17 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）密度の差などの品質を表していると考えられ，コ(b)相関関係の検討

ンクリート品質の違い，つまり見かけの拡散係数①ニューラルネットワークの違いが腐食速度に大きく影響を与えている。

腐食速度に直接影響を与える因子と考えられる
コンクリート温度と鉄筋位置での塩化物イオン濃(2)腐食速度推定式の検討
暴露実験結果を用いて，劣化進行過程の進展期

度の 2 因子と腐食速度の関係を定量化するために，および加速期の鉄筋腐食量の予測に必要な腐食速

暴露実験結果から得られたデータを元に，非線形度を算定する方法を検討した。

回帰手法であるニューラルネットワーク解析を行

なお腐食速度の算定には，海岸近くに造られたった。
図 19 に解析した階層構造を示す。学習に使用しコンクリート構造物に対する環境に近いと思われる No.2 供試体（2 ヶ月のコンクリート養生後，すたデータは，暴露実験結果の内，No.2 供試体の鉄ぐに NaCl 貯留を開始した）のデータを用いた。

筋 B（かぶり 2，4cm）のデータを採用した。ニュ(a)影響する因子の抽出

ーラルネットワーク解析による学習は，バックプ

図 14 より，外気温によるかぶり位置のコンクリ

ロパゲーション法により行い，学習回数 2000 回，

ート温度の変化が腐食反応に影響すること，図 17

学習率 0.01 とした。コンクリート温度 T は，実験より，塩化物イオン濃度により腐食速度も変化す

結果のデータを使用した。鉄筋位置での塩化物イることが分かった。塩化物イオン濃度の上昇は，オン濃度は，実験結果にデータがないため，採取

鉄筋表面の腐食範囲を拡大し，その結果が腐食速コア試験から求められた見かけの拡散係数，表面度の増大となっていると思われる。また，暴露供塩化物イオン濃度から算定した。具体的には，見試体製作時の水セメント比は同じでも，養生や暴かけの拡散係数は，図 3 に示す竹田ら 2)の研究を

露条件により，塩化物イオン濃度分布から求めら

参考に，コア採取時点（4.33 年経過）での見かけれる見かけの拡散係数は違っていた。この見かけの拡散係数 D=9.58×10-8（cm2/sec）を元に経時変の拡散係数は，塩化物イオンの浸透性や腐食ひび化を考慮し，t-0.54 を乗じてかぶり 2cm と 4cm の鉄割れ発生時期などの違いとなり，結果的に腐食速

筋位置での塩化物イオン濃度を求めた。

度に影響していることから，見かけの拡散係数を鉄筋位置でのコンクリート品質と考えた。
かぶりは，図 9，図 11 などに示した分極抵抗の塩化物イオン

測定結果からは，かぶり 2，4cm の違いにより外部

濃度：Cから進入する塩化物イオンが，鉄筋位置に到達す

コンクリートるまでの時間が異なることから，腐食開始の時期

温度：Tも異なってくるのは明らかであるが，分極抵抗値は概ね同様な結果を示した。本実験は 2cm と 4cm

図 19

階層構造

の比較のみであるが，かぶりの値自体は，大きくは腐食速度に影響していないものと考えられる。

本解析で求めた鉄筋位置での塩化物イオン濃度以上から，鉄筋位置での温度，塩化物イオン濃と腐食速度の関係を図 20 に示す。ひび割れ発生後

度，見かけの拡散係数を腐食速度に影響する因子の腐食速度は大きくなる 7~9)ため，図 20 中に示しとして抽出した（図 18）。

た破線で囲んだ部分は，腐食ひび割れ発生後の腐外気温：To

鉄筋位置での温度：T

または・表面塩化物イオン濃度：C0

塩化物イオン濃度：C

初期塩化物イオン濃度：C’
Cl-に関する
見かけの拡散係数：Dc

図 18

食速度と思われる。このため，No.2 供試体の各か鉄筋の腐食速度・付着塩化物量：W

ぶりにおけるひび割れ発生前までを学習データとした。

コンクリートの品質

腐食速度と影響する因子との関係－ 18 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

50.0
T=0.0

腐食速度 Δ (mg/cm /年)

腐食速度 Δ （mg/cm2 /年）

1000.00103

T=5.0
T=15.02

100.00102

40.0

10.001011.00100

No.1（2cm)
No.1（4cm)

T=30.020.0

10.0

No.2（2cm）

0.1010-1

T=25.030.0No.2（4cm）

0.0

0.0110-2
0

1

2

3

4

5

6

8

9

0.0

10

2.0

4.0

6.0

8.0

10.0

3

塩化物イオン濃度 C (kg/m )3

C （kg/m ）塩化物イオン濃度

図 207

塩化物イオン濃度と腐食速度の関係

図 22

塩化物イオン濃度と腐食速度の関係［No.2 供試体］
②温度と塩化物イオンによる影響

1.5

ニューラルネットワーク解析による学習結果とC=3.625

腐食速度比

ットの閾値を用いて，入力因子としたコンクリー
ト温度と腐食速度の関係および塩化物イオン濃度

腐食速度 Δ-0.133なる階層構造の各ユニット間の結合係数，各ユニ

R0 = 21.33mg/cm2/y

1.0と腐食速度の関係を求めた。
図 21 にコンクリート温度（内部温度）と腐食速

0.5
0.0

度の関係を塩化物イオン濃度別に示した。図 22 に塩化物イオン濃度と腐食速度の関係をコンクリー

図 23

10.0

20.0
内部温度 T (℃)

25.0

30.0

コンクリート温度と腐食速度の関係検討［No.2 供試体］

ト温度別に示した。図 23 は，腐食速度に対するコ
ンクリート温度の感度をニューラルネットワーク

鉄筋腐食は電気化学反応であり，80℃程度まで解析で学習した塩化物イオン濃度の最大値
3

3

C=8.7kg/m と C=0.0kg/m における感度曲線の中間3は，溶存酸素の開放条件に関わらず温度上昇とと曲率となる曲線（C=3.625 kg/m ）を示す。感度曲

もに腐食速度は増加すると言われている 10)。温度

線はシグモイド関数曲線とし，C=3.625 kg/m3 の感と化学反応の速度はアレニウスの式で表されるた度曲線を近似すると式(2)のようになる。コンクリ

め，図 23 に示した近似曲線をさらにアレニウスプ

ート温度の基準は 25℃（図中では，無次元化したロットで近似した 11)。アレニウスプロットを図 24

腐食速度が 1.0）となるようにし，腐食速度の基準に，近似曲線と式(2)の曲線の関係を図 25 に示す。

2

は，R0=21.33mg/cm /年である。

CT (T ) =1
1 + exp−0.133T +3.65以上の検討より，温度影響を表す項は式(3)とし+ 0.58… 式(2)た。

CT (T ) = exp{− 2.593 × (1000 × 1 K ) + 8.695} … 式(3)ここで， C T (T ) ：温度影響を表す項
ここで， C T (T ) ：温度影響を表す項

50.0
C=0.0

40.0

K ：温度（= T + 273.15）

C=3.0

2

腐食速度 Δ (mg/cm /年)

C=1.2

C=5.0
C=7.0

30.0

C=8.0

20.0

10.0

0.0
0.0

10.0

20.0

30.0

コンクリート温度 T (℃)

図 21

コンクリート温度と腐食速度の関係［No.2 供試体］

－ 19 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

0.8

2.0

式(3.3.2.1)
式(2)

0.6

15～30℃

1.5

腐食速度 Δ

0.4

Log( Δ )0.2
0.0

R0 = 21.33mg/cm2/y

1.0

T=25.0-0.2

Ccr=2.5kg/m3
0.5
Ccr=1.2kg/m3

-0.4
-0.6
0.0
0.0

-0.8

5.0

10.0

塩化物イオン濃度 C (kg/m3)

-1.0
3.0

3.2

3.4

3.6

3.8

1000×(1/K)

