奥村組技術研究年報
No.49 2023

ISSN 0285-3469

奥村組技術研究年報
OKUMURA TECHNICAL RESEARCH REPORT

No.49
2023

株式会社奥村組
技術本部技術研究所
TECHNICAL RESEARCH INSTITUTEOKUMURA CORPORATION

奥村組技術研究年報
目

No.49

2023 年

次

梗概 本文
■土木系■
（施工管理）

1． コンクリート打設統合管理システムの開発と現場適用.....................................................................

1

29

2

35

3

41

4

47

廣中哲也・齋藤隆弘・今泉克彦・高尾篤志（リニューアル）

2． アンカー孔の自動削孔装置の開発－その２............................................................................................................

下水道施設補強工事への適用－
川澄悠馬・三澤孝史・山口治・川口竜巨（情報化施工）3.

地盤改良時影響可視化ＸＲシステムの開発...........................................................................................

－施工進捗と変位状況をリアルタイムに現地に３Ｄで可視化－
吉村藤子・宮田岩往・城井光雄・今泉和俊

（材

料）

4.

Analytical and Experimental Study on Estimating the Compressive
Strength of Early Age Concrete by the Maturity Method .........................................................................
Biswas Rajib Kumar・Takahiro Saito・Ryutaro Matsumoto梗概 本文
■建築系■
（基

礎）

5． 奥村・丸五式引抜き抵抗杭工法（ＯＭＲ／Ｂ－２）の開発.............................................................

5

53

6

59

7

65

8

71

－実大引抜き載荷実験結果－
林（構

芳尚・武田彰文・小谷俊二・舟木秀尊

造）

6． 扁平梁工法の構造性能に関する実験的研究－その２...........................................................................................

ねじり耐力の評価－
秋竹壮哉・岸本剛・山際創・浜口慶生（品質管理）

7． スラブ湿潤状態評価技術の開発................................................................................................................

－光学センサと自律走行式ロボットによる自動評価システムの構築－
増田貴之・赤星博仁（免制振）

8． 免震建物に適用する過大変位抑制用性能可変オイルダンパーの開発............................................

－５００ｋＮ級ダンパーの製造ばらつき－
小山慶樹・山上聡・洲鎌星・舟木秀尊梗概 本文■環境系■（廃棄物処理）9． ハイパースペクトルカメラを用いた災害廃棄物の種類と量の推定に関する基礎研究...............

9

77

10

83

11

89

羽渕博臣・清水祐也・岩下将也・吉村藤子（土壌環境）

10． 環境変化に伴う掘削岩からの自然由来砒素溶出に関する基礎的研究......................................

鈴木奨士・清水祐也・白石祐彰・倉品

（音

悠

響）

11． 音環境プレゼンテーションシステムの拡充－その２......................................................................................

工事騒音評価への利用も考慮したシステム改良－
柳沼勝夫・阪本一生

........................................................................................................................................................

13...............................................................................................................................................

19.........................................................................................................................................................................

25

英文サマリー

社外発表報文一覧

表彰■表紙の写真■上段：富津千葉高圧幹線

第１期建設工事（千葉県富津市）

中段：流山市立おおぐろの森中学校（千葉県流山市）
下段：和歌山城ホール（和歌山県和歌山市）

    

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■土木系■（施工管理）

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コンクリート打設統合管理システムの開発と現場適用
Development of a Concrete Placement Management System and Use at a Construction Site
廣中哲也＊ 齋藤隆弘＊＊ 今泉克彦＊＊ 高尾篤志＊＊＊Tetsuya Hironaka, Takahiro Saito, Katsuhiko Imaizumi, Atsushi Takao

研究の目的
コンクリート構造物の品質を確保するために、施工管理者は、打設計画の立案や、施工時のコンクリートの出荷・運搬情報とその時間経過、下層のコンクリートに上層のコンクリートを打ち込むまでの打重ね時間間隔等の情報を収集、分析し、適切に管理する必要があり、多くの時間と労力を費やしている。そのため、施工情報を連続的に共有し、早期に施工にフィードバックすることにより、適正な品質管理を実現すること、および打設管理業務を低減することが望まれている。そこで、コンクリート構造物の品質を確保するとともに打設管理業務を効率化するシステムの開発を目的とした。

研究の概要
コンクリートの運搬・打込み・打重ね等の情報を付与した CIM モデル、モニタリング技術およびクラウドの活用により、計画から施工までの情報をリアルタイムに共有するとともに見える化して一元管理するコンクリート打設統合管理システムを開発し、コンクリート堰堤築造工事に適用した。
図－１に示す打設・運行計画機能により、打設量、打設速度、ブロック分割番号、打込み順序等の打設計画条件を入力することで、打重ね時間表、平面と立体図の打重ね時間マップが自動生成され、計画の修正が容易かつ確実となり、最適な打設計画の立案が可能になった。打設場所ごとの計画作成時間が、従来の平面図と表計算ソフトを組み合せた方法の 2 時間程
度に比べて、1/4 の 30 分程度に短縮できた。
図－２に示す運行管理機能により、運搬中、打設中および打設済みのアジテータ車の進捗状況や、コンクリートの運搬および打込みの経過時間を生コン工場と打設場所の両方のタブレット画面上で、数値と色分け表示により視覚的に確認できた。
コンクリートの出荷調整を適切かつ円滑に行えたため、アジテータ車の現場待機時間が減少し、コンクリートの経時変化による品質低下の防止が可能になった。アジテータ車の運搬および打込み時間管理についても、従来の生コン伝票の内容確認
作業と経過時間の計算作業が不要となったため、出荷調整、運搬および打込み時間管理業務の効率化が図れた。
図－３に示す打設管理機能により、打込み後の経過時間が数値と色分け表示されるため、制限時間内でのコンクリートの
打重ね時間管理が容易となり、コンクリートのコールドジョイントの発生リスクを低減できた。従来の経過時間の計測、計画表の記入と計算作業を自動化することで煩雑な管理作業が不要となり、打重ね管理業務の効率化が図れた。

図－１ 打設・運行計画機能の画面例

図－２ 運行管理機能の画面例

図－３ 打設管理機能の画面例

研究の成果開発したコンクリート打設統合管理システムを現場に適用することで、コンクリート工事におけるアジテータ車の待機時間の短縮とコンクリートの経時変化による品質低下の防止、
打重ね制限時間の遵守とコールドジョイントの防止を確認した。
また、打設計画の立案、運搬・打込み・打重ねに関する時間管理および書類作成等の打設管理業務の効率化や、一連の施工情報の電子化によるトレーサビリティへの展開を可能にした。
＊

技術本部技術研究所＊＊

技術本部技術研究所土木研究グループ

-1-1-

＊＊＊

ＩＣＴ統括センターイノベーション部

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■土木系■（リニューアル）アンカー孔の自動削孔装置の開発－その２ 下水道施設補強工事への適用－
Developing an Automated Drilling Hole Device for Anchors- Part 2 : Application to Sewerage Facilities 川澄悠馬＊ 三澤孝史＊＊ 山口 治＊＊＊ 川口竜巨＊＊＊

Yuma Kawasumi, Takashi Misawa, Osamu Yamaguchi, Tatsuo Kawaguchi

研究の目的
既設コンクリート構造物の補強工事において行われるあと施工せん断補強工法や壁等の増設工法では、「あと施工せん断補強筋」や既設と新設コンクリートの一体性を高める「あと施工アンカー筋」の挿入孔の削孔が人力により行われる。削孔作業は通常、削岩機や電動ハンマードリル等を用いて行われるが、削孔本数が多く、繰り返しの振動作業になり、肉体的な負担がある。また、削孔時に発生する粉塵による作業環境の悪化があり、これらの改善が求められている。そこで、省力化・効率化を図るために、自動で削孔し、粉塵の飛散防止機能を備えたアンカー自動削孔装置を 2 種類開発した。

研究の概要
開発した自動削孔装置は、あと施工せん断補強筋

電動ハンマードリル

を対象とする大径用自動削孔装置（最大削孔径φ40mm 程度、写真－１）とあと施工アンカー筋を対象とする小径用自動削孔装置（最大削孔径φ 25mm 程
削岩機

度、写真－２）である。
本装置は、壁平行方向と壁直交方向、上下方向へ削岩機・電動ハンマードリルを移動させる機構を持っており、削孔計画（削孔位置、削孔深さ、削孔本数）に従って自動で移動・削孔し、削孔結果（削孔時間、移動量、削孔深さ等）を自動で保存する。事前の探査

写真－１ 大径用自動削孔装置

写真－２ 小径用自動削孔装置

で把握できなかった鉄筋等に接触した場合には、削孔速度の低下を検知して中断し、次の孔の削孔をするように制御している。
これらの装置を下水道処理施設の放流渠の耐震補・側壁の片面に小径用自動削孔装置を適用
・対面の側壁に大径用自動削孔装置を適用

強工事（図－１）に適用した（写真－３）。

写真－３ 大径用自動削孔装置適用後の壁面（a）大径用自動削孔装置（b）小径用自動削孔装置（削孔径φ34mm）（削孔径φ20mm）
図－１ 適用対象構造物研究の成果
小径用および大径用の 2 種類の自動削孔装置を開発して実施工に適用し、以下の成果を得た。
ⅰ．削岩機・電動ハンマードリルの移動精度および削孔深さ精度は良好であった
ⅱ．自動削孔装置を適用することで、人力施工に比べ、施工効率が向上した
ⅲ．粉塵の飛散防止機構により、削孔中の粉塵の飛散がみられず、作業環境が改善された
ⅳ．鉄筋接触時には、削孔の速度低下を検知して設計通りに自動で削孔を中断し、次の孔を削孔することを確認した＊

技術本部技術研究所土木研究グループ＊＊

技術本部技術研究所

-2-2-

＊＊＊

東日本支社リニューアル工事部

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■土木系■（情報化施工）

地盤改良時影響可視化ＸＲシステムの開発－施工進捗と変位状況をリアルタイムに現地に３Ｄで可視化－
XR-based Visualization and Monitoring System for Soil Stabilization Work- Real-time On-Site 3D Visualization of Construction Progress and Soil Displacement 吉村藤子＊ 宮田岩往＊ 城井光雄＊＊ 今泉和俊＊＊＊

Fujiko Yoshimura, Iwao Miyata, Mitsuo Shiroi, Kazutoshi Imaizumi

研究の目的
地盤改良の施工時には周辺地盤の土圧に影響を及ぼすため、地盤の隆起などの公衆災害のリスクを伴う。このような災害を防止するために、施工中は近接地盤の隆起を測定し、周辺に危害を及ぼすような地盤の変状が認められた場合は作業を中止するよう求められている。そのために施工にあわせて配置された監視員は、施工機械の制御担当者と連絡を取り合って施工進捗に合わせて監視すべき場所の目星をつけ、同時に、周辺地盤の隆起等の動態観測結果を随時確認して監視を行う。しかし、都市土木などで地下に構造物が存在するなど複雑な場所での監視業務は、監視員が立体的な位置関係を正確に把握できていないと実施できない。
そこで、空間把握が苦手な人や経験が浅い人でも監視業務を遂行できるよう、施工位置や進捗、隆起や沈下が起きている
場所が容易に認識できるシステムを開発した。

研究の概要
施工位置や動態観測計測位置を現地にリアルタイムに表示するシステムを開発した。システム構成およびデータ構成概要
を図－１に示す。施工機械や現地に設置したセンサからデータをクラウドストレージサービスにアップロードする。現地の光景に重ね合わせて可視化表示する特性上、XR（クロスリアリティ）技術を用いて、iPad と HoloLens（MR ゴーグル）を表示端末として使用する。QR マーカを読み込んで位置合わせを行い、クラウドストレージサービス上にあるセンサデータを読み込み、事前に与えられている位置情報を参照して、正しい位置にデータを可視化表示する。
 このシステムを、高圧噴射攪拌工法で地盤改良を行っている土木工事現場にて試行した。削孔している際には青いワイヤ
ーフレームで削孔済みの場所が表示され、造成時には設計造成長が青いワイヤーフレーム、造成済みの場所は灰色の円柱と   
して表示され、施工進捗にあわせてリアルタイムに長さが変化していく。また、現場に設置されている沈下計の位置に、鉛直変位量を表す矢印を表示する。矢印の向きが上ならば隆起、下ならば沈下を意味し、矢印の長さが変位量を示す。監視すべき位置が明確化し効果的に監視業務を行えるようになった。

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図－１ システム構成およびデータ構成概要

研究の成果
地盤改良の施工データと動態観測の計測データを、リアルタイムに AR や MR で可視化するシステムを開発した。現場で試行を行い、現地位置に合わせて可視化することで、空間把握能力の個人差を補完するだけでなく、情報伝達が円滑化するという気づきが得られた。監視業務がより確実に行えるため、公衆災害の防止に役立つ可能性が示された。
＊

ＩＣＴ統括センターイノベーション部＊＊

西日本支社機電部

-3-3-

＊＊＊

技術本部技術戦略部

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■土木系■（材料）

Analytical and Experimental Study on Estimating the Compressive
Strength of Early Age Concrete by the Maturity Method
Biswas Rajib Kumar＊ Takahiro Saito＊ Ryutaro Matsumoto＊

OBJECTIVESIn order to expedite the construction process, it might be essential to estimate the early age (less than 1 day) strength of concrete subjected
to various temperatures and curing methods for the construction of mountain tunnels. However, the relationship between various curing
temperatures and the strength development of concrete at a very early stage is not completely understood, and the current approaches might
not be able to predict the compressive strength of concrete at an early age. The objective of this study is to establish a relationship between
early age compressive strength of concrete and concrete maturity considering varied temperature histories of concrete. Both numerical andexperimental study has been carried out in this study.

OVERVIEW
Estimation of strength of concrete (in situ) at an early age canbe critical for many reasons such as removal of the formwork,
post-tensioning, handling precast members, etc. In this study,
the maturity function of concrete at early age (less than 1 day)was established using different water cement ratio (W/C ) andvarious temparature historis for concrete curing. For,
W/C=0.5, the number of experimental cases were 10, where
initial concrete temperature ranged between 10 to 30°C and thecuring temperature ranged between 10 to 50°C. The concrete
maturity function obtained from the experimental study(W/C=0.5) can be seen in Figure 1. To predict the structural
behaviour of concrete subjected to different W/C ratio andcuring condition, numerical analysis was carried out in thesoftware package LINK 3D. The software can incorporate themodelling of microscopic behavior of concrete, such as the
Figure 1: Concrete maturity function for W/C=0.5
progress of cement hydration reaction, the formation of void
structures in hardened bodies, internal moisture state, and the macroscopic view of reinforced concrete. It can be seen from Figure 2 and3 that there is an excellent correlation between the experimental study and FEM analysis. FEM analysis could predict the strength gain of
the concrete specimens with high precision. The numerical study slightly underestimated the experimental data. However, the numericallyobtained data can be considered safe in the case of field construction.

RESULTS

Figure 2: Comparison of experimental and numericalFigure 3: Comparison of experimental and numericalresults for W/C = 0.5

results for W/C = 0.4

From the experimental and numerical analysis, the relationship between compressive strength and concrete maturity at an early age (lessthan 1 day) was established. It was understood that for W/C=0.5, concrete can gain compressive strength of 2 MPa within 16 hours, when
it is subjected to a curing temperature of 20°C or more and an initial temperature of 15°C or more. For W/C=0.4, concrete can gain
compressive strength of 2 MPa within 12 hours, when it is subjected to curing temperature of 20°C or more and initial temperature of 20°C
or more. Datum temperature may change depending on the concrete mix property. Appropriate datum temperature should be evaluated for
improvement of the maturity method.
＊

技術本部技術研究所土木研究グループ-4-4-

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■建築系■（基礎）

奥村・丸五式引抜き抵抗杭工法(ＯＭＲ/Ｂ-２)の開発－実大引抜き載荷実験結果－
Development of the Okumura-Marugo pull-out Resistance Pile Method (OMR/B-2)- Results of Full-scale Pull-out Loading Tests 林 芳尚＊ 武田彰文＊＊ 小谷俊二＊＊ 舟木秀尊＊＊＊

Yoshihisa Hayashi, Akifumi Takeda, Shunji Kodani, Hidetaka Funaki

研究の目的
当社と丸五基礎工業株式会社が共同開発した「奥村・丸五バケット式拡底杭工法（OMR/B）」は、拡底部に大きな引抜き
抵抗力を有するものの、従来の OMR/B 工法で引抜き方向の抵抗力として考慮できるのは、杭軸部の周面抵抗力および杭自重のみに限定されており、設計上必要な引抜き抵抗力を確保するためには、杭の軸径を増やす、杭長を長くするなどの必要があった。
実大杭の引抜き載荷実験により、拡底部側面の傾斜による引抜き抵抗力の増加効果を確認し、新たに「奥村・丸五式引抜き抵抗杭工法（OMR/B-2）」として（一財）ベターリビングの評定を取得することを目的とした。

研究の概要■ 引抜き載荷実験の概要

開発技術のイメージを図－１に、新工法における杭の仕様を表－１に示す。
実験は、拡底部を定着させる支持層の地盤種別（砂質地盤、粘土質地盤、互層地盤）
水平力 ⇒および傾斜角（5.8°､12°）をパラメータとして、計 6 体の杭で実施した。
載荷方法などは、地盤工学会基準「杭の鉛直載荷試験方法・同解説 第一回改訂版（2002 年）」に基づき実施した。
■ 実験結果表－１ 新工法における杭の仕様