図 24

図 26

塩化物イオン濃度と腐食速度の関係検討

アレニウスプロット
図 27 に暴露試験 No.2 供試体の測定結果の腐食2.0

速度（測定値）と式(4)より求めた腐食速度（予測値）を比較したものを示す。腐食発生限界塩化物

式(3.3.2.1)式(1)15～30℃

イ オ ン 濃 度 は ， No.2 供 試 体 で の 結 果 か ら ，
1.5
腐食速度 Δ

Ccr=1.53kg/m3 を採用した。図 27 に示したように，
腐食速度の大きさにより測定値と予測値に誤差が生じている。予測値から測定値を補間するために，

1.0

図 27 を両対数で表記したものを図 28 に示す。横軸を予測値，縦軸を測定値とした。相関を線形回帰し，得られた結果から式(5)に示す補正式とした。

0.5
0

10

20

30

40

50

R(T , C ) = 0.27 R0 (T , C )内部温度Ｔ （℃）

図 25

1.38

近似曲線の比較…式(5)ここで， R(T,C)：補正後の温度と塩化物イオンの腐食速度に対する塩化物イオン濃度の感度は，影響を考慮した腐食速度

コンクリート温度 25℃における感度曲線を近似（mg/cm2/年）した。なお，腐食発生限界塩化物イオン濃度まで

R0(T,C)：式(4)で求めた腐食速度

2は，腐食速度は 0.0 mg/cm /年とし，それ以降をコ
は，塩化物イオン濃度と腐食速度の関係について，塩
化物イオン濃度が 8～10kg/m3 以上で一定となることを示しているが，本稿では，コンクリート温度
25℃における感度曲線を近似して塩化物イオン濃3

度 C=12.0 kg/m 以降は腐食速度一定と考えた。以上より，式(4)を得た。図 26 に腐食発生限界塩化3（mg/cm2/年）

350

腐食速度(予測値) Δ (mg/cm2 /年)

ンクリート温度 25℃曲線に近似した。松村ら

12)

45
40
35
30
25
20
15
10

物イオン濃度 Ccr=1.2 kg/m と Ccr=2.5 kg/m の時5の近似線を示す。

0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

2

CC (C ) = 1.93 1 −(C − 12.0)2(12.0 − Ccr )2

腐食速度(測定値) Δ (mg/cm /年)… 式(4)

ここで， C C (C ) ：塩化物イオンの影響を表す項

C cr ：腐食発生限界塩化物ｲｵﾝ濃度（kg/m3）－ 20 －

図 27

腐食速度比較（Ccr=1.53kg/m3）

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

腐食速度(測定値:常用対数) Δ (mg/cm2 /年)の拡散係数 D5 で比較してみると，表 4 に示すように，No.2 供試体の拡散係数は No.1 供試体の約 4.66

2.0倍となり，先に示した腐食速度の比とほぼ同値で

y = 1.38x - 0.57

1.5ある。本稿では，コンクリートの品質が腐食速度に及ぼす影響については，経過年数 t=5 年時点で1.0の塩化物イオンの見かけの拡散係数 D5 の比で考慮する式(6)に示す CD(D)とした。

0.5

表4

0.0
0.0

0.5

1.0

2.0

1.5
2

腐食速度(予測値:常用対数) Δ (mg/cm /年)

腐食速度比較（Ccr=1.53kg/m3）

図 28

暴
露
試
験
結
果

③コンクリート品質による影響
図 29 は，式(5)を用いて推定した No.2 供試体の鉄筋の腐食速度と No.1 供試体の分極抵抗より求めた実際の腐食速度との関係を示す。算定時の腐食発生限界塩化物イオン濃度は，No.1 供試体から両者の間にはほぼ直線関係が認められ，前者が腐食速度は No.1 供試体の約 4.61 倍であることが

供試体区分
No.1
No.2
コンクリート表面での塩化物イオン濃度
12.44
12.56
(kg/m 3)
塩化物イオンの見かけ
1.749×10 -8 9.579×10 -8の拡散係数(cm 2/s)
経過時間（年）
5.81
4.33

経過年数5年時点での
拡散係数換算値(cm 2/s)

1.90×10 -8

8.86×10 -8拡散係数の比0.21441

腐食速度の比0.11341

 0.419 
0.127 ×108  Dt −0.54  − 0.128 …式(6)CD ( D ) =t

Ccr=3.33kg/m3 を採用した。
後者の約 4.61 倍ということから，No.2 供試体の拡散係数と腐食速度

ここで， C D (D ) ：コンクリート品質の影響を表す項分かる。この両者の腐食速度の差はコンクリート

t ：調査時点の経過年数（年）の品質の影響によるものと考えられる。

Dt ：経過年数 t 年時点での塩化物ｲｵﾝの見かけの拡散係数（cm2/sec）

2
No.2 腐食速度(予測値) Δ (mg/cm /年)

40
y = 4.6092x以上の検討より，進展期における鉄筋腐食速度30

式は，温度と塩化物イオンの影響を考慮した腐食
20

速度に，さらにコンクリート品質の影響を加味した腐食速度を式(7)とした。

10

R(T , C , D ) = R0 ⋅ C T (T ) ⋅ C C (C ) ⋅ C D ( D)

0
0

10

20

30

40

(7)

No.1 腐食速度(測定値) Δ (mg/cm2/年)

図 29

…式

コンクリート品質による腐食速度の違い(

イオン濃度とコンクリート

一般にコンクリートの品質は水セメント比で表品質の影響を考慮した腐食されることが多い。しかし，今回 No.1 と No.2 供速度（mg/cm2/年）

試体に使用したコンクリートの配合は同じであり，養生条件の違いのみである。このことからも，設)

ここで， R T , C , D ： コンクリート温度と塩化物

2.4 腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量計・施工時の水セメント比をそのまま使用できな

腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量は，腐食ひびいことが分かる。したがって，塩害調査の必須項

割れに関する実験および解析を実施して，その実目である採取コアによる塩化物イオン含有量分析

験結果データを整理することによって定式化した。

から得られる塩化物イオンの見かけの拡散係数 D

ただし，実験から求められた定式では，コンクリ

でコンクリートの品質を評価することとした。

ート引張強度を考慮できなかったため，厚肉円筒

竹田らの研究2)を参考に，経過年数 5 年時点で理論を用いて，かぶり厚を円筒厚さとして鉄筋腐－ 21 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）食による膨張圧とコンクリート引張強度の釣り合(2)腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量

いから鉄筋腐食量を求める方法を検討した。

（厚肉円筒理論）(1)腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量（実験）

かぶりコンクリート厚を円筒モデル厚として，
2

鉄筋腐食膨張圧 q1 によって生じる厚肉円筒内の引されているが，実務上，実構造物の実際

張応力 ft がコンクリートの引張強度を超えた時点の腐食状況を適切に評価するためには実態に即しを腐食ひび割れ発生と考える（図－31）。腐食膨張た値が必要である。そこで，腐食ひび割れに関す

圧 q1 と引張応力 ft の関係は，式(9)と考える。

ひび割れ発生時の腐食量については，10mg/cm

抵抗範囲

る実験で得られた結果を図 30 に示す。

かぶり コンクリート

荒木 13)は，コンクリート供試体にφ20mm の空洞を設け，その中で弾性体を周方向に変形させるこftとにより，腐食膨張を模擬してひび割れ発生時のq1

変形量を求めている。その変形量から鉄筋腐食量

鉄筋径φ かぶりDが提示2)を換算し，ひび割れ発生時の腐食量とした。実験
では，弾性体の長さも変えており，図中には長さ
図 31100mm（図中の◇）と 200mm（図中の◆）の場合の厚肉円筒シェルモデル

結果を示した。
本稿の乾湿繰返し実験のかぶり供試体下側鉄筋… 式(9)

2の腐食量（図中の●）の下限である 40 mg/cm 程
ここで，度，鉄筋間隔供試体の腐食量（図中の×）の平均

φ: 鉄筋径(mm)D: コンクリートのかぶり(mm)程度および，かぶりが大きくなるほど腐食量の増

α0 : 低減係数(=0.6)

加する傾向を考慮し，腐食ひび割れ発生時の腐食

K0 : CT(T) 形状係数(2D+φ)/φ

量算定式を式(8)とした。

C 
M cr = 44.2 d  φ 

式(8)と異なり，式(9)で求めた引張応力とコン

0.721… 式(8)

クリートの引張強度を比較することによってコンクリート引張強度を考慮することができる。
ここで，コンクリートの場合は，特にかぶり部

2

ここで，Mcr：腐食量（mg/cm ）Cd：かぶりまたは隣り合う鉄筋間隔（mm）となる厚肉部分に腐食膨張圧 q1 によって生じる引φ：鉄筋径（mm）

張応力は均等に生じないものと考えられる。円筒モデルの内側に若干集中応力として発生することが考えられるため，形状を減じて発生応力を大きくなるように低減係数α 0 を設けた。
コンクリートに伝達する力 q1 によるコンクリー
トの変位量 u1 および腐食生成物の変位量 u2 は，以下に示される。
腐食ひび割れ発生時の鉄筋腐食量Δは，コンク
リート引張強度に達するときの腐食膨張厚 q1 から

図 30 ひび割れ発生時の腐食量データの比較求まる腐食生成物厚さΔt および腐食生成物厚さ
Δt と腐食量Δおよび鉄筋比重の関係から，その鉄筋間隔(Cd)に関しては，本稿の暴露実験結果

時の鉄筋腐食量を算出する。

や乾湿繰返し実験結果などから，鉄筋のあきである水平間隔が小さいと，かぶり方向への鉄筋に沿ったひび割れよりも水平はく離ひび割れの方が先行して発生することが分かっている。よって，かぶりと鉄筋間隔の小さい方の距離を Cd とする。

－ 22 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）(2)腐食ひび割れ貫通による第 2 加速期
腐食ひび割れ発生については，かぶりと鉄筋間隔において短い方に発生する。発生後，特にスラブ形状では鉄筋間を水平方向にひび割れが進展し，最終的には鉄筋間を繋ぐ水平ひび割れとなる。
水平ひび割れが鉄筋位置にある場合と鉄筋位置に無い場合では，図 33 に示したように 2 倍程度の相対差となっている。
本稿においては，加速期は，腐食ひび割れ発生
以降の第 1 加速期，鉄筋間の水平ひび割れが貫通した後の第 2 加速期の 2 段階に分けるべきと考えた。ただし，少なくとも現段階では，コンクリー
ト構造物のスラブ形状の場合に適用するものと考える。
2.5 加速期における鉄筋腐食速度
本項では，実験によって加速期の鉄筋腐食速度を求めた。腐食ひび割れが発生した後，腐食ひび
割れの進展程度によっては，鉄筋腐食速度がひび割れの無い進展期よりも早くなる可能性を考慮し，鉄筋腐食速度がより一層加速される時期（第２加速期）の検討も実施した。

図 33 水平ひび割れと鉄筋腐食量(1)腐食ひび割れ発生後の鉄筋腐食速度
図 32 は，2.3 屋外暴露実験での No.2 供試体に(3)加速期の塩害劣化進行予測

ついて，腐食ひび割れが入った後に測定した分極鉄筋に沿ったひび割れの発生以降，鉄筋間ひび抵抗から求めた腐食速度と，塩化物イオン濃度と割れがいつ貫通するかについて，通路橋側壁部（鉄温度から推定した腐食速度との関係を示している。

筋間隔約 300mm 程度，かぶり平均 40mm）を対象に両者の間には直線関係が認められ，実際の腐食速検討を実施した（図 34）。また，各鉄筋間隔を違え度が推定値よりも 3.9 倍ほど大きくなっている。

た供試体を作製し，鉄筋に沿ったひび割れ発生時

ひび割れの発生で塩化物イオンや溶存酸素を含んと鉄筋間のひび割れ貫通時の鉄筋腐食量を計測しだ水が鉄筋と接し易くなったために，腐食速度がた結果を図 35 に示す。通路橋側壁部の条件を図増大したものと考えられる。よって，腐食ひび割

35 に当てはめたところ，鉄筋に沿ったひび割れ発れ発生後の加速期の腐食速度は，進展期の鉄筋腐

生後，鉄筋腐食量が 3 倍程度になる時点で鉄筋間食速度の 3.9 倍とした。

ひび割れが貫通すると考えられる。

腐食速度(測定値) Δ (mg/cm2 /年)

200
y = 3.9139x
150

100

50

0
0

50

100

150

200

図 34

2

腐食速度(予測値) Δ (mg/cm /年)

図 32

ひび割れ発生後の腐食速度の違い－ 23 －

通路橋側壁部

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

鉄筋間ひび割れ貫通時の腐食量／鉄筋に沿った
ひび割れ発生時の腐食量

6

5

4

3

2

1

鉄筋間隔：約300mm程度
かぶり平均：40mm

0
0

1

2

図 35

3

4
5
6
鉄筋間隔L／かぶりD78
9300／40 ＝ 7.5

10

鉄筋間隔～腐食ひび割れ比

つまり，スラブ形状において，鉄筋腐食によるひび割れ発生後を第 1 加速期とし，進展期の 3.9倍の速度で進行すると考え，その後，鉄筋腐食量
が 3 倍になった時点で鉄筋間ひび割れが貫通すると考える。その後さらに腐食速度が加速されるとすると，調査結果における鉄筋間ひび割れが貫通している箇所の鉄筋腐食量の平均値程度に劣化進
行すると仮定した場合，図 36 に示す通り，腐食速度はさらに 5 倍程度必要となる。
以上より，腐食ひび割れ発生後の第 1 加速期の腐食速度は進展期の 3.9 倍，その後に鉄筋間ひび
割れが貫通後の第 2 加速期の腐食速度は 3.9×5 倍とする。また，第 1 加速期と第 2 加速期の境界（変図 37化点）は，ひび割れ発生時の腐食量の 3 倍とする。
経過年数（年）
20100

鉄筋腐食量（mg/cm2）

200
300

30

な速度と考えられる。

鉄筋腐食量：3倍進展期の3.9倍

なお，第 1 加速期のみが続く場合と第 2 加速期へ移行する場合との判断は現状では難しい。実務

400
500

潜伏期

進展期

第1加速期

鉄筋間ひび割れが貫通したコア

600
総研式Ccr=2.0
φ13

800
900
1000

図 36

実測値（ひび割れ無）鉄筋腐食速度

平均値（ひび割れ無）第1加速期：進展期の3.9倍

実測値（ひび割れ有）

第2加速期

平均値（ひび割れ有）上は，鉄筋間のひび割れが発生，進行していることをコンクリート表面から非破壊診断等で検知す

第2加速期

700

腐食ひび割れ幅のひび割れ幅から考えて異常な速度ではなく妥当

40
鉄筋間ひび割れ貫通10

鉄筋に沿ったひび割れ発生00

腐食ひび割れ発生状況およびる必要があると思われる（図 38）。

進展期の3.9×5倍とすると鉄筋間ひび割れが貫通しているコアの平均鉄筋腐食量となる。

鉄筋間ひび割れを考慮した腐食速度

また，電食実験による腐食ひび割れ幅の測定を実施し，鉄筋間の腐食ひび割れ状況の確認を行った。実験結果から，鉄筋に沿ったひび割れ幅が0.08～0.20mm 程度であるのに対して鉄筋間の貫通ひび割れ幅は 1.20～5.00mm と大きく，腐食速度は相当大きくなると思われる（図 37）。
第 2 加速期の 5 倍という腐食速度は，実験結果－ 24 －

図 38

鉄筋間ひび割れを考慮した劣化進行コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

2.6 劣化期
本項では，劣化期と判断する腐食量（減少率）
を求めるため，曲げ部材における載荷試験により検討を実施した。鉄筋コンクリート曲げ部材においては，一般的に構造物の靱性を確保するため，
1800

せん断破壊よりも曲げ破壊が先に生じ，鉄筋降伏
後にコンクリート圧縮縁の破壊，最終的に鉄筋破断となるように設計される。腐食によって，鉄筋腐食範囲(650mm)

スポンジ

断面が減少した場合，コンクリート圧壊よりも先

図 40に鉄筋破断が生じると部材が脆性破壊を起こすこステンレス板電食実験ととなる。
本稿における塩害劣化期は，鉄筋腐食によって(3)載荷実験

コンクリート圧壊と鉄筋破断が同時に発生する時
点での鉄筋腐食量を劣化期と考える。

供試体については，主筋 1 本モデルを 3 体，主筋 3 本モデルを 6 体製作し，それぞれ載荷実験（図41）を実施した。

(1)供試体1.8m 梁供試体を製作し，載荷試験を行った。梁
供試体には，主筋 D13 を 1 本モデルと 3 本モデルで製作した。主筋のかぶりは 2cm とした（図 39）。
図 41