ⅰ．地盤種別に関係なく、傾斜角の増加に伴い最大引抜き荷重、第 2 限界抵抗力、拡底領域の周面抵抗力度が大きくなる。
ⅱ．実験結果から算出した支持力

仕 様
杭径

軸部径：700mm～4,500mm
拡底径：900mm～4,700mm
設計基準強度 Fc：24～80N/mm２

コンクリートJIS 適合品の構造体強度補正値(28S91)：
0N/mm2 以上とする(大臣認定コンクリートの場合は指定された値による)係数（砂質地盤：No.1､No.2、粘土質地盤： No.3 ､ No.4 ）は、既存の研究で提案される評価式（式(2)､式(3)）を上まわる（図－２参照）。

傾斜角 (θ)6°≦θ≦12°最大掘削深さ90m

適用地盤

砂質地盤､粘土質地盤､互層地盤
3.025
実験データの回帰線

15

8)

No.1

10)

7)

6)
9)

10
5

×：直杭
○：θ＜12°△：θ＝12°□：θ＞12°

No.2

6)
式
0

2

4

6

8

10

12

14

16

実験データの回帰線

2.5

6)

6)

支持力係数 μ支持力係数 λ200

図－１ 開発技術のイメージ

No.4

2.0

No.3

1.0

11)

0.5
0.0

18
20
22
傾斜角θ（°）

8)

9)

7)

11)
12)
12)

1.5

11)
0

11)
×：直杭
○：θ＜12°△：θ＝12°□：θ＞12°式(3)2図－２ 傾斜角と支持力係数の関係

4

6

8

10

12

14

16

18
20
22
傾斜角θ （°）（(6)～12)は、既存の実験データ）研究の成果（一財）ベターリビングにおいて拡底部側面の傾斜による引抜き抵抗力の増加効果が認められ、新たに「奥村・丸五式引抜き抵抗杭工法（OMR/B-2）」として評定を取得した。
＊

建築本部建築部＊＊

西日本支社建築設計部＊＊＊

技術本部技術研究所建築研究グループ-5-5-

奥村組技術研究年報 No.49■建築系■（構2023 年 9 月

造）

扁平梁工法の構造性能に関する実験的研究－その２ ねじり耐力の評価－
Experimental Study on Structural Performance of RC Flat Beam System- Part 2 : Evaluating Torsional Strength 秋竹壮哉＊ 岸本 剛＊＊ 山際 創＊＊＊ 浜口慶生＊＊＊＊

Masaya Akitake, Takeshi Kishimoto, Hajime Yamagiwa, Keisei Hamaguchi

研究の目的
通常の梁よりも梁せいを小さくする代わりに、梁幅を柱幅よりも大きくした扁平梁を採用することで、プランの自由度が高まり、有効天井高や窓開口を大きく確保できるなどのメリットが生まれる。既報において、梁幅を柱幅の 2～3 倍とした
扁平梁と柱から構成される部分架構実験を行い、既往式を準用した設計式が柱幅外の梁主筋の影響を考慮した扁平梁曲げ耐力、扁平梁と柱の接合部せん断耐力を安全側に評価できることを確認した。今回、設計式の合理化や、適用範囲の拡大のために部分架構実験を行い、ねじれ耐力を評価する。また、追加で実施した試験体においても扁平梁柱接合部のせん断耐力を既報の提案式で安全側に評価できるか確認する。

研究の概要
試験体は、接合部せん断耐力を確認するために接合部
せん断破壊が先行するように計画した試験体 2 体、既報の実験にはなかった跳出し部のねじり破壊が先行するように計画した試験体 4 体の計 6 体である。なお、実建物で の 適 用 範 囲 を 考 慮 し 、 Fc24,36N/mm2 、 柱 断 面
1000×1000mm、扁平率 2、梁せい 500～800mm、階高
3000mm、梁スパン 7000～9000mm 程度を対象とし、試験体の縮尺は 1/2 とした。図－１に代表例として直交梁のない試験体の詳細図を示す。ねじれ破壊を先行させるために柱外の扁平梁主筋を多く配筋している。

図－１ 試験体図例（十字形）
表－１ 実験値と耐力計算値の比較（ねじり）（直交梁あり）（直交梁なし）図－２ 実験値と耐力計算値の比較（曲げ、せん断）研究の成果
扁平梁の構造性能を確認するため、計 6 体の部分架構実験を行い、扁平梁架構において以下のことが確認できた。
ⅰ．ねじれ破壊先行型として計画した試験体において、直交梁がなく跳ね出し部のみで負担させる場合のねじりモーメン
トの計算値に対する実験値の余裕度は 1.18～1.54、直交梁があり跳ね出し部と直交梁の強度を累加する場合は 1.09～
1.31 と、計算式は耐力を安全側に評価した
ⅱ．接合部のせん断破壊先行型として計画した試験体において、梁せいが実大相当で 800mm の扁平梁も、既報の式で安全に評価できることを確認した
ⅲ．接合部のせん断破壊先行型として計画した試験体において、扁平梁の片側側面が柱幅内におさまるように片側に扁平梁を寄せた形状でも、既報の式で安全に評価できることを確認した＊

技術本部技術研究所建築研究グループ＊＊

技術本部技術研究所企画・管理グループ＊＊＊＊

西日本支社建築設計部

-6-6-

＊＊＊

東日本支社建築設計部

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■建築系■（品質管理）

スラブ湿潤状態評価技術の開発－光学センサと自律走行式ロボットによる自動評価システムの構築－   Development of an Evaluation Method of Wet Conditions on Concrete Slabs- Building a System Incorporating Optical Sensors and Autonomous Mobile Robots 
＊

増田貴之

＊＊

赤星博仁

Takayuki Masuda, Hiroto Akahoshi




研究
 の目的
建築工事のスラブコンクリートの施工において、スラブ表面の湿潤状態を適切に維持することは品質管理上、大変重要である。しかし、金鏝仕上げ後の湿潤養生開始時期の判断や湿潤状態の評価は管理者の目視に拠るため、定量的かつ適切な判断が為されているとは言い難く、その品質管理に係る記録を残すことも難しい。加えて、湿潤状態を適切に維持するために、

散水養生をはじめとする作業面においても多くの労務が発生している。そこで、スラブ表面の湿潤状態を定量的に評価できるセンサとスラブ全体の湿潤状態を自動認識できるシステム開発に取り組んだ。


研究
の概要


スラブ表面の湿潤状態を適切に評価するため、近赤外光を円偏光状態で照射するセンサを提案した。近赤外光に水の吸光

特性を有する波長 1,450nm の光源を採用し、それを円偏光でスラブ表面に照射した場合、湿潤状態では反射光がほぼ全て帰
還し、乾燥状態では帰還する光量が大きく減少すると仮定した（図－１）。これを実証し、センサとしての有効性を確認する

ため、散水したコンクリート供試体を用いて、湿潤から乾燥過程における反射光量の測定実験（室内実験）を行った。その
結果、図－２に示す通り、反射光量の計測値（電圧値）がコンクリート表面の水位、すなわち表面の湿潤状態の変化に伴い

変動すること、そして測定環境の気温により湿潤時の値が異なるものの、その値は同程度の範囲に収まることが確認された。

したがって、計測値に対して閾値を設定することで、スラブ表面の状態を湿潤・半乾燥・乾燥の３段階評価が可能である。

次に、実現場におけるスラブ全体の湿潤状態を自動評価するため、センサを搭載した自律走行式ロボットを試作し（図－３）
 、現場での実用性に関する確認実験（現場適用実験）を行った。1m 四方にグリッド分割した約 860m2 のスラブ面積に対して、約20 分で計測が完了した。散水後のスラブ表面の湿潤状態を 1 時間ごとに計測した結果を図－４、表－１に示す。

目視による湿潤状態の評価と概ね一致し、徐々に乾燥していく過程を視覚化できることを確認した。

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研究の成果
近赤外光を用いたセンサと自律走行式ロボットによるスラブ表面自動評価システムを提案した。開発した技術の有効性と実用性の確認を目的とした室内実験と現場適用実験により、以下に示す事項を確認した。
ⅰ．波長 1,450nm の近赤外光を円偏光で照射するセンサにより、スラブ表面の湿潤状態の判定が可能である
ⅱ．自律走行式ロボットを用いて、面積 860 m2 のスラブ面を約 20 分で計測できるⅲ．開発したシステムにより、時間とともに変化するスラブ面全体の湿潤状態の視覚的な把握が可能である＊

土木本部土木工務部＊＊

技術本部技術研究所建築研究グループ-7-7-

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月■建築系■（免制振）免震建物に適用する過大変位抑制用
性能可変オイルダンパーの開発－500kN 級ダンパーの製造ばらつき－
Passive Variable Orifice Damper to Control Excessive Displacement of Seismically Isolated Building- Manufacturing Variations in 500kN Class Dampers 小山慶樹＊ 山上 聡＊ 洲鎌 星＊ 舟木秀尊＊

Yoshiki Koyama, Satoshi Yamagami, Sei Sugama, Hidetaka Funaki

研究の目的
近年、巨大地震に起因する長周期地震動の影響が危惧されており、免震建物では免震層に設けた水平クリアランス以上の過大な水平変位が生じ、擁壁に衝突する可能性が指摘されている。水平変位を低減する目的で、免震層の水平剛性や減衰性能を増加させると、中・大地震時に上部構造の応答が大きくなり、免震性能が低減されてしまう。そこで、中・大地震時は従来の免震性能を維持しつつ、巨大地震時に生じる免震層の過大な水平変位を低減することが可能な性能可変オイルダンパー（VOD）を開発する。

研究の概要
開発した VOD(図－１)は閾値以上の変位がダンパーに生じた場合、変位に応じて無段階でパッシブに減衰力を増加させ、地震中は増加した減衰力を維持し、地震終了後はパッシブに元の減衰性能に戻る回帰特性がある。最大減衰力が 500kN 級のVOD4 基に対して加振実験を行い、減衰性能と製造ばらつきを評価した（図－２）。また、減衰性能が変化してから元に戻るまでの回帰特性を確認し、問題のない範囲で再現性があることを確認した（図－３）。さらに、減衰性能が変化するまでの時
間遅れが 0.05 秒以下であり、減衰性能に与える時間遅れの影響が極めて僅かであることを確認した（図－４）。最後に、免震建物にオイルダンパー（OD）を 2 基設けた場合を Case1、巨大地震時の免震層の過大な水平変位を小さくするために OD
を 3 基設けた場合を Case2、VOD を 2 基設けた場合を Case3 とし時刻歴応答解析を行った。長周期地震動時では、Case2・Case3 ともに免震層の最大変位を低減したが、中・大地震時では、Case2 は Case1 に比べ上部構造の最大応答値が平均で概ね 17%大きくなった。これに対し、Case3 は Case1 と概ね同程度の最大応答値に抑えられることを確認した（表－１、図－５）。
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研究の成果
4 基の VOD の性能確認を行い、設計基準値に対する減衰力の製造ばらつきを評価した。また、小形シリンダの回帰特性や減衰性能が変化するまでの時間遅れを確認した。実験で確認した減衰性能を考慮した解析結果から、VOD を用いた場合、中・大地震時は従来の免震性能を維持しつつ、巨大地震時に生じる免震層の過大な水平変位を低減できることを確認した。
＊

技術本部技術研究所建築研究グループ-8-8-

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■環境系■（廃棄物処理）

ハイパースペクトルカメラを用いた災害廃棄物の種類と量の推定に関する基礎研究
Estimation of Type and Volume of Disaster Waste Using Hyperspectral Camera
羽渕博臣＊ 清水祐也＊ 岩下将也＊＊ 吉村藤子＊＊＊

Hiroomi Habuchi, Yuya Shimizu, Masaya Iwashita, Fujiko Yoshimura

研究の目的
気候変動等に伴い自然災害が頻発化・激甚化しており、その度に災害廃棄物が大量に発生している。急に発生する災害廃棄物の迅速な処理のために、自治体は事前に処理計画を立案している。また、被害情報や新たな統計手法が見いだされる度に災害廃棄物の種類と量を予測・更新し、それに合わせ処理計画を更新している。しかしながら、災害廃棄物は災害の種類
や発生箇所等により、種類と量が異なるため、その予測精度は十分とは言えない。予測と実績の乖離、さらには発生量の把握が遅れることで、実際の災害発生時に作られる災害廃棄物処理実行計画の策定自体が遅れ、災害廃棄物の処理効率の低下を招くこと等が問題としてある。そのため、 ICT やリモートセンシング技術等により、さらに簡便かつ正確に発生量・要処理量を推計する手法の開発が望まれている。
そこで本研究では、可視光の波長領域外（900〜1700nm）を撮像するハイパースペクトルカメラ（以下、HSC）に着目し、災害廃棄物の種類と量を推定する検討を行った。

研究の概要
１． HSC の画像識別技術
一般的なカメラでは、入射光を光の三原色である R（650nm 波長）、G（550nm 波長）、B（450nm 波長）の 3 バンドに分解し、その重ね合わせによって可視光情報（約 380～750nm 波長）を表現するが、HSC では、より広範囲な波長領域を多くのバンド帯で分解することができる。
２．実験対象
災害廃棄物量は、次式にて推計される。
ある特定の組成の災害廃棄物量＝総体積×組成（区分別割合）×みかけ比重
本報では、発災後の仮置場での現地条件等による変動が少ない災害廃棄物の組RGB 画像成（区分別割合）の算定を目標とした。
３．集積された災害廃棄物の山の撮影実験方法
模擬災害廃棄物は、東日本大震災の実績をもとに、種類別の質量割合で作製し、混合後、堆積させ、日照条件が異なる側方 6 方向から HSC で撮影した。解析結果の性能評価は、HSC での識別領域と、実際の正しい領域の重なり度合いを表す IoU

ライブラリ（Intersection over Union、2 つの領域の論理積を論理和で割った値）を用いた。

面積比：32.7%

４．実験結果
① 災害廃棄物表面を撮影した RGB 画像の 1m×1m を代表領域として、この範囲を 0.1m のメッシュで区分し、メッシュ毎の種類を目視により分類する方
教師画像法（従来法）と HSC による分類（HSC 法）を比較した災害廃棄物の組成（区従来法：43.0%
HSC：25.9%
IoU：91.3%

分別割合）の結果は同等であった。
② プラスチックは概ね 60%以上の IoU が得られた。災害廃棄物量の推定は、この程度の IoU が確保できていれば、実用上支障はないため、個別の素材や適用場面によっては HSC 法で分類できる可能性が示唆された。全体的な傾向
として、逆光や影があると識別精度が低下した。
※写真：順光下で IoU が 91.3%と最も高かったプラスチック類の分類画像

HSC 分類画像

写真-1
HSC ＨＳＣによる分類
による分類（青:ﾌﾟﾗｽﾁｯｸ
写真－１（青:プラスチック類）

研究の成果
ⅰ．HSC 法を用いることで、災害廃棄物の種類が分類できる可能性がある
ⅱ．HSC による災害廃棄物の種類の分類は、適用場面を限定する必要がある
ⅲ．HSC 法は、目視により分類する従来法の代替となり得る
ⅳ．実用化に向けては、さらなる精度向上と画像データや経験の蓄積が今後の課題である＊

技術本部技術戦略部環境ソリューション室＊＊

技術本部技術研究所環境研究グループ＊＊＊

ＩＣＴ統括センターイノベーション部-9-9-奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■環境系■（土壌環境）

環境変化に伴う掘削岩からの自然由来砒素溶出に関する基礎的研究
Basic Research on Arsenic Leaching from Naturally Contaminated Rocks Attributable to Environmental Change
鈴木奨士＊ 清水祐也＊＊ 白石祐彰＊ 倉品 悠＊＊＊

Shoji Suzuki, Yuya Shimizu, Hiroaki Shiraishi, Haruka Kurashina

研究の目的
山岳トンネル工事で発生する掘削岩には、有害物質の一つである砒素（以下、As）が潜在的に含有されているケースがあり、多くの発生事例が報告されている。このような掘削岩が発生する場合には、周辺環境に悪影響を及ぼさないよう遮水工
封じ込め、不溶化処理、吸着層工法などの拡散防止対策が施される。拡散防止対策の設計には、工事中または工事後の岩石
周辺の環境変化による溶出性への影響については十分な考慮がされていない。そこで、本研究では、拡散防止対策の設計をするうえで重要となる実態的な重金属等溶出性を把握するため、その影響因子となる、酸化還元電位（以下、Eh）、温度、酸
素濃度について、掘削岩が埋め立てられた処分場内のモニタリングを実施した。さらに、その結果に基づく環境変化（Eh, 温度、酸素濃度）を考慮した室内試験を行い、その溶出濃度の変化を確認した。

研究の概要
ベントナイト混合土による封じ込め処分場内に設置した温度と酸素濃度のセンサーによる測定結果を図－１に示す。処分場内の季節による温度変化は、深度が小さいほど変動幅が大きかった。また、温度の変化
は深度によって遅れてピークに達しており、深度 2m で約 2 ヶ月の遅れが確認された。酸素濃度は、夏季に低く冬季に高い傾向であり、深度が小さいほど酸素濃度の増減幅が大きかった。これは処分場の好気性微生物の活性が温度上昇により促進されたためと推察した。また、冬季において、酸素濃度が増加し、大きい深度で外気と同程度の 20%を示したのは、処分場底面に設置されていた浸出水排水管が外部と繋がってい

図－１ 処分場内温度・酸素濃度変化

たため、外部からの酸素供給が原因と推察した。
上記処分場からの浸出水排水管出口に設置した温度と Eh の水質モニターによる測定結果を図－２に示す。Eh は季節に関係なく、約+200～+300 mV を推移した。なお、センサーは浸出水排水管の出口に設置されているため、処分場内では、Eh が+200 mV よりも低くなっている箇所もあると推察した。
上記処分場から採取した掘削岩を対象とした模擬酸化還元条件によるバッチ試験を、①掘削岩の表面（酸化が進んでいる部分）を取り除く、