梁載荷試験

図 42 に示したように，鉄筋は梁中央付近を 60cm，10cm 分割で 6 本ずつサンプリングしている。腐食
図 391.8m 梁供試体

量の算定は，10cm 単位の長さで求めた腐食減量で整理している。10cm 鉄筋の中においても，鉄筋は不規則な腐食状態にあるが，重量減量から腐食減(2)電食実験
梁供試体内の鉄筋腐食は，電食による促進腐食を実施した。図 40 に示すように，鉄筋直下に電極量を求めており，その結果，平均的な断面減少量となっている（図 43）。

を設け，直流電源によって電極側をカソード，鉄

鉄筋腐食生成物をクエン酸二アンモニウムで除筋側をアノード状態にして，Fe イオンを溶出させ去した後の状態と腐食による欠損状況を図 44 に鉄筋を腐食させる。主筋の腐食は，電食にて載荷示す。

曲げ区間の中央 60cm 区間を主に通電した。
鉄筋腐食量は，ファラデーの法則によって，鉄主筋3本の場合横並び筋に与えた電流密度から鉄の化学的溶解量に変換する。したがって，腐食量は，印加する電流密度

100 100 100 100 100 100と印加時間で管理するが，実際の鉄筋腐食量は，腐食範囲

載荷実験後に鉄筋を斫りだして，実際の腐食量を

600

図 42

梁供試体内の鉄筋サンプリング

測定する方法となる。

100

m: 単位表面積あたりの腐食量(mg/cm2)

平均減少断面t: 時間(s)a: 鉄の原子量 = 55.845(g)n: 溶解した鉄のイオン当量 = 2

腐食した鉄筋

F: ファラデー定数 = 96500(c/mol)

図 43－ 25 －

鉄筋断面減少量

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）

そこで，上記実験データを主筋 1 本モデルは10cm 鉄筋×6 本，主筋 3 本モデルは，10cm 鉄筋×
18 本の全ての平均断面減少率を平均し，その平均値を梁供試体載荷試験における最大耐力値と比較した結果を図 46 に示す。
80●：主筋3本シリーズ▲：主筋1本シリーズ

70

図 44

最大耐力（kN）

60

腐食欠損状況

（上：主筋 1 本モデル，下：主筋 3 本モデル）

50
40
30
20
10

鉄筋腐食は，基本的に孔食であり，アノード領

0

域は集中し易いため，どうしても均等な腐食にな

0

5

10

15

20

25

30

鉄筋断面減少率（％）

らない。図 45 に示すように 10cm 間隔の鉄筋腐食量も相当ばらついている。実構造物での調査にお図 46

鉄筋断面減少率～最大耐力

いても，複数の点数を調査した場合，同じようなバラツキがあるものと考えられる。

図中の×は，破断した試験結果を示す。その他の●と▲は圧壊した試験結果である。これらの結果から，主筋の平均断面減少率が 20％を超えると，部材が破断する可能性が増していることが分かる。

平均+σ 30.1

以上の結果から，実務上，鉄筋腐食調査におい平均 25.1て，複数鉄筋の平均断面減少率が 20％を超えると，部材としての曲げ耐力は限界に近い状態となっていることが考えられる。
3.まとめ
平均+σ 31.1

平均+σ 31.9

本稿においては，塩害劣化進行予測手法として

平均 24.9

平均 25.8

鉄筋腐食速度評価式等に関するとりまとめを行った。今後，本検討結果を電力設備コンクリート構
造物の長期活用における保守管理の目安として活用していくことを期待する。
［謝辞］

平均+σ 34.3

平均+σ 44.4

本稿は，四国電力㈱土木建築部殿より委託を受

平均 26.9

平均 26.7

け実施したもので，ご協力いただいた関係各位に深く感謝いたします。

図 45

腐食減量（主筋 3 本モデル）－ 26 －

コンクリート構造物の長期活用評価技術を踏まえた余寿命診断に関する研究（その１）12)［参考文献］

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－ 28 －

四国電力，四国電力送配電，四国総合研究所
研究期報119 (2023年12月) 29－35

原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた斜面の実裕度に関する考察

四国電力㈱キーワード：

斜面安定性
安全率
安全裕度

Key Words：

土木建築部

鈴木

俊輔

slope instability
safety factor
safety margin

Safety margins considered in slope instability assessment of nuclear installations
Shikoku Electric Power Co.,Inc., Civil & Architectural Engineering Department
Shunsuke Suzuki

Abstract
The stability of slopes located in nuclear installations needs to be assessed since landslides could seriously affectstructures, systems and components important to safety. In general, conservative safety margins are used in theassessment of critical facilities in nuclear installations, as well as in the assessment of slope instability. However,
the actual safety margins are not always quantified. In particular, there are few reports on the actual margins ofslope instability assessment. In this paper, we discuss the actual safety margin that slope instability assessment
takes into account, using as an example the seismic instability assessment of the slope around Unit 3 of the Ikata
Power Plant, which has been approved by the Nuclear Regulation Authority of Japan.

－ 29 －

原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた斜面の実裕度に関する考察

1. はじめにる。

原子力発電所における重要施設の周辺斜面は、

一方、当該評価では種々の安全裕度が考慮され

地震発生時に崩壊し、施設の安全機能が重大な影ており、安全率はそれらの安全裕度を考慮したう

響を受けないことを確認するため、対象斜面の耐えで算出されていることから、実際の安全率は

震安定性評価を実施し、安全性を確認している。

もっと大きくなると考えられる。周辺斜面の耐震

一般的に、原子力発電所の重要施設に対する評

安定性評価において考慮されている保守的な安全価においては、保守的に安全裕度をもった設計・

裕度を、以降に整理する。

評価がなされているが、周辺斜面の耐震安定性評
価においても、種々の安全裕度を考慮した評価がなされている。しかしながら、こういった安全裕
度をもった評価結果が、実際にどの程度の裕度を有しているか（実裕度）については、必ずしも定量化されておらず、特に周辺斜面について実裕度を検討した報告は多くない。そこで、本報告では、
原子力発電所のうち、原子力規制委員会による審査を経て設置許可を受けた実績を持つ伊方発電所
3 号機の周辺斜面の耐震安定性評価を例にとって、原子力発電所の周辺斜面が有する実裕度に関する考察を報告する。
2. 周辺斜面の耐震安定性評価について

図1

伊方発電所 3 号機の周辺斜面の安定性評価

原子力発電所の周辺斜面に対する耐震安定性評
価においては、基準地震動 Ss に対して、動的解析

3. 保守的に安全裕度を考慮して設計されている内によるすべり安全率が 1.2 以上であることを確認

容についてすることとなっている。これは、発電用軽水型原

伊方発電所 3 号機の周辺斜面の耐震安定性評価

子炉施設の設置許可段階に関わる審査において周において考慮されている保守性について、項目ご

辺斜面の安定性評価の妥当性を厳格に確認するうとに整理する。なお、入力地震動として評価に用

えで、原子力規制委員会が定めた「基礎地盤及びいる基準地震動 Ss についても、その設定にあたっ

周辺斜面の安定性評価に係る審査ガイド」（以下、ては、アスペリティの位置や応力降下量、断層長「審査ガイド」という）の評価方針に基づくもの

さなど、種々の保守性が考慮されて設定された地である。

震動であるが、ここでは、基準地震動 Ss が有する

伊方発電所 3 号機は、原子力規制委員会の審査

保守性については除外し、周辺斜面の耐震安定性を経て設置変更許可を受けており、当該審査にお評価において考慮されている保守性のみを論じる

ける周辺斜面の安定性評価のうち、安全率が最もこととする。

小さい斜面の評価結果の概要を図 1 に示す。

3.1 岩盤のせん断強度について

安全率が最も小さい斜面は、原子炉建屋の南北

伊方発電所の地盤は、主に三波川変成岩類の塩断面における斜面であり、図 1 に示すとおり、伊基性片岩からなる。原子炉建屋の基礎地盤や周辺

方発電所の基準地震動 Ss に対する当該断面の最斜面は CH 級の堅硬な岩盤が主に分布しており、片小安全率は 1.3 となっている。評価対象となる他

理面の走向は N30°～40°W で南西方向に 10°～の斜面を含む多くのすべり面では、安全率が 2～430°で緩やかに傾斜している。三波川変成岩類は、程度の大きな安全率を有しており、安全率が最も一般的に強度異方性を有しており、片理面に沿う

小さい斜面であっても、安全率は 1.2 を上回って方向はせん断強度が小さい弱面となることが知らいることから、審査ガイドに基づき周辺斜面の安れている。

全性が確認されており、設置変更許可を受けてい－ 30 －

伊方発電所では、岩盤の強度特性を把握するた

原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた斜面の実裕度に関する考察

めに、3 号炉建設時において原位置せん断試験を実施しており、岩盤を幅 60cm、長さ 60cm、高さ30cm のブロック状に切り出し、上述した三波川変成岩類の片理面による異方性を考慮して、片理面に沿う方向の試験（4 ブロック）と片理面を一部切る方向の試験（1 ブロック）を実施している。原位
置せん断試験のイメージ図を図 2 に、試験結果を
図 3 にそれぞれ示す。
図 3 の原位置せん断試験結果のとおり、片理面に沿う方向と片理面を一部切る方向の試験結果を比較すると、片理面に沿う方向のせん断強度は有意に小さく、弱面となることがわかる。片理面に沿う方向のせん断強度は 10kg/cm2 であるのに対し、片理面を一部切る方向のせん断強度は、内部摩擦角が同一と仮定すると約 5 倍の 52kg/cm2 程度となる。さらに、片理面を一部切る方向の試験では、最終的にジャッキ能力限界まで荷重をかけても明瞭な破壊点が確認されなかったことから、実際のせん断強度はさらに大きな値となる。
伊方発電所 3 号機の設置変更許可における評価においては、弱面である片理面に沿う方向の試験
結果に基づき、せん断強度を 10kg/cm2 と設定して安全率を算出している。
ところが、片理面の走向・傾斜を踏まえると、

図3

原位置せん断試験結果

図 1 に示した安全率が最も小さい 1.3 となる原子炉建屋の南北断面は、すべり面が片理面に沿う方

3.2 すべり面の側方の抵抗について向ではないため、実際の安全率としては片理面を伊方発電所 3 号機の設置変更許可における評価

一部切る方向のせん断強度を適用する方が合理的では、2 次元断面による周辺斜面の耐震安定性評である。

価を実施している。これは、2 次元断面の奥行き方

以上より、伊方発電所 3 号機の設置変更許可で向にすべり面が無限に続く平面ひずみ状態を仮定

示されている安全率には、弱面のせん断強度を使した解析となり、得られる安全率もすべり面が奥用しているという点で、保守性が考慮されている行き方向に無限に続くとした場合の安全率となる。

こととなる。

しかし、現実の斜面のすべり形状は 3 次元形状となり、側面の抵抗を有することから、2 次元断面による評価は側面の抵抗を考慮していないという点で保守性を持った評価となっている。現実の 3 次
元形状のすべりを 2 次元断面の評価で実施することにより考慮される安全裕度のイメージを図 4 に示す。図 4 で示したとおり、2 次元断面による評
価では、すべりに対する抵抗力としてすべり底面の抵抗力しか考慮されないが、現実のすべり形状
では底面に加えて側面の抵抗力が考慮されることから、実際の安全率は 2 次元断面による評価より

図2

原位置せん断試験のイメージ図

大きくなる。

－ 31 －

原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた斜面の実裕度に関する考察

いた安全率による評価は、過大な滑動力を許容し、なおかつ地震の全継続時間で安全率の基準値を満足することを求める評価手法であると言える。
土木学会の「原子力発電所の基礎地盤及び周辺
斜面の安定性評価技術＜技術資料＞」 1) では、模図42 次元断面評価における安全裕度の概念図

型実験とこれをモデル化した等価線形解析（伊方発電所 3 号機の耐震安定性評価と同じ解析手法）

3.3 斜面の保護工についてによる比較を報告した事例を紹介しており、「等価

原子力発電所の周辺斜面は、鉄筋コンクリート

線形解析による安全率評価は変位・移動の可能性

製擁壁や格子枠、ロックボルト、ロックアンカーの有無の判定としては保守的（妥当）」、「すべり安等で保護されている。伊方発電所 3 号機の原子炉全率が 1 を下回っても基礎地盤が急激に不安定な建屋の周辺斜面についても、これら保護工が設置状態にはならない」こと等を踏まえ、すべり安全

されており、緊張力のあるロックアンカーについ率が評価基準値を下回るほどの大規模な地震動にては代表箇所にて常時計測管理がなされている。

対して基礎地盤および周辺斜面の地震時安定性を周辺斜面の耐震安定性評価においては、こう合理的に評価する上では、地震による基礎地盤おいった斜面の保護工は考慮されずに解析がなされよび周辺斜面の破壊進展性を考慮しつつ、変位量・ており、安全率は保護工がない状態での安全率と移動量を定量的に評価する必要があるとしている。

なっていることから、保守性を有していると考えることができる。

4. 安全裕度の定量化に関する検討について
前章では、安全裕度として設計に考慮されてい以上、代表的な保守性を 3 つ挙げたが、その他る保守性について整理したが、それらが実際にどにも、すべり面上の直応力が少しでも引張応力との程度の安全裕度をもっているかについては、定なると直ちにせん断強度をゼロとするなど、周辺量化が難しい。ここでは、岩盤のせん断強度およ

斜面の耐震安定性評価においては種々の保守性がび側面抵抗に関して、安全裕度の定量化を試みる。

考慮されている。

加えて、確率論的な観点からも、既往の文献をも

また、斜面の耐震安定性評価は、線形解析により実施しているが、基準地震動のような大きな地とに年破壊確率を参照してみる。
4.1 保守的なせん断強度の設定による安全裕度

震力が作用する場合には、線形解析では過大な応

伊方発電所 3 号機の設置変更許可における評価

力が発生することで実現象以上の滑動力が発生しでは、せん断強度として弱面である片理面に沿うてしまう。すなわち、本来地盤が持つ非線形特性

方向の強度を用いていることは既に述べた。ここ

により、大きな地震力が作用した場合には地盤がでは、現実的なせん断強度の考察と、解析におい

非線形化し、応力が分散されるが、線形解析ではて現実的なせん断強度を設定した場合の安全率に応力の分散がなされず、過度な滑動力が発生する。

ついて検討を行う。

さらに、すべり安全率は、地震の全継続時間に(1) 現実的なせん断強度の考察

おいてすべり安全率が最小となる瞬間的な時刻のせん断強度として採用している片理面に沿う方

安全率を示していることにも留意が必要である。

向の強度は、原位置せん断試験の結果を踏まえて

例えば 0.01 秒間だけ安全率が 1.0 を下回ったと設定されている。原位置せん断試験は大規模なしても、すべり土塊が不安定となる時間はごく短

ジャッキ設置やジャッキ反力確保の観点から、大時間であることから、斜面の塑性変形量は非常に規模に掘削された調査坑やトレンチの中で実施す

小さく、問題となるような大きなすべりとはならる必要があるため、多数の試験を実施することがない。斜面の変形が実際に施設に影響を与えるか困難であり、地盤工学会基準 2) においても原位置の検証は、非線形解析を用いた変形量による評価

せん断試験の試験個数は 4 個が標準とされている。

1)を実施して検証する必要があり 、線形解析を用

一方で、ボーリング調査により採取されたコアを－ 32 －

原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた斜面の実裕度に関する考察

用いた岩石試験については、多数試験を実施する

面に沿う方向の値に平均値が引っ張られて過少評ことが可能であり、伊方発電所においても、片理価されている可能性が高いことから、原子炉建屋

面に沿う方向、片理面を切る方向の岩石試験の試の南北断面の斜面に適用すべきより現実的なせん験結果が充実している。

断強度としては、更なる検証が必要であろう。

より現実的なせん断強度としては、片理に沿う
方向だけから設定するのではなく、片理面を切る
方向を含めた平均値や中央値を踏まえて設定する必要がある。
以上を踏まえ、岩石試験から得られるせん断強度の平均値、下限値および上限値を用いて、原位
置せん断試験によるせん断強度の平均値を内挿により算定することとした。
原位置せん断試験におけるせん断強度の平均値の算定方法を図 5 に示す。図 5 に示すとおり、平均値の算定方法として、算定方法①と算定方法②の 2 つの方法が考えられ、それぞれの方法で平均値を算定した。
算定方法①は、岩石試験から得られた下限値に対する平均値の比を、原位置せん断試験から得られた下限値に乗ずることで、原位置せん断試験の平均値を求める方法である。
算出方法②は、岩石試験から得られた下限値と上限値の単純平均に対する平均値の比を、原位置
せん断試験から得られた下限値と上限値の単純平均に乗ずることで、原位置せん断試験の平均値を