図－２ 処分場浸出水 Eh・温度変化②2mm 以下に破砕、③室温 20℃下で養生、④定期的に試料を分取、⑤

還元力 弱還元剤（ギ酸 Na、アスコルビン酸 Na）を溶かした還元水を溶媒とした溶出試験を実施、の手順で行った。試験結果の一例を図－３に示す。As
溶出濃度は、還元力が異なるすべての抽出溶媒において、大気暴露日数の増加に伴い増加した。これは、還元力が強い抽出溶媒を用いたケースほど大きく増加する傾向であり、120 日間の大気暴露で、精製水は約 1.9
還元力 強倍増加したのに対し、0.2 mol/L アスコルビン酸 Na では約 3.6 倍増加した。

図－３ 曝露期間・Eh と As 溶出量

研究の成果
処分場内の環境変化をモニタリングし、結果を基に As 溶出における酸化還元電位および養生酸素、温度の影響について検討した。得られた知見は以下のとおりである。
ⅰ．酸素を消費する物質（例：有機物）の少ない掘削岩の封じ込め処分場では、弱い酸化環境へと変化し（浸出水 Eh：約+200～+300 mV）、また、浸出水排水管からの酸素の流入により酸素が処分場内に供給されている可能性がある
ⅱ．掘削岩を大気環境下で仮置きした場合、発生直後よりも As 溶出量が増加する可能性がある
ⅲ．還元環境下の方が As 溶出量は多くなる傾向があり、これは大気曝露を長く経験したものほど顕著である＊

技術本部技術研究所環境研究グループ＊＊

技術本部技術戦略部環境ソリューション室＊＊＊

技術本部技術戦略部知的財産管理室- 10 - 10 -

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■環境系■（音響）

音環境プレゼンテーションシステムの拡充－その２ 工事騒音評価への利用も考慮したシステム改良－
Extending a Sound Environmental Presentation System- Part 2 : System Improvement for Construction Noise Evaluation 柳沼勝夫＊ 阪本一生＊

Katsuo Yaginuma, Kazuki Sakamoto

研究の目的
建築音環境性能や音の大きさは、通常、Dr-50 や 50dB など数値で示すことが多く、一般の人にはその性能や大きさをイメージしにくい。このような背景から、設計仕様から完成建物の音環境を予測計算し、実音をもとに音環境性能を反映した音を試聴できる「音環境プレゼンテーションシステム」を開発している。本システムは、SIM 搭載型モバイル端末、ヘッドホンで構成され、小型軽量でかつ高速処理が可能である。今回、既開発システムの利便性向上と、建築音環境だけでなく工事騒音の評価に対しての利用を目的にシステム改良を行った。

研究の概要
既開発システムの操作画面の構成やプログラムの追加・修正を行った（写真－１、図－１）。
システムの改良点は以下の通りである。
ⅰ．工事騒音で発生頻度が高い低音域の録音、再生を行えるようにシステムのマイクやヘッドホンを見直した
ⅱ．建築音環境評価と工事騒音評価の操作画面とデータベースを分離し、画面構成を追加・修正した
ⅲ．大音量の騒音録音時に生じるサチュレーション確認機能を追加した
ⅳ．システム外の市販の予測計算ソフト等による騒音予測結果や新材料の音響透過損失や吸音率を容易にシステムに反映できるようにデータベース画面を修正した（CSV データ作成機能）
ⅴ．複数音源・暗騒音を考慮した試聴が行えるように試聴音の再生・評価画面を修正し、複数試聴音の再生開始時間を合わせて同時再生できるように配慮した

外部騒音に起因する 隣室から伝搬する 建物内外から近隣へ騒音計算
伝播する騒音計算
室内騒音計算空調設備起因の 床衝撃音の計算
室内騒音計算ストレージ

音の響きの計算（残響時間）

機器補正・音源分析
試聴音作成

写真－１ システム機器

建築音環境

ログイン画面

建物内外から近隣へ伝播する騒音計算

工事騒音

ストレージ

機器補正・音源分析
試聴音作成

評価対象選択画面
各種機能選択画面

各種機能

図－１ 操作画面構成

研究の成果
既開発システムの操作画面の構成やプログラムの追加・修正を行うことで、システムの利便性が向上し、建築音環境だけ
でなく工事騒音の評価に対しても利用できるシステムに改良できた。
＊

技術本部技術研究所環境研究グループ- 11 - 11 -奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■■

1.

英文サマリー■■Development of a Concrete Placement Management System
and Use at a Construction Site
Tetsuya Hironaka, Takahiro Saito, Katsuhiko Imaizumi, Atsushi Takao

We developed a concrete placement management system that ensures the quality of concrete structuresand streamlines the management of placement tasks. This system applies a construction information model(CIM) that incorporates information on transportation, placement and layering of concrete, monitoring
technologies, and cloud services, allowing the sharing, real-time visualization, and central management, fromplanning to implementation, of all construction information. Applying this system to a construction site
reduced standby times for concrete agitator trucks, eliminated cold joints and quality problems associated withchanges in concrete over time, and enabled compliance with layering time limits. It also made casting planning,
concrete transportation management, casting and layering, document preparation, and other casting
management tasks more efficient. By handling and storing construction information in digital format, thismanagement system also ensures the traceability of construction tasks.
Keywords: construction information modeling, monitoring technology, cloud service,transportation management, placement management

2.

Developing an Automated Drilling Hole Device for Anchors- Part 2 : Application to Sewerage Facilities Yuma Kawasumi, Takashi Misawa, Osamu Yamaguchi, Tatsuo Kawaguchi

For post-installed shear reinforcements, additional wall installations, drilling holes for reinforcing bars istypically done manually with a rock drill or electric hammer drill. However, this approach involves many
drilling operations, repetitive vibration, physical strain, and harmful dust scattering. In response, two types ofAutomated Drilling Hole Devices have been developed to handle drilling processes in retrofitting work
involving existing concrete structures. These devices, which, respectively, address large and small diameterholes, are capable of automatically drilling holes in accordance preset drilling plans (number of holes, drilling
position, drilling depth), and can also record construction performance data while preventing dust dispersion.
To prevent rebar damage, once the device detects contact with an existing rebar, it halts the process and moves
to the next hole position. These devices can be expected to improve efficiency and reduce labor requirements.
The developed devices were applied to seismic reinforcement work for the discharge culvert of a sewage
treatment facility, and performed drilling automatically, accurately, and in accordance with drilling plans, andeffectively prevented dust scattering.
Keywords: renewal projects, reinforcement work, drilling work, labor savings, automation- 13 -

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

3.

XR-based Visualization and Monitoring System for Soil Stabilization Work- Real-time On-Site 3D Visualization of Construction Progress and Soil Displacement Fujiko Yoshimura, Iwao Miyata, Mitsuo Shiroi, Kazutoshi Imaizumi

Monitoring field conditions during soil stabilization work is crucial for averting issues such as ground
uplift and water leakage. We developed a system that improves monitoring by sensing the construction depth
and displacement of the surrounding ground and visualizing this data. The sensor data is uploaded to the cloudand can be viewed in real-time on devices with XR technology. We expect this system to improve personnel
assignments, allowing staff lacking strong spatial reasoning skills and experience in supervising ground work
to function as inspectors. The system will allow inspectors to track work progress and look for abnormal
displacement. The capacity to share images will further communication and shared understanding.
We assessed this system at an actual construction site. The values of the vertical displacement meters
and the length of the piles being constructed underground at the time were successfully visualized via
HoloLens and iPad. The results indicate this system is capable of effectively visualizing sensor data in thecontext of the surrounding landscape and preventing unintended and negative impacts on the surroundings.
Keywords: soil stabilization, field observation, IoT Sensor, XR, visualization

4.

Analytical and Experimental Study on Estimating the Compressive
Strength of Early Age Concrete by the Maturity Method
Biswas Rajib Kumar, Takahiro Saito, Ryutaro Matsumoto

In order to expedite the construction process, it might be essential to estimate the early age (less than 1day) strength of concrete subjected to various temperatures and curing methods for the construction ofmountain tunnels. However, the relationship between various curing temperatures and the strength
development of concrete at a very early stage is not completely understood, and the current approaches might
not be able to predict the compressive strength of concrete at an early age. In order to establish a relationshipbetween early age compressive strength of concrete and concrete maturity while taking varied temperature
histories of concrete curing into account, numerical and experimental study has been carried out in this study.
The results obtained from the numerical analysis and experimental study were in good agreement. Finally, topredict the very early-age compressive strength of lining concrete, different equations have been proposed inthis study for different water to cement ratio. This study will be helpful to predict the early age compressive
strength of lining concrete.
Keywords: Lining concrete, concrete maturity, FEM analysis, early age- 14 -

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

5.

Development of the Okumura-Marugo pull-out Resistance Pile Method (OMR/B-2)- Results of Full-scale Pull-out Loading Tests Yoshihisa Hayashi, Akifumi Takeda, Shunji Kodani, Hidetaka Funaki

The bucket type bell pile method (OMR/B) has a high pull-out resistance in the bell enlargement.
However, evaluations of pull-out resistance have been limited to the surface resistance of the pile shaft and theweight of the pile itself, which generally leads to increased pile shaft diameters or pile lengths to ensure thepull-out resistance required for a specific design.
In response, we performed pull-out loading test of full-size piles anchored by the bucket type bell pilemethod (OMR/B) to confirm the following:i. Regardless of the soil type, the maximum pull-out load, the second limit resistance force and thedegree of circumferential resistance in the bell enlargement region increase with increasing tilt angle.
ii. Bearing capacity factor of the ground calculated from the experimental results exceeds the solutionsof the evaluation formulae proposed in existing studies.
Assessments of the increased pull-out resistance generated by the sloping surface of the bell enlargement
led to its approval as the new bucket type bell pile method (OMR/B-2) by the Center for Better Living, ageneral incorporated foundation in Japan.
Keywords: cast in place pile, bell enlargement, pull-out resistance, loading test, tilt angle

6.

Experimental Study on Structural Performance of RC Flat Beam System- Part 2 : Evaluating Torsional Strength Masaya Akitake, Takeshi Kishimoto, Hajime Yamagiwa, Keisei Hamaguchi

In apartment complexes, the use of RC flat beams, in which the beam width is larger than the column
width in compensation for making the beam depth smaller than the normal beam, has advantages such as
improvement of planning and enlargement of effective ceiling heights and window openings. Our previous
reports discussed a series of experiments (1 and 2) involving partial framing consisting of RC flat beams andcolumns with beam widths two to three times wider than the column widths. These studies confirmed that adesign equation modified from the existing equation is capable of assessing the bending capacity of RC flatbeams and the shear capacity of RC flat beam-column connections with adequate safety margins, taking into
account main reinforcements of the beams arranged outside the column width.
This study involved a partial frame structure experiment (3rd series) intended to confirm the validity ofthe design equation and to expand its scope of application. The design formula for torsion confirmed that thetorsional capacity of the orthogonal beam and the hang-out part can be evaluated while providing an adequate
margin for safety based on their cumulative capacity. We also confirmed that the shear capacity of the RC flatbeam-column connection can be evaluated with an adequate safety margin using the formula previously
proposed.
Keywords: RC flat beam, column joint, torsional strength, flexural strength, shear strength- 15 -

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

7.

Development of an Evaluation Method of Wet Conditions on Concrete Slabs- Building a System Incorporating Optical Sensors and Autonomous Mobile Robots Takayuki Masuda, Hiroto Akahoshi

Maintaining optimal moisture conditions on the surface of concrete slabs after pouring and finishinghelps prevent surface cracking and other problems; this is a critical factor in construction quality management.
However, surface conditions are often judged by visual inspections alone; accurate quantitative judgments areoften difficult to make. In the study reported here, we developed an evaluation method based on circularpolarized light in the near-infrared region to perform quantitative evaluations of surface conditions. We
confirmed the effectiveness of this method under conditions of multiple experimental parameters. We
confirmed that the values measured by this method correlate with changes on the slab surface. Setting
thresholds for these measured values allowed evaluations at three stages: wet, semi-dry, and dry.
We mounted a device equipped with these sensors on an autonomous mobile robot and deployed this aspart of a construction project involving a floor slab area of 860 m2. The system allowed discrete andquantitative evaluations as the robot remained in motion. Including the optical device, autonomous robot, andvisualization unit, the system thus developed allowed the visual representation of the surface drying process on
a color map within just 20 minutes.
Keywords: Concrete Slab, Circular Polarization, Near-infrared Light, Absorption Spectrum of Water,
Autonomous Mobile Robot, Labor Saving

8.

Passive Variable Orifice Damper to Control Excessive Displacementof Seismically Isolated Building- Manufacturing Variations in 500kN Class Dampers Yoshiki Koyama, Satoshi Yamagami, Sei Sugama, Hidetaka Funaki

Variable Orifice Dampers (VODs) are designed to suppress excessive horizontal displacement duringlong-period ground motions while otherwise maintaining seismic performance comparable to conventional
seismically isolated buildings during moderate to large earthquakes. VODs passively boost the damping
coefficient when displacement exceeds a predefined threshold, moderating displacement and maintaining
increased damping properties during an earthquake. They also feature regressive characteristics that restore theoriginal damping coefficient following the earthquake.
We confirmed the damping performance of four VODs with a maximum force of 500 kN via dynamic
loading tests and evaluated manufacturing variations. We also investigated the regression characteristics of thedamping coefficients returning to the original performance after the pre-defined threshold displacement isexceeded, confirming that reproducibility remained within a practical range with no significant problems. We
verified that the delay in switching of damping force was less than 0.05 seconds and had minimal impact.
Based on the results of analyses of seismically isolated buildings incorporating the VODs, we concluded
that the VODs provide the targeted seismic performance.
Keywords: isolated building, passive variable orifice damper, displacement control design,
long-period ground motions- 16 -

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奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

9.

Estimation of Type and Volume of Disaster Waste Using Hyperspectral Camera
Hiroomi Habuchi, Yuya Shimizu, Masaya Iwashita, Fujiko YoshimuraThis research explores the use of hyperspectral cameras (HSCs) for estimating the type and volume ofdisaster waste. With the increasing frequency and severity of natural disasters due to climate change and otherfactors, the generation of large volumes of disaster waste has become a pressing issue. Swift and efficient
handling of such waste is crucial for effective disaster management. However, accurate predicting of the types
and volumes of disaster waste remains challenging due to the variability in waste composition and volumes
based on the specific disaster type and location.
To address this challenge, we investigate the applicability of hyperspectral camera, which can capture
imagery in the wavelength range of 900 through 1700 nm beyond the visible spectrum. By leveraging theunique spectral information provided by HSC, we aim to develop a methodology for estimating the types andvolumes of disaster waste more accurately and efficiently. In this study, we have carried out the several trials toshoot the simulated disaster wastes by HSC and verified that it has possibilities to separate determine the typesof components based on the spectral intensities. This research holds significant potential for improving waste
management planning and resource allocation in the aftermath of natural disasters.
Keywords: hyperspectral camera, disaster waste, disaster waste estimates, waste management,
natural disasters

10.

Basic Research on Arsenic Leaching from Naturally Contaminated Rocks
Attributable to Environmental Change
Shoji Suzuki, Yuya Shimizu, Hiroaki Shiraishi, Haruka Kurashina

Arsenic-bearing rocks excavated during tunnel construction and related work are deposited at landfill
disposal sites, where arsenic leaching countermeasures are implemented. Arsenic elution characteristics
identified immediately after excavation are used to design these countermeasures. However, no consideration
is given to environmental changes, such as exposure to reducing environments, to which excavated rocks may
be exposed after placement at the landfill. Our study sought to grasp the arsenic elution characteristics for
excavated rocks attributable to environmental changes after landfill. As part of this study, we performed
environmental monitoring at the disposal site, including monitoring of oxygen concentrations, temperatures,and the oxidation reduction potential of the leachate. We performed various tests with the following threefactors in mind: changes in the oxidizing environment attributable to the atmospheric exposure of excavatedrocks and the effects of the shift to a reducing environment; the effects of differences in ambient oxygen
concentrations; and the effects of temperature changes. Our results showed that reducing environments
accelerate arsenic elution. This suggests that the design of corresponding countermeasures must account for
the arsenic elution characteristics attributable to such environmental changes.
Keywords: excavated rock, arsenic elution, redox potential, ambient oxygen concentration,
temperature change- 17 -

奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

11.

Extending a Sound Environmental Presentation System- Part 2 : System Improvement for Construction Noise Evaluation Katsuo Yaginuma, Kazuki Sakamoto

Architectural sound performance and sound levels are typically indicated as numerical values (e.g.,
Dr-50, 50 dB) not readily understood by the lay public. In response, we developed a Sound Environment
Presentation System to improve communication about the sound performances. Our system predicts andcalculates building sound environments based on building design specifications and play the predict sounds thesystem anticipates users will experience. The system relies on mobile devices and cloud computing to achieve
portability and rapid computational processing.
Several modifications of the original system have been made, including the adoption of a new
microphone and headphone suitable for low frequency regions, improved user interface, addition of a detector
for saturation of recorded noise, and improved data entry process.
As a result, the improved system presents construction noise and the results of countermeasures aurally,
improving usability over existing systems for evaluating architectural sound environments.
Keywords: noise environment, construction noise, cloud-based system, mobile devices,presentation system- 18 -

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奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月■■

社外発表報文一覧■■

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奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

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表彰

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奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.49 2023 年 9 月

令和４年度エネルギー管理功績者及びエネルギー管理優良事業者等関東経済産業局長表彰（経済産業省 関東経済産業局）
対象事業所：株式会社奥村組 技術本部 技術研究所
エネルギー管理優良事業者表彰は、省エネルギーの一層の普及促進を図るためにエネルギー管理の推進に不断の努力を重ね、その成果が大であり、他の模範となる事業所を表彰するものである。今回、技術研究所が表彰された。
これまで技術研究所では、事業所全体の一次エネルギー原単位目標を定め、環境委員会を設置し、エネルギー管理に関する継続的な改善体制を構築してきた。2019 年度に技術研究所管理棟を Nearly
ZEB 改修した。自然採光利用、タスクアンビエント照明方式の採用、建物外皮断熱性能の向上、高効率タイプの空調システムへのリプレイスなどを実施し、屋上には自家消費型の太陽光発電システムを導入した。これらの技術によって、管理棟は改修前と比べて 28%のエネルギー削減を達成、基準一次エネルギー消費量との比較においても 76%の削減を実現した。さらに、その他の実験棟を含む事業所全体で、5 年間平均エネルギー消費原単位を 4.3% 改善したことなどが功績として認められ、今回の表彰に至った。

Nearly ZEB 改修の概要- 28 -

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2023 年 9 月

コンクリート打設統合管理システムの開発と現場適用
Development of a Concrete Placement Management System
and Use at a Construction Site
廣中哲也 ＊
要齋藤隆弘 ＊ ＊今泉克彦 ＊ ＊高尾篤志 ＊ ＊ ＊旨コンクリート構造物の品質管理の適正化および打設管理業務の効率化を目的に、レディーミクス
トコンクリート工場、打設場所および現場事務所等のあらゆる場所において、コンクリートの打設計画から出荷・運搬、打込み・打重ね作業までの施工情報を、CIM モデル、モニタリング技術およびクラウドにより管理できるコンクリート打設統合管理システムを開発した。本システムの適用により、コンクリート工事における運搬、打込み・打重ねに関する品質の確保と、打設計画の立案、運搬・打込み・打重ねに関する時間管理および書類作成等の打設管理業務の効率化が実現され、あわせて一連の施工情報の電子化によるトレーサビリティへの展開が可能となった。
キーワード：CIM、モニタリング技術、クラウド、運行管理、打設管理

１．まえがきリートの運搬・打込み・打重ね等の情報を付与したモデル（以下、CIM モデル）
、モニタリング技術およびクラコンクリート構造物の品質を確保するために、施工管ウドの活用により、計画から施工までのあらゆる情報を

理者は、打設計画の立案や、施工時のコンクリートの出

リアルタイムに共有するとともに見える化して一元管理

荷・運搬情報とその時間経過、下層のコンクリートに上するコンクリート打設統合管理システムを開発した。本層のコンクリートを打ち込むまでの打重ね時間間隔等の報では、コンクリート打設統合管理システムの概要およ情報を収集、分析し、適切に管理する必要があり、多く

び同システムの現場適用結果について述べる。

の時間と労力を費やしている。そのため、施工情報を連続的に共有し、早期に施工にフィードバックすることに

２．コンクリート打設統合管理システムの概要と特徴

より、適正な品質管理を実現すること、および打設管理業務を低減することが望まれている。

2.1 システムの概要

そこで、コンクリート構造物の品質管理の適正化およ

図－１にコンクリート打設統合管理システムの概要をび打設管理業務の効率化を目的に、3D モデルにコンク示す。本システムは、打設・運行計画、運行管理および

図－１ コンクリート打設統合管理システムの概要
＊

技術本部技術研究所＊＊

技術本部技術研究所土木研究グループ- 29 -＊＊＊

ＩＣＴ統括センターイノベーション部

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2023 年 9 月

打設管理の 3 つの機能から構成され、将来の発展性、汎用性を考慮した自由度の高いシステムとするため、クラウド上のコア機能を有する打設統合管理サーバと必要機能を有する外部クラウドを組み合わせた。また、CIM
モデル、モニタリング技術およびクラウドを活用したネットワークを構築し、レディーミクストコンクリート工場（以下、生コン工場）、打設場所、現場事務所等でb.分割の自動作成

計画から施工までの情報をリアルタイムに共有するとともに見える化して一元管理するシステムとした。外部ク
ラウドとして、3D モデル機能、OCR 光学的文字認識機
能および AI 車番認識機能を、通信端末として、スマー
トフォン、タブレットおよび PC を使用している。
2.2 打設・運行計画機能

a.ブロック分割の条件設定

打設・運行計画機能は、3D モデルを用いてコンク

図－２ 3D モデルのブロック分割例

リートの打込み位置を水平方向と鉛直方向に分割（以下、ブロック分割）した図の作成、打設条件設定や下層のコンクリートを打ち込んでから下層のコンクリートが固ま打設支援：○○○○○改修工事 本体 A 工区 打設箇所-1

り始める前に上層のコンクリートを打ち重ねることで、下層と上層の一体性を保つことができる時間間隔 1)（以下、打重ね時間）の照査等の打設計画の作成を管理している。また、コンクリートの配合、総出荷台数や時間あたりの出荷台数等の運行計画の作成も管理している。以a.打込み順序入力

下に打設・運行計画機能の特徴を示す。
図－２に 3D モデルのブロック分割例を示す。3D
CAD ソフトの追加機能により、水平・鉛直方向の分割
条件を入力することで、各ブロック接点の 3 次元座標からなるブロック分割の 3D CAD データが作成される。次に、この 3D CAD データを打設統合管理サーバに登録することで、3D モデルクラウドサービスを利用して、3Dモデルが自動作成される。これにより、3D モデルが 3b.打重ね時間マップ

次元座標を持つブロックで管理でき、一連の計画業務を

図－３ 打込み順序の入力と打重ね時間の照査例

短時間で行える。
図－３に打込み順序の入力と打重ね時間の照査例を示す。打設量、打設速度、ブロック分割番号、打込み順序
等の打設計画条件の入力により、打重ね時間表、平面と立体図の打重ね時間マップが自動作成される。これらを確認することで、計画の修正が容易かつ確実となり、最適な打設計画の立案を可能にした。
2.3 運行管理機能
運行管理機能は、コンクリートの種類、出荷時刻、ト
ラックアジテータ（以下、アジテータ車）の車番や積載量等のコンクリート納入書（以下、生コン伝票）、受入れ場所のコンクリートの荷卸し開始・終了時刻等の情報を管理している。以下に運行管理機能の特徴を示す。
図－４に OCR クラウドサービスを利用した生コン伝
票情報の読み込み例を示す。生コン伝票の初期登録として、通信端末カメラで読み取った生コン伝票の画像デー
タに検出範囲を指定する。これにより、生コン工場でのa.生コン伝票読み込み位置指定

b.結果確認画面

図－４ ＯＣＲによる生コン伝票情報の読み込み例

コンクリート出荷時に、通信端末カメラで生コン伝票を- 30 -

奥村組技術研究年報 No.49

読み取るごとに、情報が文字コードに電子化され、打設2023 年 9 月

つくば○○○

統合管理サーバに登録、共有化される。

BOX 内の機器受入れ場所の荷卸し開始・終了時刻の検出には、使用機器の故障、システム不具合、操作ミスなどに対する保受入れ場所(アジテータ車後面)

守性、信頼性を向上するために、「タブレット画面上の開始・終了ボタンをタップする単純な方法」と、「タッネットワークカメラ

プ忘れの人為的ミスを排除できる AI 処理による車番認識方法」の 2 種類の方法を併用した。図－５にネット
ワークカメラ映像の AI 処理によるアジテータ車の車番認識機能の構成を示す。AI クラウドサービスを利用して、現地でネットワークカメラ映像を AI 処理できる AI
処理端末（以下、AI エッジ PC）を用いて、受入れ場所

AI 車番認識
クラウド

での荷卸し時のアジテータ車の後面の車番と時刻を一定の間隔で検出している。検出した車番の有無と時刻のデータをもとに、打設統合管理サーバにて、コンクリー

図－５ 映像による AI 車番認識機能の構成

トの荷卸し開始・終了時刻が算出され、登録、共有化される。なお、通信環境が悪い建設現場でも AI 処理を有打設支援：○○○○○改修工事 本体 A 工区 打設箇所-1

効に利用するため、クラウド AI に比べて、送信する

運搬警告：（89)77 分、（567）76 分

データ量を少なく抑えられる AI エッジ PC を使用した。

b.運搬･打込み時間の警告バナー

図－６にタブレットの運行管理画面例を示す。既開発の 2D モデル版の画面表示と同様に 2)、打設統合管理
サーバに登録された生コン伝票およびコンクリート荷卸
し開始・終了時刻等の情報から、コンクリートの運搬の進捗情報（出荷済み、運搬中、荷卸し中、荷卸し終了等）
を通信端末の画面上に数値、色分け表示および警告バ
ナー・メール通知等で見える化してリアルタイムに表示する。運搬情報を生コン工場と打設現場の両方で視覚的に確認することにより、コンクリートの出荷調整が容易になったため、アジテータ車の待機時間が短縮され、コa.運搬進捗の数値･色分け表示

ンクリートの経時変化による品質低下を防止できる。また、コンクリートの運搬時間と打込み時間を自動計算し

図－６ タブレットの運行管理画面例て見える化することで、時間管理を確実に行えるため、
JIS 規格等の規定時間の超過を防止できる 1), 3)。さらに、

打設支援：○○○○○改修工事 本体 A 工区 打設箇所-1

打設場所ごとに、生コン伝票の情報、運搬時刻および打b.ブロック分割の変更

込み時刻等の運行情報が打設統合管理サーバに登録、電層変更
ボタン子化されることで、運行実績等の書類作成が容易になる。
2.4 打設管理機能
打設管理機能は、打設計画、コンクリート打込み位

a.運搬進捗の数値･色分け表示

置・順序と時刻の打込み状況および打重ね時間の情報を管理している。以下に打設管理機能の特徴を示す。

【打重ね時間】
0～60 分
60～90 分90～120 分
120～150 分

図－７にタブレットの打設管理画面例を示す。図－７a.に示すように、打設統合管理サーバに登録された打設・運行計画と、タブレット画面上で打設指揮者による各ブロックの打込み開始・終了の位置指定の情報によりコンクリート打込み後からの経過時間を自動計算して平面と立体図で色分け表示することができる。煩雑な打重
ね時間の計算を自動化し、視覚的に確認することにより、
打重ね時間の管理を確実に行えるため、土木学会コンク【時間当り荷卸量】 【累計荷卸量】【３Ｄ表示】

図－７ タブレットの打設管理画面例

リート標準示方書施工編（以下、示方書）の許容打重ね- 31 -

打設中
打設済
未打設
中断中

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

時間間隔（以下、制限時間）を遵守し、コンクリートの

打重ね時間表、平面と立体図の打重ね時間マップにて、

コールドジョイントを防止できる 3)。また、図－７b.に

打重ね時間の照査、打込み順序やブロック分割の変更を示すようにコンクリート打設中に計画変更が生じた場合行った。

でも、層分割の厚さを入力するだけで、3D モデル機能

図－10 に幅 12.4m、長さ 13.0m および高さ 1.5m の打クラウドによりブロック分割の変更を自動作成後、打設

設場所を 1 層の厚さ 0.5m の 3 層で打ち重ねる打設計画

統合管理サーバにより打重ね層厚・層数および打込み順の PC 表示画面を示す。水平方向にコンクリートを打ち

序を自動作成することで、計画変更が容易になる。これ

込む「層打ち」では示方書の制限時間（気温 25℃未満

ら一連の機能と操作により、打設管理業務を効率的に行
表－１ 適用対象の概要える。そのうえ、打設場所ごとに計画から打設・運行実

適用対象
施工期間
構造物諸元

績の施工情報が打設統合管理サーバに電子化されることで、書類作成業務の効率化や施工情報のトレーサビリ

打設概要

ティによる維持管理業務への活用が可能になる。

打込み方法

３．適用事例

コンクリート堰堤
2022 年 4 月～2023 年 3 月
堤長 74.5m、堤高 17.9m、堤体積 約 7,200m3
リフト高さ 1.5m(標準)、打設回数 60 回
1 回あたり打設量 50～170m3、打設速度 16～20m3/h
コンクリートホッパによる打込み
・つり上げ重量 100t ラフテレーンクレーン１台
・コンクリートホッパ２基
堤長 74,500

3.1 適用概要
表－１に本システムを適用したコンクリート堰堤の概11,5008,200

15,00013,50013,00013,300A ﾌﾞﾛｯｸ

B
ﾌﾞﾛｯｸ

C ﾌﾞﾛｯｸ

D ﾌﾞﾛｯｸ

E ﾌﾞﾛｯｸ

F ﾌﾞﾛｯｸ

2,320
堤高 17,900

要、図－８にコンクリート堰堤の概要図を示す。施工期
間は 2022 年 4 月から 2023 年 3 月とし、堤体積 7,200m3、堤長 74.5m、堤高 17.9m のコンクリート堰堤を適用対象とした。打設場所 1 回あたりのコンクリートの高さ（リ（単位:mm）

12,425

フト高さ）を標準 1.5m、水平方向に 6 ブロック 8.2～
正面図

3、打設速度 16～

13.5m、1 回あたりの打設量 50～170m

20m3/h として、総打設回数 60 回にて施工した。コンク

断面図

図－８ コンクリート堰堤の概要図

リートの打込みは、コンクリートの受入れ場所と打設場
所の高低差が大きいことや、打設場所ごとに打込みの移動範囲が広いことを考慮して、いずれにも対応できる、
つり上げ重量 100t ラフテレーンクレーン 1 台と、容量2m3 コンクリートホッパ 2 基を組み合わせて行った。
今回の適用システムは、図－１に示したコンクリート
打設統合管理システムの中で AI 車番認識機能以外とし、
運行管理機能の受入れ場所でのコンクリートの荷卸し開始・終了の検出と登録については、タブレット画面をタップする方法を使用した。
図－９ システム使用機器

図－９にシステムの使用機器の概要を示す。すべてのデータを打設統合管理サーバに一元化し、打設・運行計
画機能では、現場事務所に打設・運行計画管理用の PC端末を設けた。また、運行管理機能では、生コン工場出荷用と受入れ場所荷卸し用のタブレット端末を、打設管理機能では、打設指揮用のタブレット端末を使用した。
3.2 適用結果
ａ．打設・運行計画

a.層打ち(制限時間超過)

打設・運行計画の手順として、3D CAD 機能により打【打重ね時間】
0～59 分
60～89 分90～119 分
120～134 分
135～149 分
150 分経過

設場所ごとに層・ブロック分割の自動作成を行い、打設
統合管理サーバにデータをアップロードした。その後、打設・運行計画機能により、打設情報（打設日時、打設
場所、打設量、打設速度、コンリート配合種類等）、出b.たわら打ち(制限時間以内)

荷情報（アジテータ車の出荷台数、積載量、出荷速度等）の計画条件および打込み順序を入力し、自動作成された

図－10 打重ね時間計画の PC 画面- 32 -

奥村組技術研究年報 No.49

で 150 分以内の場合）を超過するため 1)、階段状の順序

2023 年 9 月

a.生コン工場

でコンクリートを打ち込む「たわら打ち」に変更するこ

奥村組〇〇〇工事所
コンクリート堰堤
D-7L 打設箇所 01㈱○〇〇生○〇〇工場とにより、打重ね時間を短縮し、制限時間内での打重ねとなるように計画した。これにより、1 回の打設面積が比較的広く、制限時間の確保が困難な場合には、コール
ドジョイントの発生のリスクを低減するため、たわら打株式会社奥村組

ちでコンクリートを打ち込むことが有効であることがわ

コンクリート堰堤築造工事

２０２２年６月３日

かる。また、打設・運行計画機能を使用することで、打設場所ごとの計画作成時間が、従来の平面図と表計算ソ

０６３７

フトを組み合わせた方法の 2 時間程度に比べて、1/4 の

６30 分程度に短縮できた。

21-5-40BB

4.00

ｂ．運行管理図－11 に生コン工場での OCR 文字認識機能による生コン伝票の読み取り状況、写真－１にコンクリート受入
b.伝票読み取りれ場所および荷卸し開始・終了のタブレット画面を示す。
生コン工場の出荷担当者は、コンクリート出荷時にタブc.読み取り結果

図－11 OCR による生コン伝票の読み取り状況

レットのカメラ機能で各アジテータ車の生コン伝票を撮影する。受入れ場所のアジテータ車の運転手は、荷卸し開始時と荷卸し終了時にタブレット画面の開始・終了ボ
タンをタップする。これにより、コンクリートの配合、
出荷時刻、アジテータ車番、積載量、出荷台数や受入れ場所での荷卸し開始と終了時刻等の出荷・荷卸し情報が打設統合管理サーバに登録、共有化される。
図－12 に生コン工場の出荷担当者と打設場所の打設
指揮者のタブレットの運行管理画面を示す。運搬中、打b.荷卸し開始･終了ボタン画面

設中（荷卸し開始）および打設済み（荷卸し終了）等のアジテータ車の進捗状況や、コンクリートの運搬および打込みの経過時間を、生コン工場と打設場所の両方のタ
ブレット画面上で、数値と色分け表示により視覚的に確認できた。これにより、コンクリートの出荷調整を適切

a.受入れ場所:タブレット設置

かつ円滑に行えたため、アジテータ車の現場待機時間が
写真－１ 受入れ場所と荷卸し開始・終了画面減少した。また、アジテータ車の運搬および打込み時間管理についても、JIS 規格等の規定時間の合否判定を短時間で確実に行うことができた。運行管理機能を使用す

打設支援：○○○工事所 コンクリート堰堤 D-7L 打設箇所-1ることで、従来の生コン伝票の内容確認作業と経過時間の計算作業が不要となったため、出荷調整、運搬および打込み時間管理業務の効率化が図れた。
ｃ．打設管理図－13 に打設管理状況および打設指揮者のタブレッ
トの打設管理画面を示す。打設指揮者は、打込み位置の

d.生コン
伝票表示

各ブロックの打込み開始時と終了時に、タブレット画面の該当ブロックをタップする。これにより、各ブロックの打込み開始・終了時刻等の打込み情報が打設統合管理
サーバに登録、共有化される。各ブロックの打込み後の経過時間が数値と色分け表示されるため、制限時間内でのコンクリートの打重ね時間管理が容易となり、コンク
リートのコールドジョイントの発生リスクを低減したこ
a.運搬状況

とで、硬化品質の確保ができた。打設管理機能を使用することで、従来の経過時間の計測、計画表の記入と計算

b.運搬･打込み時間

c.打設
ﾌﾞﾛｯｸ No.