図5

原位置せん断試験におけるせん断強度の平均値の算定方法

求める方法である。この方法では、下限値と上限値が反映されるため、算定方法①より合理的な算出方法と考えられるが、原位置せん断試験の上限(2) 現実的なせん断強度を設定した場合の安全率値については、前述のとおり、ジャッキ能力限界

前項では、2 つの算定方法を用いて原位置せんまで荷重をかけても明確な破壊点が確認されな断試験のせん断強度の平均値を算出した。ここでかったことから、実際の上限値はさらに大きいとは、求まったせん断強度のうち、小さな値となっ考えられ、この算定方法②で求まる平均強度は実た算出方法①による算定値を現実的なせん断強度

際より小さめの値が算出されると考えられる。

とみなして、伊方発電所 3 号炉原子炉建屋の南北上に示した 2 つの算出方法で原位置せん断試験

断面の斜面に対する耐震安定性評価を実施した。

の平均値を算出した結果、算出方法①では評価にあたっては、せん断強度の設定以外は「2.

2

2

17.6kgf/cm 、算出方法②では 28.5kgf/cm が得ら

周辺斜面の耐震安定性評価について」の章で示しれた。

た条件と同一とし、安全率 1.3 を示していた最小

なお、伊方発電所 3 号炉原子炉建屋の南北断面

安全率のすべり面について、安全率がどの程度異の斜面においては、すべり面が片理面に沿う方向

なる結果となるかについて比較した。比較結果をではないため、せん断強度としては片理面を一部

図 6 に示す。

切る方向のせん断強度を適用する方が合理的であ

現実的なせん断強度を用いた場合の安全率はるが、本項に示した 2 つの算出方法では、片理面

1.7 となり、設置変更許可申請における評価で示に沿う方向の強度も平均値に反映されている。片した安全率 1.3 から大幅に向上することを確認し理面に沿う方向はせん断強度が小さいため、片理た。したがって、当該斜面の評価におけるせん断－ 33 －

原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた斜面の実裕度に関する考察

強度の設定には、安全率で 1.7/1.3=30%程度の安確率論に関する詳細な議論は控えるが、決定論の全裕度が考慮されていると評価できる。

評価結果を確率論の側面から解釈した事例として、「原子力発電所の基礎地盤及び周辺斜面の耐震安定性評価基準値の確率論的考察」（電力中央研究所,
2005） 3) を紹介する。
同文献では、すべり安全率が 1.2 となる周辺斜面の年破壊確率は 10-5/年以下と小さく、耐震安定性評価基準値の 1.2 を満足する斜面は、地震による年破壊確率が非常に小さいことを示している。
具体的には、仮想的な周辺斜面の地盤モデルに対して、すべり安全率が 1.2 となるよう地震動レベ

図6

安全率の比較結果

ルを調整し、表 1 に基づき地盤物性を実際にばらつかせた検討を実施している。伊方発電所と同じ

4.2 ２次元断面の評価による安全裕度

硬岩斜面を対象としたモデルでは、斜面部に弱層

2 次元断面による評価では、すべりに対する抵が有るモデル（K-1）および無いモデル（K-2）の抗力としてすべり底面の抵抗力しか考慮されず、

2 つのモデルを検討している。硬岩斜面のモデル

側方の抵抗力が考慮されないことは既に述べた。

を図 7 に、年破壊確率を図 8 に示す。

これについて、伊方発電所 3 号機のストレステス

これまでの報告で検討対象としてきた伊方発電ト時点（2012 年）の基準地震動 Ss（570gal）を用

所 3 号機原子炉建屋の南北断面については、斜面

いたものではあるが、側方の抵抗を考慮しないこ

中に弱層が無いため、弱層が無いモデル（K-2）をとによる安全余裕を検討した結果がある。これに参照すると、年破壊確率は 10-6～10-8 程度となっよると、2 次元断面による評価で安全率 1.4 を示ており、安全率 1.2 であっても年破壊確率が非常

す斜面のすべり面について、3 次元形状を考慮しに小さいことが示されている。詳細な解析条件はた評価、すなわち側方の抵抗を考慮した評価を実異なるので、参考としての位置づけにはなるが、施したところ、図 4 に示したとおり安全率は 2.0

伊方発電所 3 号機の周辺斜面の耐震安定性評価ととなり、2 次元断面による評価の安全率には同じ等価線形解析を用いた解析結果であり、大い2.0/1.4=40%程度の安全裕度が含まれていることに参考となる検討結果である。

が確認された。この安全裕度はすべり面の深さやなお、図 8 に示す H-1 および H-2 は基礎地盤を

長さ、幅によって変動するため、一律に述べるこ対象とした同様の検討であるが、基礎地盤の年破とはできないが、側方の抵抗を考慮しないことに

壊確率は周辺斜面よりさらに小さい傾向となってよる安全裕度は、安全率に大きく寄与している可いる。

能性が高い。
4.3 年破壊確率の参照
これまで、決定論による評価を対象に、評価結果に内在する安全裕度を述べたが、ここでは確率論の側面から勘考したい。
確率論的な評価を実施する場合には、保守性を排除した平均値・中央値を把握したうえで、不確
かさを適切に評価する必要がある。決定論による評価では、解析条件を設定する際に、それぞれの設定を保守的にしておけば概して安全側の評価結果となるが、確率論による評価では、解析条件を保守的に設定してしまうと、確率論の本質からすると誤った評価結果を与えてしまう。本報告では－ 34 －

表 1

解析に用いた地盤物性値のばらつき（変動係数）（同文献 3）より抜粋）

原子力発電所の斜面安定性評価を踏まえた斜面の実裕度に関する考察

5. まとめ原子力発電所における周辺斜面の耐震安定性評
価について、伊方発電所 3 号機の周辺斜面を対象に保守的に安全裕度が考慮されている代表的な事
例を整理し、このうち、せん断強度と側面抵抗に関する安全裕度の定量化を試みた。せん断強度については 30%程度、側面抵抗については 40%程度の安全裕度が考慮されており、実耐力としてはこれらを踏まえたうえで算定することができる。
ここで留意しておきたいのは、我が国における原子力発電所の重要施設に対する評価では、主に決定論による評価がなされていることから、安全性評価においては実耐力による設計ではなく、不確かさを適切に考慮して安全裕度を持った設計と硬岩斜面モデル K-1（片斜面，弱層あり）

することが重要であることは言うまでもない。一方、安全裕度を考慮した決定論での評価が、どの程度の安全裕度を有しているかを把握することも、算出された安全率が持つ意味を解釈するうえでは重要であろう。繰り返しになるが、原子力発電所
における決定論を用いた評価では、種々の不確かさを考慮し、安全裕度を持たせた評価体系となっていることから、そこから得られた安全率よりも、実耐力としては高い安全性が確保されている。単純に安全率の数値だけを見て、安全率が低い＝安
全性が低いと判断することは、安全率が持つ本質的な意味を理解しているとは言えない。

硬岩斜面モデル K-2（山地形，弱層なし）

また、確率論的な評価を実施するうえでも、決定論で設定されている解析条件やパラメータ設定

図7

硬岩斜面のモデル（同文献 3）より抜粋）

を、保守性を排除した現実的な設定にしたうえで、
その不確かさを適切に考慮する必要があり、今回報告したような決定論の評価における安全裕度に関する検証が一助となるであろう。
［参考文献］
1) 土木学会：原子力発電所の基礎地盤及び周辺
斜面の安定性評価技術＜技術資料＞, p73106, 2021.
2) 地盤工学会：地盤調査の方法と解説, p737743, 2014.
3) 原子力発電所の基礎地盤及び周辺斜面の耐震安定性評価基準値の確率論的考察, 電力中央研究所報告 N04010, 財団法人電力中央研究所, 2015.