図－12 生コン工場・打設場所の運行管理画面- 33 -

奥村組技術研究年報 No.49

コンクリート打設報告書【基本情報】 【打重ねマップ】【運搬・打込み実績】

打設支援：○○○工事所 コンクリート堰堤【打重ね時間】
0～59 分
60～89 分90～119 分
120～149 分
150 分経過打設管理状況

2023 年 9 月

打設中
打設済
未打設
中断中

台
数

車
番

1

216

数量(m3）

時刻（hh:mm）
出

管理時間（hh:mm）

配P1

モルタル 0.80

0.80

07:30

08:04

08:08 00:34 ○ 00:38 ○合

運搬量 累計量①

打込み
BL

荷 荷卸開始 荷卸終了 運搬時間 打込時間
②-①
③-①
②
③

ﾎﾟﾝ
ﾌﾟ車

2

217

P1

21-5-40BB

4.00

4.80

07:31

08:16

08:34 00:45 ○ 01:03 ○

3

218

P1

21-5-40BB

4.00

8.80

07:41

08:36

08:46 00:55 ○ 01:05 ○

4

220

P1

21-5-40BB

4.00 12.80

07:50

08:48

08:58 00:58 ○ 01:08 ○

A2-2

5

212

P1

21-5-40BB

4.00 16.80

08:10

09:00

09:15 00:50 ○ 01:05 ○

A2-2

6

250

P1

21-5-40BB

4.00 20.80

08:28

09:17

09:26 00:49 ○ 00:58 ○A2-2

A1-1,A2-2
A2-2

7

964

P1

21-5-40BB

4.00 24.80

08:42

09:28

09:37 00:46 ○ 00:55 ○

A2-2

8

1724

P1

21-5-40BB

4.00 28.80

08:51

09:39

09:50 00:48 ○ 00:59 ○A2-2,A3-2

9

217

P1

21-5-40BB

4.00 32.80

09:20

09:52

10:02 00:32 ○ 00:42 ○ A2-2,A3-2,A4-3

10

221

P1

モルタル 0.40 33.20

09:23

10:10

10:13 00:47 ○ 00:50 ○

A4-3

11

218

P1

21-5-40BB

4 00 37 20

09:33

10:04

10:21 00:31 ○ 00:48 ○A4-3【打重ね実績】
打込みＢＬ
番号【３Ｄ打重ね時間表示】【累計出荷・打設量】

図－13 打設管理状況および打設管理画面

ＢＬ 層

打重ねＢＬ

打重管理

打込開 打込終打込開 打込終 最大打重 判
ＢＬ 層
始時刻 了時刻
始時刻 了時刻
時間 定

1

A1

1

A5

1

10:37

01:34

○

2

A2

2

08:16

09:57

A4

3

09:57

11:18

00:00

○

3

A3

2

09:50

09:57

A7

3

11:18

11:59

01:21

○

4

A4

3

09:57

11:18

A8

4

11:59

14:10

00:41

○

5

A5

1

10:36

10:37

A9

1

13:12

13:12

00:15

○

6

A6

2

10:52

11:29

A10 2

13:17

14:29

01:48

○

7

A7

3

11:18

11:59

A12 4

14:10

14:10

02:11

○

8

A8

4

11:59

14:10

A12 4

14:10

14:10

00:00

○

08:16

08:16

10:36

図－14 コンクリート打設報告書の出力例

作業が不要となったため、打重ね管理業務の効率化が図

動化し、各ブロックの打込み後の経過時間を数値れた。また、打設統合管理サーバで 3D モデル、出荷・と色分け表示により視覚的に確認することで、打荷卸し情報および打重ね情報が関連付けられるため、ど重ね制限時間の遵守やコールドジョイントの防止のアジテータ車のコンクリートが、どのブロックに打ち等のコンクリートの品質確保が可能となった。ま込まれたかを判別できたことから、施工情報のトレーサ

た、従来の打重ね時間の計測や計算作業が不要とビリティに活用できると考える。

なるため、打重ね管理業務の効率化が図れた

図－14 にコンクリート打設管理報告書の出力例を示

ⅳ．3D モデル、出荷・荷卸し情報および打重ね情報

す。本システムでは、打設作業完了後の書類として、打が電子データとして関連付けられるため、コンク

設統合管理サーバで関連付けられた各種情報からコンク

リート打設報告等の書類作成時間を従来の 1～2

リート打設管理報告書を自動作成することができる。出

時間から数分程度に短縮でき、書類作成業務の効力項目は、基本情報、打設数量・時間、打重ねマップ、率化が図れた。また、施工情報のトレーサビリ

運搬・打込み実績および打重ね実績である。書類作成機

ティが可能となり、維持管理業務に活用できる能を使用することで、打設場所ごとのコンクリート打設
報告書作成時間が、従来の各種情報を PC に手入力する

５．あとがき方法の 1～2 時間程度に比べて、数分程度となり大幅に
CIM モデル、モニタリング技術およびクラウドを活短縮できた。

用したコンクリート打設統合管理システムを導入し、コ
４．まとめ

ンクリート工事における運搬、打込み、および打重ねに関する品質確保、また、打設計画の立案、運搬・打込

コンクリート構造物の品質管理の適正化および打設管

み・打重ねに関する時間管理、および書類作成等の打設

理業務の効率化を目的に開発したコンクリート打設統合

管理業務の効率化を確認した。今後も現場への適用が予管理システムを現場に適用し、以下の結果を得た。

定されており、現場適用を通じて使用性、適用効果およⅰ．打設・運行計画機能では、ブロック分割、打重ねび運用方法を検証し、システムの利便性の向上を図ると時間表やマップ等の自動作成により、打設場所ご

ともに、コンクリート工事の施工と品質に役立つ技術ととの計画作成時間を従来の 1/4 の 30 分程度に短縮

して、土木・建築の両分野に展開していきたい。

でき、計画作成業務の効率化が図れた
ⅱ．運行管理機能では、出荷、運搬、荷卸し、および【参考文献】
1) 土木学会、「2017 年制定 コンクリート標準示方書 施

打込みの進捗をリアルタイムに把握することで、コンクリートの出荷調整が容易になり、アジテー、pp.108-109、pp.118-120、2017.3
工編」

タ車の待機時間が短縮され、コンクリートの経時

2) 廣中哲也、石井敏之、「ICT を活用したコンクリート

変化による品質低下を防止できた。また、従来の打設支援システムの開発とその適用」、電力土木､

生コン伝票の内容確認作業や経過時間の計算作業

No.348、pp.76-78、2010.7
3) 日本規格協会、「JIS A 5308:2019 レディーミクストコが不要となるため、出荷調整、運搬および打込み

ンクリート」、JIS ハンドブック 10 生コンクリート、時間管理業務の効率化が図れた

pp. 17-95、2022.7

ⅲ．打設管理機能では、煩雑な打重ね時間の計算を自- 34 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



アンカー孔の自動削孔装置の開発－その２

下水道施設補強工事への適用－

Developing an Automated Drilling Hole Device for Anchors- Part 2 : Application to Sewerage Facilities 川澄悠馬 ＊要

三澤孝史 ＊ ＊山口治＊＊＊

川口竜巨 ＊ ＊ ＊旨

補強 工事 にお ける 、あ と施 工せ ん断 補強 工法 や壁 等の 増設 工法 では、「せ ん断 補強 筋」 や既 設と新設コンクリートの一体性を高める「あと施工アンカー筋」の挿入孔の削孔が行われる。削岩機や電動ハンマードリル等の人力で繰り返し行われる挿入孔の削孔では、作業の省力化や効率化、作業環境の改善が求められている。そこで今回、自動で削孔作業を行うアンカー自動削孔装置を 2 種類
開発し、同一現場において適用した。その結果、省力化、ならびに作業環境の改善に繋がった。
キーワード：リニューアル工事、補強工事、削孔作業、省力化、自動化

１． まえがき

削孔深さ、削孔数に従って自動削孔する。削孔計画は装置の移動ごとに PC で作成して装置に伝送する。また、既設コンクリート構造物の補強工事において行われる、自動削孔後に自動生成される削孔結果（削孔時間、移動

あと施工せん断補強工法や壁等の増設工法では、「せん量、削孔深さなど）は制御盤内に保存され、PC へ無線

断補強筋」や既設と新設コンクリートの一体性を高めるで伝送することができる。自動削孔装置の削孔機器は、「あと施工アンカー筋」の挿入孔の削孔が人力により行故障時の対応が容易な市販のものを用いており、小径用われる。削孔作業は通常、削岩機や電動ハンマードリル

自動削孔装置では電動ハンマードリル、大径用自動削孔等を用いて行われるが、削孔本数が多く、繰り返しの振装置では空圧削岩機を用いている。自動削孔装置では、動作業になり、肉体的な負担が大きい。また、削孔作業

これらの削孔機器を削孔位置に自動で移動し、所定の深で発生する粉塵により、作業環境が悪化し、健康面や作さまで削孔する。この作業を、計画した削孔数が完了す

業性に悪影響を及ぼしており、これらの改善が求められるまで自動的に繰り返す。

ている。そこで今回、削孔作業の自動化および粉塵の飛2.2 自動削孔装置の仕様

散防止機能を備えたアンカー自動削孔装置（以下、自動ａ．小径用自動削孔装置

削孔装置）を 2 種類開発した 1) ~ 3) 。1 つは、壁状のコン

自動削孔装置の仕様を表－２に示す。小径用自動削孔

クリート構造物において、せん断補強筋を対象とする大装置は、1 回目の現場適用 4) の際に、内空幅が狭かった

径用自動削孔装置（最大削孔径φ40mm 程度）ともう一ため、装置本体と制御盤の一体構造から制御盤等を分割

つは、あと施工アンカー筋を対象とする小径用自動削孔

し、機器台車に搭載して装置本体に連結した。外寸が壁装置（最大削孔径φ25mm 程度）である。

平行方向 1,918mm×壁直交方向（削孔方向）1,865mm×上

これらの装置を下水道施設の耐震補強工事へ適用した。

下方向 （昇降方向）2,626mm である。壁平行方向へ自小径用自動削孔装置に関しては、今回で 2 回目の現場適動移動するためにラックギヤ付きの走行レールを敷設し用である。

ている。レール長は 1.5m であり、施工延長に合わせて敷設する。レールが敷設できない場所では、手押しによ２．自動削孔装置

るキャスタでの移動が可能である。施工可能高さは設置

2.1 自動削孔装置の概要

は最大 300mm まで適用可能である。また、粉塵の飛散位置（床面等）から 750mm～2,250mm 程度、削孔深さ
自動削孔装置の外観を図－１、構成を表－１に示す。

防止機構は、ビット内部が空洞のホロードリルビットと2 種類の自動削孔装置は、削孔計画で指定する削孔位置、
 ＊ 技術本部技術研究所土木研究グループ＊＊＊

集塵機である。

技術本部技術研究所- 35 -＊＊＊

東日本支社リニューアル工事部

奥村組技術研究年報 No.49(a)小径用自動削孔装置

2023 年 9 月(b)大径用自動削孔装置
図－１ 自動削孔装置の外観

表－１ 自動削孔装置の構成要素

表－２ 自動削孔装置の仕様
小径用自動削孔装置 大径用自動削孔装置

小径用自動削孔装置 大径用自動削孔装置
最大削孔径

φ25mm程度

φ40mm程度・集塵カバー、
エアシリンダ・集塵機

外寸

W：1,918 ×
D：1,865 (ビットなし)×
H：2,626mm

W：1,742 ×
D：2,215 ×
H：2,593mm

PLC

PLC

質量

690kg

980kg

壁平行
方向

走行レール、
電動モータ

・走行レール、電動モータ
・スライドテーブル・走行レール：L = 1.5m × n本

・スライドテーブル：500mm・走行レール：L = 3.0m × n本

上下方向

昇降機

昇降機

1500mm※ (750～2,250mm)

1750mm※(450～2,200mm)

壁直交方向（削孔方向）

スライドテーブル

フィード機構

壁平行
移 方向
動
可
能 上下方向範 （昇降方向）
囲 壁直交

300mm

1,200mm

削孔機器

電動ハンマードリル

空圧削岩機

粉塵
飛散防止機構・ホロードリルビット(ヒルティ社製)
・集塵機

制御盤

方向
（削孔方向）※設置位置（床面等）からの高さ- 36 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

ｂ．大径用自動削孔装置
大径用自動削孔装置は、外寸が壁平行方向 1,742mm×START

壁直交方向 2,215mm×上下方向 2,593mm である。壁平行方向の移動は、小径用自動削孔装置と同様に敷設した長削孔機器が削孔位置へ移動

さ 3.0m の専用のレール上を走行する。また、装置本体

削孔機器前進(打撃・回転なし)
壁までの距離を検出に備えたスライドテーブルにより削岩機は壁平行方向に500mm 移動できる。施工可能高さは、設置位置（床面等）から 450mm～2,200mm 程度である。削孔深さは最削孔機器、初期位置に戻る

大 1,200mm まで適用可能である。小径用と比べて反力

粉塵飛散防止機構、稼働が大きいため、想定する削孔時の最大反力 3kN を確保するために、真空圧によりコンクリート表面に吸着するバ

削孔機器稼働、前進

キュームパッドを上部に 2 台装備している。パッドは 1
台当たり2kN 以上を確保でき、必要に応じて使用する。

No

一方、粉塵の飛散防止機構は、削孔箇所を覆う集塵カ

削孔機器の前進速度≧設定速度

バーと同カバーを施工面へ押し付けるエアシリンダ、および集塵機で構成される。

Yes

2.3 自動削孔装置の動作フロー

No

事前準備として、自動削孔装置の削孔機器を任意の削削孔深さ≧計画の設定深さ

孔開始位置に昇降・移動させ、その点を制御の原点とする。自動削孔を行うには、制御の原点ごとに、各削孔の原点位置からの 2 軸（壁平行方向、上下方向）の移動量、削孔深さを指定した削孔計画を自動削孔開始前に作成しYes

削孔機器後退、稼働停止
粉塵飛散防止機構、稼働停止ておく必要がある。その後、自動削孔装置は削孔計画に従って、図－２に示す手順で動作する。対象とするエリ計画で設定したすべての孔の削孔が終了

アの計画した削孔がすべて終了したら、自動削孔装置本No

体を次のエリアに移動させ、同じ手順で自動削孔させる。
Yes

また、削孔速度が設定値以下となった場合は、鉄筋等のEND

障害物に接触したものと自動判定し、削孔を中止して削孔計画の次の孔の削孔を行うように制御している。削孔を中止した孔については、計画した削孔の終了後に、目

図－２ 自動削孔の動作フロー

視により鉄筋接触状況を確認し、現場の管理基準に沿って、鉄筋に接触した孔の近傍に、自動削孔装置により再て削孔径φ20mm、設計削孔深さ 112mm 以上の削孔に、削孔を行う。

大径用は、あと施工せん断補強筋（D16）の挿入孔とし

なお、大径用自動削孔装置において、バキュームパッ

て削孔径φ34mm、設計削孔深さ 662mm±9.5mm に適用

ドで反力を取る必要がある場合は、削孔エリアに移動しした。小径用の削孔深さの設定値は現場管理値に合わせた後にバキュームパッドを壁表面へ吸着させ、自動削孔て 128mm とし、大径用の設定値は削孔が深くなる傾向を開始する。

がみられたため、662mm から 653mm へと段階的に 2 度調整しながら適用した。あと施工せん断補強筋および、あと施工アンカー筋用の削孔は、どちらも 250mm 間隔

３．適用現場の施工条件の千鳥配置であり、適用した削孔数は、小径用が約 200
自動削孔装置の適用対象は、図－３に示す下水道処理

孔、大径用が約 170 孔である。自動削孔装置を適用した施設の放流渠の耐震補強工事である。延長約 20m の壁

放流渠内面は、あらかじめウォータージェットによる目面において、側壁の片面に、あと施工アンカー筋の挿入

荒らしを実施済みであり、粗骨材が露出していた。

孔を、対面の側壁に、せん断補強筋の挿入孔を施工した。

装置本体を移動させるためのレールを写真－１に示す。

自動削孔装置の放流渠内への搬入については、搬入口

走行レールは、各自動削孔装置で異なり、小径用は走行が装置の外形よりも小さいため、装置本体を小径用は 3を補助するカムフォロアとアングル、および装置の走行分割、大径用は 6 分割して施工場所へ搬入し、放流渠内

駆動力を伝えるラックギヤから構成され、アングルに部で組み立てた。

ラックギヤが取り付けられている。大径用は 2 本のアン
グルと、アングル間の離隔を所定の間隔にするための鋼

小径用は、あと施工アンカー筋（D16）の挿入孔とし- 37 -

奥村組技術研究年報 No.49(a)小径用自動削孔装置適用状況

2023 年 9 月(b)大径用自動削孔装置適用状況
図－３ 適用対象構造物

材で構成される。なお、レールの運搬、組み立て等の作業性を考慮し、アングル同士、およびアングルと離隔を確保する鋼材は、嵌合式の接続部材により容易に接合、取り外しができる構造としている。これらのレールは、自動削孔装置による施工後に、撤去可能なスクリューア
ンカーで床へ固定した。小径用では、長さ 1.5m×14 セットのレールを削孔位置に事前に設置して施工し、大径用では、長さ 3m×3 セットのレールを削孔位置に応じて移設して施工した。ただし、2 種類の自動削孔装置の稼働エリアが重複していたため、小径用の施工が完了した
後に、レールを撤去してから、大径用のレールを設置し施工を行った。
小径用では、装置に設置したギヤ付きエンコーダを(a)小径用自動削孔装置 (b)大径用自動削孔装置
写真－１ 自動削孔装置の走行レール

レールのラックギヤに沿って走行させることにより、走行量を算出する。また、エンコーダの誤差の累積を考慮
し、適用時には、小径用の場合は、高さ方向 3 孔×壁平
行方向 4 列で削孔計画を作成し、削孔計画ごとの削孔数を 12 孔、累積移動量を 1m 以下とするように設定した。
一方、大径用の場合は、削孔の際に本体は走行しないの
で、スライドテーブルの壁平行方向の最大移動量である500mm に収まるように、高さ方向 2～3 孔×壁平行方向
2 列で計画し、削孔計画ごとの削孔数を 5 孔、累積移動量を 250mm として設定した。
４．適用結果4.1 適用状況
自動削孔装置の現場適用状況を写真－２に示す。小径用、大径用自動削孔装置とも、計画した通りに自動削孔(a)小径用自動削孔装置(b)大径用自動削孔装置
写真－２ 自動削孔装置の現場適用状況することができた。自動削孔中に、事前に把握できな- 38 -

奥村組技術研究年報 No.49

かった鉄筋と接触した場合は、削孔を中断して次の削孔

2023 年 9 月

表－３ 削孔深さの計測値
表－３ 削孔深さの計測値

位置へ自動で移動しており、鉄筋接触時の動作処理が適切に行われていることを確認できた。また、削孔で発生小径用自動削孔装置

大径用自動削孔装置する粉塵については、ホロードリルビットおよび集塵カ

設計値

112mm以上

662mm±9.5mm

バーと集塵機による吸引により削孔中の粉塵の飛散がみ

128mm

653～662mm

大径用におけるバキュームパッドは、目荒らしした壁

設定値(現場管理値)
計測値(平均)128.6mm668.5mm

面で問題なく動作することを確認した。ただし、今回は

標準偏差

1.9mm

2.4mm

サンプル数

187孔

144孔

られず、作業環境の改善が図られた。

バキュームパッドを適用しなくとも反力が得られることを確認できたため、使用せずに削孔を行った。
4.2 削孔深さ表－４ 削孔位置の設定値に対する計測値の差

表－３に、削孔深さの計測値を示す。削孔深さはス
ケールにより計測した。削孔深さの計測値の平均は小径
用では 128.6mm となり、すべての孔で設計値 112mm 以上を満足した。小径用の計測値（平均）を見ると、ほぼ

小径用自動削孔装置

大径用自動削孔装置

上下方向

壁平行方向

上下方向

壁平行方向

設定した削孔深さで削孔できていることがわかる。大径

設計値

250mm

250mm

250mm

250mm

用では設定値 653～662mm に対して、計測値の平均は

設定値

250mm

250mm

250mm

250mm

計測値の差
(絶対平均)

10.3mm

11.9mm

3.1mm

6.7mm

サンプル数

138孔

138孔

77孔

81孔

668.5mm であった。大径用の計測値は、全体的に設定した削孔深さよりも深くなる傾向を示した。これは、深さを計測する距離計のキャリブレーションを、より精度良く調整することで改善できると考える。また、計測値の表－５ 自動削孔装置の削孔速度(壁直交方向の移動)

標準偏差は小さく、適切な設定値を、現場での計測値を基に設定することにより設計値内に収めることができた。
4.3 削孔位置
表－４に、削孔位置の設定値に対する計測値の差の絶平均値

対平均を示す。削孔位置をトータルステーションで計測

小径用自動削孔装置

大径用自動削孔装置

削孔時間
(s)

削孔速度
(mm/s)

削孔時間
(s)

削孔速度
(mm/s)

25.5

5.1

166.4

4.1

し、自動削孔装置に入力した上下方向および壁平行方向の設定値に対する計測値の差を求めた。小径用の上下方
向 は 、 絶 対 平 均 10.3mm 、 壁 平 行 方 向 は 絶 対 平 均
11.9mm 、大径用の上下方向は、絶対平均 3.1mm、壁平行方向は絶対平均 6.7mm であり、どちらの自動削孔装置も削孔ビット径未満であり、良好な位置精度であったと考える。誤差の発生要因の一つとしては、事前に削孔面に行った目荒らしにより、削孔ビットが滑る現象を確認しており、その影響があったと考える。特に、大径用に比べ小径で剛性が小さい削孔ビットを用いる小径用
自動削孔装置では、比較的影響が大きかった可能性がある。
図－４ 累積削孔数と削孔速度の関係

4.4 削孔速度表－５に、自動削孔装置の削孔速度を示す。小径用では、削孔位置の移動を含まない 1 孔当たりの削孔時間がが向上した。あと施工せん断補強筋の挿入孔の削孔作業

削孔深さ 128mm の時、平均 25.5s であり、平均削孔速度については、一般的な削岩機による人力施工の場合が最が 5.1mm/s となる。大径用では、削孔深さ 662mm の時、大で約 50 孔/台日に対し、大径用による施工の場合が平均 166.4s かかり、平均の削孔速度は 4.1mm/s であっ

施工歩掛から 62 孔/台日となり、大径用でも、あと施工た。あと施工アンカー筋の挿入孔の削孔作業については、

せん断補強筋の挿入孔削孔作業の施工効率が向上した。

今回の現場と削孔径・削孔長が同じ電動ハンマードリル

累積削孔数と削孔速度の関係を図－４に示す。自動削による他現場における人力施工の場合の実績が 180 孔/

孔装置において、削孔本数が蓄積されることで削孔ビッ

人日 3)であったのに対し、本適用での小径用による施工

トの摩耗により削孔速度が低下し、削孔効率も低下するの場合では 施工歩掛から 247 孔/台日となり、施工効率傾向がみられた。特に削孔長が長い大径用自動削孔装置- 39 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

では、累計約 33m（50 孔程度）削孔した段階で削孔速【参考文献】

度が約 25%低下している。これは、対象構造物のコンク

1) 有川 健、三澤孝史、西山宏一、石井敏之、「既設コ

リートの性状などにより異なると思われるが、自動削孔

ンクリート構造物のあと施工せん断補強に伴う削孔装置における削孔ビットの最適な交換時期について、今作業に適用する自動削孔装置の開発」、令和 2 年度建後検討が必要である。

設施工と建設機械シンポジウム論文集・梗概集、
pp.149-154、2020.122) 川澄悠馬、三澤孝史、西山宏一、有川

５．まとめ

健、山口

治、石井敏之、栗本雅裕、「小径のアンカー孔を対象
削孔作業を自動で行う 2 種類の自動削孔装置（小径用とする自動削孔装置の開発」、土木学会・土木建設技術発表会 2020、2021.2

自動削孔装置、大径用自動削孔装置）を開発した。これ

3) 三澤孝史、川澄悠馬、西山宏一、有川らの装置を実施工に適用した主な結果を以下に示す。

健、山口治、石井敏之、「アンカー孔の自動削孔装置の開発」、

ⅰ．鉄筋接触時に、削孔の速度低下を検知して自動で奥村組技術研究年報 No.47、pp.67-72、2021.9

削孔を中断することを確認した
ⅱ．小径用自動削孔装置の削孔深さ精度は設定値

4) 田島鉄朗、三澤孝史、加藤清孝、川澄悠馬、「小径の128mm に対して計測値が平均 128.6mm、標準偏アンカー孔を対象とする自動削孔装置の実施工への差 1.9mm であり、高い精度で削孔できた適用」、令和 4 年度土木学会全国大会第 77 回年次学術講演会、Ⅵ-665、2022.9

ⅲ．大径用自動削孔装置の削孔深さ精度は設定値
653mm ～ 662mm に 対 し て 、 計 測 値 が 平 均
668.5mm、標準偏差 2.4mm と設定値よりも深くなる傾向がみられたが、適切な設定値とすることにより設計値内に施工することができた
ⅳ．移動精度は、どちらの自動削孔装置も設定値との差が絶対平均 10mm 程度であり、高い精度で移動できていることを確認した
ⅴ．小径用および大径用自動削孔装置の適用により、ともに人力施工に比べ、施工効率の向上が図られた
ⅵ．削孔速度は、削孔本数が多くなるほど削孔ビットの摩耗により低下し、大径用自動削孔装置の場合、削孔延長が約 33m で約 25%の低下がみられた
ⅶ．作業環境については、粉塵の飛散防止機構により、削孔中の粉塵の飛散がみられず、改善が図られた
今後も自動削孔装置の現場適用を積極的に行うとともに、さらなる作業の省力化、効率化を図るべく、ブラッ
シュアップをしていきたい。

- 40 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



地盤改良時影響可視化ＸＲシステムの開発－施工進捗と変位状況をリアルタイムに現地に３Ｄで可視化－
XR-based Visualization and Monitoring System
for Soil Stabilization Work- Real-time On-Site 3D Visualization of Construction Progress and Soil Displacement 吉村藤子 ＊宮田岩往 ＊

城井光雄 ＊ ＊今泉和俊 ＊ ＊ ＊要 旨
地盤改良の施工において、周囲に影響が及んでいないか施工中に監視することは公衆災害を防ぐ
うえで重要である。そこで、施工深度や周辺地盤の変位などをセンシングし、その情報を可視化することで監視業務を高度化させるシステムを開発した。センシングデータがクラウドを経由して監視員の端末上にリアルタイムで XR 表示される。施工位置や変位の異常が一目でわかり、監視業務が円滑に行えるようになる。さらに、本システムを、実際の施工にあわせて試行した。この試行により、従来の監視業務の課題が解決され、施工品質の向上および公衆災害の防止につなげられることを確認した。
キーワード：地盤改良、動態観測、IoT センサ、XR、可視化

１． まえがき
２． 地盤改良施工時の監視業務の課題
近年、国土交通省が ICT 活用工事の基準類に関する整備を進めている。平成 28（2016）年度に土工の基準が一般的に、地盤改良の施工の際には、監視員を配置し整備されたことを皮切りに、令和 4（2022）年時点で対て、周辺に影響が出ていないかを監視し、万が一異常が象が 12 工種にまで拡大している。その中で地盤改良工あった場合には即座に施工を止められる体制を整えていは比較的早く、令和元（2019）年度に 5 番目の工種としる。監視員は、施工機械の制御担当者と連絡を取り合って ICT 活用工事の基準類が整備された 1) 。

て施工進捗状況に合わせて監視すべき場所の目星をつけ、そのため、早い段階から地盤改良の施工に関する ICT

同時に、周辺地盤の隆起等の動態観測結果を随時確認しツールが開発されてきた。その多くは、施工機械の位置て監視を行う。

誘導や出来形・品質管理の効率化を主目的としている 2) 。

図－１は、地下構造物に隣接した場所で施工を行う際

その一方で、地盤改良の施工は周辺地盤の土圧に影響に、地下構造物内に配置された監視員の行う業務をフを及ぼすため、地盤の隆起などの公衆災害のリスクを伴ロー図にしたものである。ここで、赤枠とした箇所が、う3) 。このような災害の防止のために、施工中は近接地

後述する開発システムにより置き換わる業務である。

盤の隆起を測定し、周辺に危害を及ぼすような地盤の変状が起きた場合は作業を中止するよう求められている

地下構造物内からは、施工位置が当然目視できないた

4) 。

め、監視員は、施工機械が設置されている地上と自身のそこで、ICT 活用の一環として、公衆災害を防止する

いる位置との位置関係を図面から考えて、自身から見てための安全管理に効果的な ICT ツールが必要になると考施工位置がどこなのか見当を付ける必要がある。動態観

え、XR（クロスリアリティ）技術を用いて地盤改良施測の計測位置についても同様である。すなわち、三人称

工時の監視業務を高度化するシステムを開発することと視点で描かれている図面から、目の前に広がる視界といした。XR とは、VR（Virtual Reality、仮想現実）、ARう一人称視点に、視点を変換することが必要となる。

（Augmented Reality、拡張現実）、MR（Mixed Reality、

このようにして行われる位置関係の把握は、まだ現場

複合現実）の総称であり、その中で今回は AR と MR をに慣れていない人や、空間把握が得意でない人にとって対象とした。

は大きな負担となり、監視業務ができる人材が空間把握 ＊ ＩＣＴ統括センターイノベーション部＊＊

西日本支社機電部- 41 -＊＊＊

技術本部技術戦略部

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

図－１ 監視業務のワークフロー図と本システムによる置き換え箇所能力の有無によって限られるため、急な配置転換に対応防止のために重要な役割を担っている中で、個人の空間

できない一因となっている。また、空間位置の誤認のた把握能力に依存するところが大きい。不足している労働めに正しく監視業務が実施されないリスクもある。

力を補うためにも、空間把握が苦手な人でも監視業務を

監視員は、自己位置から見た施工位置・沈下計位置を遂行できる体制を構築する必要がある。

正しく把握した後、実際に施工が始まると（図－１左上）、施工機械側の担当者と連絡を取り合い、施工進捗

３． 開発システムおよび機能の概要

状況に応じて監視場所を変更していく必要がある。これは上述の通り、個人の空間把握能力に大きく依存してい3.1 システム概要る。

施工位置や動態観測計測位置がどこであるのかを現地次に、施工進捗状況を把握しつつ、地下構造物に変状にリアルタイムに表示するシステムを開発した。現地位

変化や漏水が起きていないかを監視し、同時に、周辺地置に合わせて、現地の光景に重ね合わせて可視化表示す

盤や地下構造物が隆起・沈下していないかを監視する。

る特性上、タブレット端末（iPad）を用いた AR 技術と異常に気付いた場合は（図－１中央下部）、即座に施工

MR ゴーグル（HoloLens2）を用いた MR 技術を利用し機械側に連絡し施工を止め、公衆災害を防ぐ必要がある。

た。

このように、地盤改良施工時の監視業務は、公衆災害

No005
削孔⻑︓4.40m
施⼯深度︓6.20m

No007
造成⻑︓4.83m
施⼯深度︓9.80m

S-14
基準︓
絶対値︓3.235m
相対値︓

図－２ システム構成およびデータ構成概要- 42 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

システム構成およびデータ構成概要を図－２に示す。
施工機械や現地に設置したセンサ（図中のセンサの写真は沈下計）からデータをクラウドストレージサービスにアップロードする。データを集約する場所としてクラウ
ドストレージサービスを利用した理由は、汎用性を高め、API 等が公開されていないセンサとも接続できるようにするためである。CSV ファイルとしてセンサ情報が書き込まれさえすれば、表示端末側からデータを参照しに行けるようになっている。
各改良体の施工機械の設置位置と直径、動態観測セン
サの設置位置、表示位置の位置合わせに使う監視場所付
近の基準点の位置情報については、事前に端末側に入力

図－４ 削孔モデルと造成モデルの見方しておく。
使用する際は、QR マーカを読み込んで位置合わせをいた施工機械の設置位置の情報との紐付けが行われる。

行い、クラウドストレージサービス上にある CSV ファ

図－３に示す通り、ロッドの回転数の情報により、回転イルを読み込み、事前に与えられている位置情報を参照が始まった施工深度を施工開始位置とし、そこを基準として、正しい位置にデータを可視化表示する。

して三次元モデルが表示される。

3.2 施工データの可視化機能

表示される三次元モデルは、削孔した後に改良体を造施工機械に施工深度やロッドの回転数を取得するセン成していく高圧噴射攪拌工法などを想定しているため、サを取り付けることにより、施工データがクラウドスト

削孔はワイヤーフレームで、造成は円柱形として表現しレージサービスを経由して端末の画面上に表示される。

た。さらに造成時は、設計造成長を事前に入力しておく

画面上では、現地の光景の中に施工進捗状況を示す三次ことで、あとどれくらいで造成が完了するのかがわかる

元モデルが重ね合わせて表示されるため、図面から現在

ように、これから造成するところをワイヤーフレームで位置と施工位置を考える必要がなくなる。また、自動で表示する（図－４）。

深度情報が取得されるため、従来は施工機械側の担当者

3.3 動態観測データの可視化機能と連絡を取り合う必要があったが、本システムにより連動態観測の情報についても、センサからリアルタイム

絡が不要となり、より精度よく高頻度に進捗を把握できでクラウドストレージサービスにデータをアップロード

るようになる。

できるようにし、端末画面上で計測位置に表示させる。

施工機械に取り付けたセンサから、改良体番号を示す

その際に数値データだけではなく、三次元モデルとして

ID、日時、今行っていることが削孔なのか造成なのか可視化する。例えば、鉛直変位量を可視化する場合は、を示すフラグ、ロッドの回転数、施工深度の情報を取得

変位方向を矢印の向きで、変位量を矢印の長さで表現し、する。改良体番号を示す ID により、事前に与えられて管理基準値を閾値として、変位量に応じて矢印を 4 段階

図－３ 削孔/造成モデルの生成方法- 43 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

図－７ メモの記入例（HoloLens2 画面内のキャプチャ画像）

図－５ 管理基準値と表示の例

図－８ 空間に配置されたメモ画像（HoloLens2 画面内のキャプチャ画像）ることが可能となる（図－７）。これにより、リアルタ
イムにデータを可視化するだけではなく、過去の施工履歴も振り返ることができる。どこが施工済みであるのか、以前の施工時にどれほどの変位があったのか、などを確認することができ、また、メモを三次元空間のみならず
時間に紐づけて配置することができるため、メモを記載