図8

年破壊確率（同文献

3）に朱記加筆）－ 35 －

四国電力，四国電力送配電，四国総合研究所
研究期報119 (2023年12月) 36－40

環境遮断性に優れる剥離抑制型塗料の開発㈱四国総合研究所 化学バイオ技術部㈱四国総合研究所 化学バイオ技術部㈱四国総合研究所 化学バイオ技術部（現：アルファー塗料研究所）

キーワード：

防食塗料
鋼構造物
塗膜剥離
線膨張係数
環境遮断性

Key Words：

坂口
大捕
西森

聡彦
秀基
修次

Anti-corrosion paint
Steel structure
Coating peeling
Coefficient of linear expansion
Environmental barrier properties

Development of Peel-Suppressing Paint with High Barrier Propertie
Shikoku Research Institute, Inc., Chemical and Biological Technologies Department
Toshihiko Sakaguchi, Hideki Otori and Shuji Nishimori

Abstract
Two factors that determine the durability of anticorrosion coatings are adhesion and barrier properties. For
adhesion, lowering the coefficient of linear expansion of the coating film is effective. Furthermore, by focusing on thecoefficient of linear expansion of the coating film, it is now possible to achieve both adhesion and barrier properties,
which have conventionally been in a trade-off relationship. Therefore, we have developed a new paint withenvironmental barrier properties equivalent to those of paints for underwater areas, in addition to its peelsuppressing function. In this paper, we report a comparison of the performance of the developed product with that ofconventional products.

－ 36 －

環境遮断性に優れる剥離抑制型塗料の開発

一方、塗膜の線膨張係数を下げる手法では、塗1. はじめに
屋外構造物における長期の防食耐久性は、防食塗膜の長期の遮断性と長期の付着性（耐剥離性）

膜内応力の緩和が可能であり、かつ環境遮断性の低下を必ずしも伴わない。

で決まる。すなわち、長期間屋外環境に曝された以上の知見を踏まえ、線膨張係数を低減して剥後の遮断性が高ければ高い程、付着性（耐剥離性）

離抑制機能を確保しつつ、遮断機能を可能な限りが高ければ高い程、その防食塗膜の防食耐久性は向上させた高遮断低α塗料（図 1）を開発した 3）。

優れている。
我々はこれまで、実機で散見される塗膜剥離に対応するため、長期付着性維持の観点から複数の塗料メーカと共同で検討を行い、その成果として、塗膜の温度変化に対する寸法安定性を示す物性値

従来塗料（高遮断性）

開発塗料

・ 硬化密度：大 （＝遮断性：高）・ ガラス転移温度（Tg）：高・ 弾性率（E）：大・線膨張係数（α）：大・ 硬化密度：大 （＝遮断性：高）・ ガラス転移温度（Tg）：高・ 弾性率（E）：大・線膨張係数（α）：小αを低減

熱収縮／膨張 ： 大である線膨張係数αを低減するというアプローチ

熱収縮／膨張 ： 小で設計した剥離抑制型塗料（以下、低α塗料と略す）を開発した 1,2）。
今般、この線膨張係数に着目した塗膜剥離抑制

遮断性良好、かつ、耐剥離性も確保

遮断性良好だが、耐剥離性は不良型塗料の塗料設計をさらに改良し、従来塗料に比べ、遥かに遮断性に優れ、かつ塗膜剥離を抑制し

図1

た、長期防食耐久性に優れる塗料（以下、高遮断

高遮断性を有する剥離抑制型塗料

低α塗料と略す）を開発した。本稿では、高遮断低α塗料の性能評価試験結果について報告する。

3. 高遮断剥離抑制型塗料の性能評価
本稿では、高遮断低α塗料のうち、特に鋼構造物の塗替え補修の下塗としての適用を想定した弱2. 高遮断剥離抑制型塗料の開発
塗膜剥離に影響を及ぼすと考えられる塗膜物性としては、線膨張係数、ガラス転移温度、弾性率

溶剤タイプ（弱溶剤形変性エポキシ樹脂塗料）の性能について述べる。

が挙げられる。従来の設計手法では、塗膜内応力の緩和を目的としてガラス転移温度や弾性率を低

3.1 付着性（剥離抑制性能）減させることが多かったが、これは同時に塗膜の開発塗料等の長期における剥離抑制性能の評価

遮断性の低下を招くことも多いため、防食塗膜のとして、各塗膜の線膨張係数及び耐剥離性試験結設計としては望ましくない面もあった。

果を表 1 に示した。

表1

塗膜の線膨張係数測定結果及び耐剥離性試験結果

高遮断低α塗料

開発塗料
低α塗料

従来塗料
従来屋外向け塗料

2.89

2.50

3.94

塗膜の線膨張係数-5（×10 /℃）
塗装仕様

塗装系

単膜系

塗装系

単膜系

塗装系

30サイクル

30サイクル

30サイクル

30サイクル

10サイクル

10サイクル

試
験
※
片
1
外
観
（
）

耐
剥
離
性
試
験
結
果

単膜系

ｻｲｸﾙ数

※1 各試験片8か所あるカット部からの剥離範囲を黒マジッ クで示した。

－ 37 －

環境遮断性に優れる剥離抑制型塗料の開発

耐剥離性試験は、株式会社高速道路総合技術研

3.2 遮断性究所殿発行「NEXCO 試験方法第 4 編 構造関係試験(1) 塗膜の水蒸気透過量測定方法」に規定される試験法 443-2020「塗料の耐はく離性試験方法」

4,5）

開発塗料等の遮断性能の指標として、各塗膜の※水蒸気透過量を測定した結果を表2に示した。

に基づき実施した 。

なお、水蒸気透過量の測定方法については、

従来塗料は僅か 10 サイクル時点で著しい塗膜剥離を生じ、一方、高遮断低α塗料や低α塗料は、

JIS Z 0208「防湿包装材料の透湿度試験方法

30 サイクル後においても試験経過に伴う剥離の（カップ法)」に準じて行い、評価対象となる塗進展が極めて小さく、塗膜耐久性を決める要素の膜片に関してはいずれも乾燥膜厚200μmとした。

一つである長期の付着性を高水準で維持可能であ

測定結果より、高遮断低α塗料は従来没水部向ることを確認できた。

け塗料と同等の低い透過性、すなわち優れた遮断性を示し、水蒸気の透過を従来屋外向け塗料の※ 2023年10月のNEXCO要領改訂において、本試験方法は「試験法443-2023」に更新されている。更新後の試験法を適用した場合も、本稿記載の結果と同傾向の結果が得られる。

表21/10以下に低減していることを確認した。
(2) 腐食促進試験

塗膜の水蒸気透過量測定結果

また、遮断性向上による塗膜性能への影響を評（g/（㎡・24h））
開発塗料
高遮断低α塗料

従来屋外
向け塗料

従来没水部
向け塗料

0.85

9.24

1.12

表3

進試験を2020年から順次実施している 3）。試験仕様を表3に示した。

各種腐食促進試験の試験仕様

試験種①

価するために、供試塗料3種について各種腐食促

従来塗料

試験条件

耐湿性 （連続結露法）

JIS K5600-7-2 回転式

イオン交換水浸漬

JIS K5600-6-1 方法1
（浸漬法）

②
③
④

JIS K5600-6-1 方法1
（浸漬法）

塩水浸漬
⑤

JIS K5600-7-9
付属書1 サイクルD

供試膜厚

試験時間

50℃/95%RH以上

120μm

10080h（14か月）

液温 23℃

120μm

7920h（11か月）

液温 60℃

120μm

7920h（11か月）

NaCl 5%aq. 液温 23℃

120μm

7920h（11か月）

NaCl 5%aq. 液温 60℃

120μm

2520h（3.5か月）

塩水噴霧、湿潤、乾燥（30℃～50℃、6h/サイクル）

60μm （※1）

6120h（8.5か月）⑥

複合サイクル防食性⑦

耐中性塩水噴霧性

JIS K5600-7-1

35℃、5%aq.