図－６ 絶対値表示と相対値表示の例

したときの状況を XR 空間内で再現することができる（図－８）。

に着色する（図－５）。三次管理基準値に相当する値を矢印の延長線上に赤丸で表示し、超えた場合は警報を鳴

４． 現場での試行によるシステム有効性確認

らすなど異常に気付きやすいように工夫した。
また、単純な計測データだけではなく、過去のある任4.1 試行現場概要

意の時点からの変化量も表示できるようにした。そうす

実際に施工が行われるタイミングで、システムが有効ることで、地盤改良の施工に起因する計測値の変化量がに稼働するか確かめるために試行した 。試行した建設

わかりやすくなる。
沈下計を可視化した際に三次元モデルの横に表示され現場は、大阪駅前で地下道の撤去・新設工事を行っているパネルの例を図－６に示す。単純な鉛直変位量をそのる土木工事現場である。当該現場は、地上部分が交通量まま示した「絶対値表示」と、基準とする日時からの相の多い交差点であり、地下一階部分に梅田駅改札に繋が対的な鉛直変位量を示した「相対値表示」の 2 つのモーる地下歩道があり、地下二階に地下鉄の軌道が走るトン

ドを切り替えることができる。

ネル躯体が存在する構造になっている（図－９、10）。

3.4 記録振り返り機能

このような現場は立体構造の把握が難しいうえに、施工

各種データの表示機能に加え、MR ゴーグルを使用しの影響で隆起沈下や漏水・変状変化が起きると甚大な社た場合には、仮想空間上に手書きでメモを書き込める機会的影響を及ぼすため、特に公衆災害を防止することが能も実装した。変状位置や漏水位置を書き込み、施工進重要である。

捗状況を表す三次元モデルや動態観測を表す三次元モデ

この現場では、地下一階部分の地下道を撤去・新設すルと併せてスクリーンショットを撮影することで、どのるにあたり、地下鉄躯体に対するアンバランスな荷重負ような状況下でどこに異常が起きたのかを正確に記録す

担を回避するため、地下道の直下にあたる地下二階相当- 44 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月の空間のうち、地下鉄の躯体が存在しない土壌箇所に高階設けて管理しており、三次管理基準値を超えた場合は

圧噴射攪拌工法（SUPERJET35, 有効直径φ3.5m）での施工を止める必要がある。

地盤改良を行っている。営業線の地下鉄躯体に近接して施工の進捗状況は、施工機械に設置するロッドの残尺施工するため、地下鉄躯体に影響が出るリスクが高く、を計測して施工深度を算出し、1m 進むごとに施工機械

少しでも異常が起きたら即座に施工を止められるよう、側の連絡担当者がチャットで監視員に連絡していた。

監視員の果たす役割が重要である。

施工は夜間の終電から始発の間に行われ、これまで監現場では施工中、地下鉄躯体壁面に 5m おきに水盛式

視員は地下鉄躯体内で、沈下計のデータと施工進捗状況

沈下計を設置し（図－11）、1 分おきに鉛直変位量を観の連絡をタブレット端末で確認しつつ、施工位置を頭の測しており、ウェブブラウザで各沈下計の数値データを中で推定しながら、躯体壁面に異常が起きていないか監視を行っていた。
4.2 試行内容
従来の手動による検尺に替わり、施工機械にセンサを取り付け、1 秒ごとに施工データを取得し、施工進捗状
況を把握した。データは現場に設置したパソコンに送り、そこからクラウドストレージサービスに CSV ファイルとして常時同期更新されるように設定した。また、地下
鉄躯体に取り付けられている沈下計のデータも、同様にクラウドストレージサービスに CSV ファイルとして書き込まれていくように設定した。これらのデータが安定してアップロードされるよう、携帯回線ではなく有線
LAN ケーブルを接続した。沈下計位置と施工機械の位

図－９ 試行現場の模式的な断面図

置は事前に設定ファイルに記入し、端末側に入力しておく。
表示位置の位置合わせは、端末で QR マーカを読み込んで行う。日によって異なる施工位置に対応できるように、位置合わせ用の基準点をおおよそ 10m に一箇所程度用意しておき（図－11）、最寄りの基準点に QR マー
カを置いて読み込めるようにした。QR マーカは、床に置くことも壁に貼り付けて設置することもできるようにした（図－12）。読み込む iPad の姿勢により水平設置なのか鉛直設置なのかを判別し、QR マーカの中心を原点として QR マーカの向きに合わせて仮想空間の座標が配置される。また、QR マーカを指定した基準点の真上に設置できない状況（例えば、設置している沈下計の箱の図－10 交差点を占有しての地盤改良施工状況

角を基準点としていた場合、QR マーカの中心をその角に置くことは不可能である）にも対処できるように、基準点位置をオフセットすることができるようにした。
端末は、AR 端末として iPad（第 6 世代）および iPad
、MR ゴーグルとして HoloLens2 を使用
Pro（第 5 世代）
した。図－13 は、HoloLens2 を用いて試行している状況である。通信回線については、現場内は携帯回線が接続可能な場所であったため、iPad と iPad Pro は携帯回線を

図－11 地下鉄躯体レベルでの模式的な平面図
図－12 QR マーカの設置方法確認できるシステムを導入している。管理基準値を 3 段- 45 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

利用し、HoloLens2 は iPad Pro からのテザリングで回線

5 世代）と HoloLens2 では表示位置が iPad ほどずれるこを利用した。いずれの回線も下りで 40Mbps 以上出ておとはなく、監視業務を行うすることが可能である。
iPad および iPad Pro は、没入感に乏しいため、奥行き

り、支障なく使用できた。
4.3 試行結果

感が掴みにくく、表示されている三次元モデルが躯体壁本システムの試行により、これまで頭の中で考えてい面の奥にあるのか手前にあるのか、認識しづらかった。

た、おおよその施工位置が視覚的にはっきりとわかるよ

一方で、iPad や iPad Pro はその場にいる複数人で一つのうになったため、監視すべき位置が明確化され適切な位

画面を覗き込むことができ、共通認識を持ちながら会話

置に注意力を払って監視業務を行えるようになった（図できるため、監視員が複数人いる場合のコミュニケー－14）。また、今まで 1m おきにしかわからなかった施

ションツールとしても有効であることがわかった。

工進捗がリアルタイムにわかるため、ロッドの段取り替

また、施工中に表示されているモデルを含めた躯体壁

えなどで一旦止まっているなどの地上の施工機械側の様面の様子を画面のスクリーンショットとして保存してお子が推察できるようになり、より緊密な連携を取って監けば、施工が完了した後に、どのような施工状況で、ど視業務が行えるようになった。

の場所（施工箇所との位置関係も踏まえた場所）の壁面

さらに、沈下計が示す鉛直変位量が、管理基準値に対の様子なのかを他の人に正確に伝えることができるため、してどれほど許容量があるのか、管理基準値を超えそう

情報共有ツールとしても有効であることがわかった。

な危険な場所はどこなのか、などが画面を見ただけでわかるようになった。それまで上限下限それぞれ 3 段階ず

５． まとめ

つあった管理基準値の 6 つの数字を覚えておく必要がな
くなった。

地盤改良の施工データと動態観測の計測データを、リ端末による見え方の違いを検証したところ、iPad（第アルタイムに AR や MR で可視化するシステムを開発し6 世代）は、地下鉄躯体内の照明だけではカメラによるた。現場で試行を行い、現地位置に合わせて可視化する

位置認識精度が落ちて表示が数 m 単位でずれることがことで、空間把握能力の個人差を補完するだけでなく、わかった。一方、LiDar 機能を搭載している iPad Pro（第情報伝達が円滑化することもわかった。また、監視業務
がより確実に行えるため、公衆災害の防止に役立つ。
現段階では可視化できる計測データは沈下計だけであるが、データをクラウドストレージサービス経由にすることで汎用性を持たせているため、様々な IoT センサのデータを可視化していくことが可能である。今後は、傾斜、地下水位、施工位置近くの井戸水の pH など、地盤改良の多様な影響を可視化し、適用現場を増やしていきたい。
【参考文献】
1) 国土交通省、「ICT 施工の対象工種の拡大に向けた取組」、2023、https://www.mlit.go.jp/sogoseisaku/constpla

図－13 HoloLens2 を用いた試行状況

n/content/001595484.pdf（参照 2023-02-28）
2) 土木学会建設技術研究委員会建設技術体系化小委員
会、「CIM, ICT 関連技術の体系化に関する調査報告書」、 2020、https://committees.jsce.or.jp/sekou05/node/42（参照 2023-02-28）
3) 平出 亜、柿原芳彦、「深層混合処理の施工に伴う周辺地盤変位のメカニズムと変位予測についての考察」、
応用地質技術年報、1997
4) 国土交通省、「建設工事公衆災害防止対策要綱 土木
工事編」、国土交通省告示第 496 号第 8 章第 54、202
0、https://www.mlit.go.jp/tec/content/001305480.pdf（参照 2023-02-28）

図－14 造成モデルと沈下計モデルの表示- 46 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

Analytical and Experimental Study on Estimating the Compressive
Strength of Early Age Concrete by the Maturity Method
Biswas Rajib Kumar, ＊Takahiro Saito, ＊Ryutaro Matsumoto ＊Abstract
In this study an approach is proposed to expedite the construction of mountain tunnels by estimating the earlyage (less than one day) strength of concrete, subject to various temperatures and curing methods. The
relationship between various curing temperatures and the development of concrete strength at a very early age
is not fully understood; current approaches may be incapable of predicting the compressive strength of early
age concrete. Numerical and experimental investigations were carried out to establish a relationship between
the early age compressive strength of concrete and concrete maturity while taking varied temperature histories
of concrete curing into account. The results obtained from numerical analyses and experimental investigations
were in good agreement. Finally, to predict the very early age compressive strength of lining concrete, we
propose different equations for different water to cement ratios.
Keywords; Lining concrete, concrete maturity, FEM analysis, early age

1.

Introduction

strength. Tekle et al. 4) investigated the application of thematurity method to estimate the early age compressive strength

Estimating concrete strength in situ at an early age can beof concrete slabs in cold weather, considering in particular theimportant for several reasons, including for determining

relationship between in situ strength and strength calculated bywhether formwork can be removed, post-tensioning, handlingthe maturity method at an early age (one to three days) and in

precast members, and other actions. Overestimates of early age

cold weather (below 10°C). Sun et al. 5) investigated the effects

concrete strength can affect construction safety; underestimatesof temperature and relative humidity on the development of theof early age concrete strength can generate delay and additional

compressive strength of surface layer cement mortar. However,cost.

most of these studies considered concrete of more than one day

To accelerate the construction process and reduce construction

in age.

costs, it is often important to remove the formwork at theThis study aims to establish the maturity function forearliest possible time. The compressive strength required for

concrete at an early age (less than one day) with varying water

lining concrete at demolding to avoid surface peeling is

cement ratios and temperature histories. This study carried out

typically considered to be more than 2 MPa.1)

both experimental studies and numerical analysis to establish a

First proposed in the 1940s, the maturity method calculates

concrete maturity function for estimating the compressive

concrete strength by accounting for the effects of both time andstrength of concrete at an early age.

temperature. R.W. Nurse examined the steam-curing of2.

concrete and plotted the product of time and temperature

Experimental study

against concrete strength after three days of storage at room
2.1 Water to cement ratio of 0.5

temperature.2) A.G.A. Saul examined the principles underlying
the steam-curing of concrete at atmospheric temperature andMedium-flow concrete was used with ordinary portlard

defined maturity as the product of the concrete age and average

cement and crashed rock sand. Table 1 gives the mix

temperature above freezing.

proportions used in the experimental study.

3)

Many studies address maturity-based estimates of concrete
Table 1: Concrete mix properties (W/C = 0.5)
Slump
flow
(cm)

Air
volume
(％)

W/C
(％)

s/a
(％)

Gmax
(mm)

35−50

4.5±1.5

50.0

52.2

25

Materials (kg/m3)

Materials (g/m3)

water
(W)

cement
(C)

sand
(S)

gravel(G)

Water
reducer

AE agent

175

350

904

838

3,500

7

*Technical research institute civil engineering research group- 47 -

奥村組技術研究年報 No.49

10

testing of concrete cylinders. The cylinder specimens prepared

9

Compressive strength (N/mm2）

The experimental program entailed the compressive strength
measured φ100 × 200 mm.
Table 2 gives the experimental cases considered in theexperimental program for W/C = 0.5. Ten experimental cases
were considered, encompassing initial concrete temperaturesfrom 10°C to 30°C and curing temperatures from 10°C to 50°C.
Kneading temperatures were kept within ±3°C of the target
temperature. The initial curing temperatures for Cases 1 to 8

No.82023 年 9 月

No.7

No.5

8
No.10

7
6

No.4

No.3

5
4

No.6

No.2

3
2

were maintained at the target temperature. For Cases 9 and 10,

1curing temperatures began at 25°C. In Case 9, the curing

0

No.1

No.9
2N/mm2
0

10

20

30

Figure1: Compressive
over timeCompressive
strengthstrength
gain overgaintime（hr）

temperature gradually reached 30°C after 5 hours. In Case 10,
the curing temperature gradually reached 40°C after 12 hours.

maturity curve obtained from the experimental study. In thisThe curing method was hot air curing at a relative humidity of

study, the datum temperature was set to 3°C. The best fit of the70%.

data obtained is at 3°C. From Figure 2, we can estalish the

To measure the hydration heat of the concrete, we placedfollowing relationship between concrete maturity andtemperature sensors at the center of the cylinder specimens. We

compressive strength, where y represents the compressive

performed compressive strength tests in accordance with JIS A

strength of the concrete and x denotes concrete maturity:

1108 and tested the early age compressive strength of concrete
from five hours until 32 hours to confirm that the desired(2)y  0.0177 x  2.4677

strength (2 MPa) was achieved. Three specimens were tested

2.2 Water to cement ratio of 0.4

for each data point. Initial concrete temperatures and curing

Many RC structures are constructed at a water to cement ratio

temperatures significantly affected compressive strengthof 0.4. For this reason, we undertook another study with W/C =(Figure 1). In cases other than Cases 1 and 2, concrete

0.4. The concrete used was similar to the concrete used for W/C

specimens achieved the requisite strength of 2 MPa in 16 hours.

= 0.5. We considered a total of four cases based on actualMore interestingly, in Cases 6 and 7, the desired strength wascontruction practice. The maximum size of the coarse aggregate

achieved in eight hours.

was 25 mm. Table 3 gives the specifics of the concrete mix. The

The maturity method was developed in the 1940s to accountinitial temperature was kept at 20°C for all cases—Cases 1, 2,

for the combined effects of temperature and time on the3, and 4. Curing temparatures were 20°C, 30°C, 40°C, andcompressive strength of RC structures subjected to different
curing temperatures. Concrete maturity can be understood as

10

is known as the Nurse-Saul function. A figure for concrete

9Compressive strength (N/mm2)

the sum of the products of temperature and time. This method
maturity can be calculated as follows:t(1)

M (t )  (T  T0 )t
0where M(t) is concrete maturity at time t, T is the average
concrete temperature over time interval (Δt), and T0 is thedatum temperature. Datum temperature is generally defined as

Y= 0.0177X - 2.4677
T0= 3o C
R² = 0.953

8
7
6
5
4
3
2
1
0

the lowest temperature at which concrete is able to gain strength.

0

According to the Canadian Standards Association, it is critical

200

400
600
800
Concrete maturity (℃・hr)

1,000

Figure2: Concrete
maturity
for W/C
0.5
No.1
No.2
No.3
No.4
No.5 function
No.6
No.7
No.8 = No.9

to have temperatures above 5°C to avoid major damage toconcrete, especially in the first 24 hours.6) Figure 2 shows the

Table 2: Cases considered for the experimental study (W/C = 0.5)
Case No

1

2

3

4

5

6

7

8

Initial concrete temperature (℃)

10

15

15

20

20

20

20

30

15

15

Curing temparature (℃)

10

15

30

20

30

40

50

30

25-30

25-40

- 48 -

9

10

No.10

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

Table 3: Concrete mix properties (W/C = 0.4)
Slump
flow
(cm)

Air
volume
(％)

W/C
(％)

s/a
(％)

Gmax
(mm)

35−50

4.5±1.5

40.0

52.2

25

Materials (kg/m3)

Materials (g/m3)

water
(W)

cement
(C)

sand
(S)

gravel(G)

Water
reducer

AE agent

175

350

904

838

3,500

7

Table 4: Cases considered for W/C = 0.4

Case 1Case 2
Case 3
Case 4

Initial concrete
Temperature (℃)
20
20
20
20

Curing temperature (℃)
20
30
40
50

50°C, respectively, for the Cases 1, 2, 3, and 4. The temperatureof the concrete was measured as for W/C = 0.5. The curingmethod was likewise similar.
Figure 3 presents the results obtained from the experimental
study. Figure 3 shows that curing temperature significantly
affects early age compressive strength. In Case 1, the 2 MPa
strength target was reached in all cases in roughly 12 hours. The

Figure 4: Effect of curing temperature ontime required to obtain the desired concrete strength wascompressive strength at 28 days

reduced by 33%, 42%, 58%, respectively, when curing
temperatures were increased from 20°C to 30°C, 40°C, andtemperature has negative impact on 28 days compressive

50°C; high curing temperatures tend to boost the rate of cement

strength of concrete as shown in Figure 4. High temperature

hydration. Nevertheless, it should be noted that high curingconcrete curing results in high concentrations of hydrates near
the cement grains, leading to the formation of large pores.7)
These larger pores may ultimately reduce compressive strength(Figure 4).
The hydration process begins at the moment cement andwater mix. During the hydration process, the cement paste isheated by an exothermic hydration reaction. To obtain atemperature history, we measured the temperature of theconcrete wih time-temperature sensors placed in the middle ofthe concrete cylinders. Figure 3(b) shows that higher curing
temperatures boost heat release from the specimens. Case 1 has
the slowest heat release, with a peak temperature recorded(a)To = 7o C(b)Figure 3: Experimental results for (a) compressive
Figure 5: Concrete maturity function for W/C = 0.4

strength gain over time nnd (b) hydration heat- 49 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

roughly 15 hours after casting. The heat release increases
significantly as curing temperatures increase. Maximum
temperatures were increased by 48%, 104%, and 148%,
respectively, when curing temparatures increased from 20°C to
30°C, 40°C, and 50°C. The time required to reach the peaktemparature fell dramatically with higher curing temparatures.
Figure 5 shows the concrete maturity function obtained fromthe experimental study. The datum temperature in this study
was set to 7°C. Here, also, the linear function fits the data quite
well. As shown in Figure 5, we can establish the following
relationship between concrete maturity and compressive
Figure 6: Overview of LINK 3D8)

strength, where y represents the compressive strength of
concrete and x denotes concrete maturity:y  0.0329 x  4.7779

Ei/R represents thermal activity considered within theframework of the model developed by Suzuki et al. 9) (Figure 7).