60μm （※1）

6120h（8.5か月）

⑧

暴露防錆性

NEXCO試験法404

沖縄県伊計島

120μm （※2）

未評価（2021年下旬から暴露）※1 塗装系も供試したが、いずれの試験片も一般部変状無しのため本稿では割愛※2 有機Zn 75μm層あり

表4

各種腐食促進試験における耐久時間
耐久時間（※1）
高遮断
低α塗料
【A】

従来屋外
向け塗料
【B】

従来没水部
向け塗料

倍率
【A/B】
（※2）

① 耐湿性

> 10080h

720ｈ> 10080h> 14.0倍② イオン交換水浸漬（23℃）> 7920h> 7920h> 7920h-③ イオン交換水浸漬（60℃）> 7920h

720ｈ

2160h

> 11.0倍④ 塩水浸漬（23℃）> 7920h

720ｈ> 7920h> 11.0倍⑤ 塩水浸漬（60℃）> 2520h

720ｈ

720ｈ

> 3.5倍⑥ 複合サイクル防食性

5040h

2160h

3960h

2.3倍

⑦ 耐中性塩水噴霧性

3600h

720h

1440h

5.0倍

試験種

※1 「＞」は、まだ変状が無く当該耐久時間以上の結果が期待できることを示す。
※2 「－」は、高遮断低α塗料と従来塗料の差が確認されておらず、 現時点では比較不可であることを示す。

－ 38 －

環境遮断性に優れる剥離抑制型塗料の開発

試験片はブラスト処理鋼板（寸法：70×150×

具体的には、著しく腐食した実機鉄骨部材を切t3.2mmまたは150×300×t3.2mm、除錆度：ISO

り出したものを試験片素地として用い、従来塗料、Sa2 1/2以上、表面粗さ：Rzjis25μm）を使用

錆浸透性塗料、環境遮断性塗料を組み合わせた各

し、各塗料をエアスプレー塗装にて24時間間隔で種塗装仕様の防食性を比較したところ、環境遮断塗装した。最終層塗装完了後、23℃/50%RH環境下性を高めた仕様が特に防食性良好（腐食進展速度

にて7日間養生し試験片とした。また、試験片のが遅い）との結果が示されている。さらに、錆面

裏面及び周囲は、試験に影響がないよう評価塗料

塗装においては、塗膜の水蒸気透過量と塗膜劣化で塗り包んだ。

速度には正の相関がみられることが報告されてい各種促進試験結果として、高遮断低α塗料及びる（図 2）。

従来屋外向け塗料の耐久時間を表4に示した。こ以上を踏まえると、本稿で扱う高遮断低α塗料

こで耐久時間とは、試験片一般部において塗膜変についても錆面適用時の耐久性が優れるものと考状（錆または膨れ）が認められた試験時間であえられ、試験で確認することとした。

る。なお、試験⑧（屋外暴露防錆性）について
は、まだ評価結果が得られていないため省いた。

4.2 錆鋼板素地を適用した腐食促進試験

高遮断低α塗料は、遮断性の目標とした従来没

本稿で扱う高遮断低α塗料を錆面に塗装した場

水部向け塗料と同等以上、また、従来屋外向け塗合の腐食耐久性を塩水噴霧試験により確認した。

料と比較して非常に優れた耐久性を示した。

試験片素地としては、ブラスト鋼板を 20 か月間
にわたって屋外暴露した錆鋼板に対して 4 種ケレ

4. 高遮剥離抑制型塗料の錆面耐久性

ン相当処理（錆取りたわしを用いた手ケレン）を

4.1 遮断性と塗膜劣化速度の関係

適用して素地調整したもの（写真 1 右側）を用い

既往の報文

6）

において、遮断性が異なる種々のた。ケレン後の錆厚は 40μm 程度であった。

塗装仕様（表 5）について、錆面に適用した場合の供試塗料は、弱溶剤形の高遮断低α塗料と従来

塗膜劣化速度が検討されている。

変性エポキシ樹脂塗料、また、強溶剤形の高遮断低α塗料と従来エポキシ樹脂塗料の計 4 種とした。

表 5 各検討仕様の水蒸気透過量

塗 装 は 、 弱 溶 剤 形 に つ い て は 60 μ ｍ × 2 回

総膜厚
（μm）

水蒸気透過量（g／（㎡・24h））

従来仕様

200

1.8819従来仕様（厚膜）340

1.2251

従来仕様（超厚膜）

4801.1999仕様

環境遮断仕様220

1.0483

環境遮断仕様（厚膜）350

0.8336（1day1coat）、強溶剤形については 120μｍ×1 回
にて行った。
塗装後、2 週間の常温養生を行い、塩水噴霧試験（JIS K 5600-7-1）に供した。

水蒸気透過率［g/㎡･24hr］
水蒸気透過量

水蒸気透過量測定は JIS Z 0208 に準じて実施

2.5

従来仕様

2.0

従来仕様（厚膜）1.5

従来仕様（超厚膜）
環境遮断仕様1.0

環境遮断仕様（厚膜）

0.5
0.0

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

0.03

※塗膜劣化速度は、腐食促進試験に供した試験片における膨れ発生面積率の増加速度

塗膜劣化速度※［-］
傾きａ（塗膜劣化速度）［－］

図2

塗膜の水蒸気透過量と劣化速度の関係－ 39 －

環境遮断性に優れる剥離抑制型塗料の開発

表6
ケレン前

ケレン後

腐食促進試験結果（塩水噴霧 2000h）

高遮断低α塗料
弱溶剤形
強溶剤形

供試塗料

従来（変性）エポキシ塗料
弱溶剤形
強溶剤形

試験片
外観

写真 1

4 種ケレン錆鋼板

錆
膨れ

無し
若干有り

腐食促進試験として実施した塩水噴霧試験（試

無し
無し

顕著
顕著

有り
有り

[参考文献]
1) 清水悠平：耐はく離性を向上させた防食塗料の験時間：2000 時間）の結果を表 6 に示した。

開発, 大日本塗料株式会社 DNT コーティン

高遮断低α塗料は、弱溶剤形は若干の膨れのみ、

グ技報 No.19（2018）

強溶剤形は変状無しであり、比較的良好な状態を保っていた。一方、従来変性エポキシ樹脂塗料については、弱溶剤形、強溶剤形ともに錆・膨れが2) 西森修次：線膨張係数に着目した塗料の今後の展望, （一社）日本鋼構造協会, 第 41 回鉄構塗みられ、特に弱溶剤形塗料の変状が顕著であった。
高遮断低α塗料は、特に錆面用の塗料として有用であることが示唆された。

装技術討論会発表予稿集 (2018)3) 山内健一郎：高遮断性を有する剥離抑制型変性
エポキシ樹脂塗料の開発, （一社）日本鋼構造協会, 第 44 回鉄構塗装技術討論会発表予稿集

5. まとめ(2021)

塗膜の線膨張係数に着目した塗料設計により、高遮断剥離抑制型塗料（高遮断低α塗料）を開発

4) NEXCO 試験方法 第 4 編 構造関係試験方法した。高遮断低α塗料の性能評価として、付着性

令和 2 年 7 月, 東日本高速道路(株), 中日本高（耐剥離性）や遮断性を確認したところ、従来屋

速道路(株), 西日本高速道路(株) (2020)

外向け塗料と比較して優れた結果を示した。さら5) 関島竜太：NEXCO はく離抑制型変性エポキに、錆板素地を用いた腐食促進試験を行い、高遮シ樹脂塗料下塗 (P-28) ～試験法 443－2020

断低α塗料の優れた錆面耐久性を示唆する結果を塗料の耐はく離性試験方法～, （一財）日本塗得た。

料検査協会, 日塗検ニュース No.142（2021）
6) 東 貴也：錆面塗装に於ける劣化因子の考察お[謝辞］

よび最適な塗装方法の提案, （一社）日本鋼構

高遮断低α塗料は、大日本塗料株式会社殿と当社の共同開発品です。また、本稿 3.は株式会社高速道路総合技術研究所殿との共同研究成果、4.1
は三菱ケミカル株式会社殿との共同研究成果です。
関係各位のこれまでの精力的な活動に深く感謝申し上げます。

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造協会, 第 41 回鉄構塗装技術討論会発表予稿
集 (2018)

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

研 究 期 報第 119 号

編集兼発行人本

塚

正（無断転載を禁ず）

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