(3)

3.2 Modeling Compressive Strength3.

We can calculate the compressive strength of concrete from

FEM modelingthe following equation:fc  f{1  exp( Dhyd.out  )}Numerical analysis was performed in the LINK3D software
package, which is capable of predicting the structural behaviorf represents ultimate strength and(6) and β areof concrete under different weather conditions. This software

where

has two modules: DuCOM and COM3. DuCOM is ideal formaterial constants. Here, Dhyd.out is the ratio of space occupied

modeling the microscopic behavior of concrete, including theby the outer bulk hydrates to the initial capillary space. We canprogress of cement hydration reactions, the formation of void

present this as follows:VV Vhyd .in
D hyd.out  hyd.out  hyd .total
Vcap .ini
Vcap.ini

structures in hardened bodies, and internal moisture states, aswell as macroscopic views of reinforced concrete. COM3 isideal for nonlinear structural analyses of RC structures. This

(7)

Here, Vhyd.out is the volume of the hydration products that form

system was developed to simulate the behavior of concrete

outside the original cement particles, Vhyd.total is the total volume

structures, starting from cement hydration through maintenanceof the hydration products, Vhyd.in is the volume of hydrationand management. Figure 6 is a schematic diagram of LINK3D.

products that form inside the original cement particles

3.1 Modeling hydration heat(equivalent to the reacted volume fraction of the mineralcompounds), and Vcap.ini is the volume of the initial capillary

We can calculate the hydration heat of each component of

space. The initial capillary space can be expressed with thecement from the following equations presented by Maekawa et

water to cement ratio of the concrete mix given as follows:al. 7):
H i   i  i  i  i H iT 0 Q i exp{ 

Q i   H idt

Ei 11(  )}
R T T0(4)(5)

In Equation 4, Ei represents the activation energy of component
i, R denotes the gas constant, HiT0 is the reference heatgeneration rate of component i at constant temperature T0, ϒi
represents the effects of chemical admixture in the hydration
process, βi is the coefficient for reduced heat generation due to

Figure 7: Thermal activity for the reaction of eachthe reduced availability of free water, λi represents the heatcompound7)

generation rate from the powder admixture, and µi is thecoefficient related to the heat generation rate. In Equation 4,- 50 -

奥村組技術研究年報 No.49

Vcap.ini 

4.

W
. c
C
W
. c  1
C

2023 年 9 月(8)Numerical analysis to validate experimental
results
Numerical analysis was pweformed using the LINK3D

software package. Figure 8 shows the analysis model.
Figure 9 shows a clear and strong correlation between the
results of the experimental study and FEM analysis. FEM
analysis is capable of precisely predicting the strength gainedby the concrete specimens. For W/C = 0.5, in Case 8, thecompressive strength observed in 16 hours in the experimental(a)study was about 6 MPa; in the FEM analysis, the compressive
strength obtained was about 5 MPa. Other cases demonstrated
equally solid agreement between experimental study andnumerical analysis. The numerical studies tended to slightly
underestimate the experimental data, but the data obtained
numerically is well within safety margins for the purposes ofactual construction.
For W/C = 0.4, in Case 1, in which the initial and curing
temparatures are 20°C, the 21-hour compressive strength
obtained in the experiemental study is 8.15 MPa; in the
numerical study, the 21-hour compressive strength obtained isabout 7 MPa. In the experimental study, we obtained the desired
compressive strength (2 MPa) at 12 hours. With FEM analysis,
we obtained the required strength at 13 hours. In Case 2, the(b)Figure 9: Comparison of experimental and numericalresults for (a) W/C = 0.5 and (b) W/C = 0.4

Case 1Case 2

Case 3

Case 4

Figure 8: Analysis model in LINK 3D
difference between the values for 21-hour compressive strengthis less than 18%. In Cases 3 and 4, the difference between theexperimental and numerical analysis results is less than 6%. The
results for required strength exhibit a strong correlation.
We also see strong agreement between the experimental andanalysis results in the case of heat release (Figure 10).

Figure 10: Comparison of heat release between

Numerical analysis is capable of accurately predicting the heat

experimental study and numerical analysis

released by concrete specimens subjected to different curing- 51 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

be improved by evaluating datum temperatures.
In the future, we plan to undertake experimental andnumerical studies for W/C = 0.6 and for blast furnace
slag cement.

【References】
1) Japan Society of Civil Engineering: standard specifications
for tunneling, p. 193, 2016 (in Japanese).
2) Nurse RW. Steam-curing of concrete. Mag Concr Res. Vol. 1,
No. 2, 1949.

3) Saul AGA. Principles underlying the steam-curing of concrete
at atmospheric pressure. Mag Concr Res. Vol. 2, No. 6, 1951.
4) Tekle, B. H., Al‐Deen, S., Anwar‐Us‐Saadat, M., Willans, N.,

Figure 11: Comparison of relationship between

Zhang, Y., Lee, C. K.: Use of maturity method to estimate

compressive strength and concrete maturity with W/C =early age compressive strength of slab in cold weather.

0.4

Structural Concrete, Vol. 23, No. 2, 2022.

temperatures. The largest difference in heat release is less than5) Sun, B., Noguchi, T., Cai, G., & Chen, Q.: Predicting early

6%. In the experimental study, the duration of peak heat release

the compressive strength of mortars at different curing

shrinks as curing temparatures increase. As Figure 10 shows,

temperatures and relative humidity by a modified

the trends for numerical analysis are similar.

maturity method. Struct Concr. Vol. 1, No. 13, 2020.

Figure 11 compares the relationship between the6) CSA A23.1/A23.2. Concrete Materials and Methods ofcompressive strength given by Equation 3 and numerical

Concrete Construction / Test Methods and Standard Practiceanalysis. As in the experimental study, the datum temperature

for Concrete. 5060 Spectrum Way, Suite 100, Mississauga,

for calculating concrete maturity is set to 7°C. The analysis

Ontario, Canada: CSA Group; 2019.

shows a linear relationship between compressive strength and7) Meakawa, K., Ishida T. and Kishi T.: Multi scale modeling of

concrete maturity. Overall, the equation derived via numericalstructural concrete, CRC Press, London, 2009.

modeling agrees with the equation derived from the8) Ohno, M., Chijiwa, N., Suryanto B. and Meakawa, K., H.: Anexperimental studies.

5.

Investigation into the Long-Term Excessive Deflection of
PC Viaducts Using 3D Multi-scale Integrated Analysis.

Conclusions

Journal of Advanced Concrete Technology, Vol. 10, 4758, 2012 .

The key conclusions obtained from the experimental and9) Suzuki, Y., Tsuji, Y., Meakawa, K. and Okumura, H.:

numerical analysis can be summarized as follows:①

Quantification of heat evolution during hydration process

Experimental and numerical analysis established aof cement in concrete. Proceedings of the JSCE, Vol. 414,

relationship between compressive strength and concrete1990.

maturity at an early age (less than one day).
②

The results of both experimental studies and numericalanalysis are in good agreement.

③

For W/C = 0.5, concrete gains a compressive strength of
2 MPa within 16 hours when subjected to a curing
temperature of 20°C or greater and an initial temperatureof 15°C or greater.

④

For W/C = 0.4, concrete can gain a compressive strengthof 2 MPa within 12 hours when subjected to a curing
temperature of 20°C or more and an initial temperatureof 20°C or more.

⑤

Datum temperatures may change depending on theproperties of the concrete mix. The maturity method can- 52 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



奥村・丸五式引抜き抵抗杭工法(OMR/B-2)の開発－実大引抜き載荷実験結果－
Development of the Okumura-Marugo Pull-Out Resistance Pile Method (OMR/B-2)- Results of Full-scale Pull-out Loading Tests 林
要芳尚 ＊武田彰文 ＊＊

小谷俊二 ＊＊

舟木秀尊 ＊＊＊

旨

当社と丸五基礎工業株式会社が共同開発した「奥村・丸五バケット式拡底杭工法（OMR／B）」を用いた実大杭の引抜き載荷実験を実施し、拡底部側面の傾斜による引抜き抵抗力の増加効果を確認した。
その結果をもとに、新たに「奥村・丸五式引抜き抵抗杭工法（OMR／B-2）」として(一財)ベター
リビングの評定を取得し、従来よりも大きな引抜き抵抗力を持つ杭の設計が可能となった。
キーワード：場所打ち杭、拡底部、引抜き抵抗、載荷実験、傾斜角

２．本工法の概要

１． まえがき1985 年に当社と丸五基礎工業株式会社が共同開発し

2.1 杭の仕様

た「奥村・丸五バケット式拡底杭工法（OMR／B）」は、本工法における杭の仕様を以下に示す。また、杭の各拡底径の拡大や使用するコンクリートの強度を高めるな

部名称を図－２に示す。

どの改良を継続的に行いながら、2022 年度までに約・杭径：軸部径 700～4,500mm、拡底径 900～4,700mm

3,000 件（杭本数 10 万本以上）の実績を積み重ねてきた。

・コンクリートの設計基準強度 Fc：24～80N/mm2

また、2010 年には業界で初めてアースドリル工法におJIS 適合品の構造体強度補正値（28S91）：0N/mm2 以上とける拡底率（有効底面積÷軸部面積）の最大値 4.9（直する（大臣認定コンクリートの場合は指定された値による）径比約 2.2 倍）を実現するなど、場所打ちコンクリート

・傾斜角 θ：6°≦θ≦12°

拡底杭工法として高い評価と信頼を得てきた。

・最大掘削深さ：90m
・支持層地盤：砂質地盤、粘土質地盤、互層地盤

しかし、拡底部に大きな引抜き抵抗力を有するものの、従来の OMR／B 工法で引抜き方向の抵抗力として▽施工地盤面考慮できるのは、図－１に示す杭軸部の周面抵抗力お

軸部径

よび杭自重のみに限定されていたため、設計上必要な引抜き抵抗力を確保するためには、杭の軸径を大きく効果を実大の杭の引抜き載荷実験により確認し、新た

杭長軸部

両社は、拡底部側面の傾斜による引抜き抵抗力の増加

掘削深さ

したり、杭長を長くしたりする必要があった。そこでに「奥村・丸五式引抜き抵抗杭工法（OMR／B-2）」

概要を報告する。

拡底径

図－１ 開発技術のイメージ
 ＊ 建築本部建築部＊＊

西日本支社建築設計部

傾斜部

図－２ 杭の各部名称

 ＊＊＊技術本部技術研究所建築研究グループ- 53 -

立上り部

傾斜角θ

本報では、本工法の概要および引抜き載荷実験の結果

拡底部（以下、「本工法」）として（一財）ベターリビングの評定を取得した。

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

全て定着した場合は OMR／B 工法より約 3 倍の引抜き

2.2 本工法の特長

抵抗力を、拡底部の 40%程度を定着した場合でも約 2 倍本工法の特長は、①これまで考慮されなかった拡底部
側面の傾斜による引抜き抵抗力を評価できる点、②従来の引抜き抵抗力を有している。

工法よりも杭の軸径部をスリム化したり、杭長を短縮することが可能となり、掘削土量や打設するコンクリート

３．引抜き載荷実験の概要

量、施工時に使用する安定液量などを削減できるため、コストや地球環境への負荷低減が期待できる点、③適用

3.1 実験要因

地盤に互層地盤を含むので強固な地盤に拡底部を全て埋実験ケース一覧を表－１に、地盤と杭の関係を図－４

め込まなくても引抜き抵抗力を評価できる点、である。

に示す。本実験は、傾斜部の地盤種別（砂質地盤、粘土

本工法による設計上の引抜き抵抗力（短期）の一例を

質地盤、互層地盤）および傾斜角（5.8°、12°）をパ

図－３に示す。本例では、N 値 60 の砂質土に拡底部をラメータに計 6 体の杭で実施した。

深度(ｍ)
▽2.5ｍ

粘⼟
qu=25
kN/m2

OMR/B⼯法
OMR/B-2⼯法
共通：軸部径 φ1500、拡底径 φ3000

杭
No.

傾斜部
傾斜部
定着
平均
平均
地盤
qu※
N値
(kN/m2)

軸
部
径
(m)

拡
底
径
(m)

傾
斜
角
(°)

1

砂質

34

－

1.10

1.70

2

砂質

43

－

1.10

2.50

(N=2)
10

15

粘⼟
qu=
62.5
kN/m2
(N=5)

20
砂質⼟
25

30

▽22m

3,746

0.50

16.03

15.99

0.50

16.49

粘土質

－

268

1.10

1.70

5.8

17.60

17.60

35.20

4

粘土質

－

422

1.10

2.50

12

17.10

17.90

35.00

1,500

5

互層

27

136

1.10

1.70

5.8

22.80

0.55

23.35

6

互層

42

213

1.10

2.50

12

22.30

0.50

22.80

▽25m

10,300kN（3.42）

15.53

12

3

500
0
引抜き抵抗⼒⇒ 3,010kＮ(⽐率)（1.00）

5.8

2,246
500

Ｎ=60

(m)

杭頭
先端
深度
深度
(GL-m) (GL-m)

杭長※ qu：一軸圧縮強度

5,890kN(1,96）

図－３ 試設計例

埋土

0

N値
20 40

ロ-ム

5

凝灰質
粘土

④

細砂

10

埋土

⑥

0

N値
20 40

ロ-ム

5

凝灰質
粘土

No.2
60①
②
③

盛土

5

④

10

⑦

⑤
⑥

シルト質
砂
砂混じり
シルト
シルト
混じり砂

10

⑦

細砂

0

5

10

15

細砂
細砂
細砂
砂質粘土
砂混じり
粘土
シルト質
細砂
中砂
中砂

60①
②
③
④

埋土

0

ロ-ム

5

⑤
⑥
⑦

10

凝灰質
粘土
細砂
粘土質砂
粘土
混じり砂
細砂
砂混じり
シルト
細砂

⑧

粘土混じ
り砂
細砂
粘土混じ
り砂
粘土質砂
砂混じり
粘土

15

N値
20 40

60
①
②
③

シルト
細砂

No.6
25

シルト質
砂

5
細砂
10

⑥
⑦

35

⑧

②

中砂

②

③

細砂

③

④

20

⑤
⑥

25

30

20

粘土

⑨
⑩

シルト

細砂
砂質
シルト

35

θ=5.8°

⑨

⑪

⑪

細砂

シルト質
細砂
砂質
シルト

シルト

θ=5.8°

シルト
混じり砂
砂質
シルト

θ=12°

図－４ 地盤と杭の関係- 54 -

細砂
砂混じり
シルト
シルト
混じり砂
シルト
シルト質
砂
シルト
シルト質
砂
砂混じり
シルト

シルト
シルト質
砂
シルト

⑩
20

シルト

シルト

中砂

中砂

シルト質
砂
砂混じり
シルト
細砂

⑦
⑧

30

⑤

No.4
60
①

ロ-ム

砂質
シルト

④

N値
20 40

15
中砂

No.5

0
埋土

凝灰質
粘土

凝灰質
粘土

θ=12°
20

埋土砕石
埋土瓦礫
混じり
ロ-ム
ロ-ム
凝灰質
粘土
粘土
細砂

No.3
60①

細砂

θ=5.8°

N値
20 40

N値
20 40

15

15

細砂

0

ロ-ム

細砂

⑤

シルト質
砂
シルト

15

No.1
60①
②
③

空堀り部

5

表－１ 実験ケース一覧

杭頭

埋⼟

空堀り部

0

④
⑤
⑥
⑦
⑧
⑨
⑩
⑪

θ=12°

奥村組技術研究年報 No.49(1)

P＝σt・Ac＋Es・As・ε

表－２に鉄筋およびコンクリートの仕様を示す。主筋
は全ネジ形状を有する PC 鋼棒（D36）であり、載荷荷

ここに、重に応じて 16～32 本を配置した。コンクリートの設計

σt ：コンクリート引張応力度

2 であり、実験当日の圧縮強度は 51

基準強度は 36N/mm

Ac ：コンクリート断面積～60N/mm2 であった。

Es ：PC 鋼棒のヤング係数
As ：PC 鋼棒の断面積

表－２ 鉄筋およびコンクリートの仕様
杭
No.

鉄筋
主筋 (ネジボ フープ筋
ンC 種1 号)
(SD295)引張強度 ※(N/mm2)

1

16-D36

57.3

3.84

2

28-D36

59.8

3.94

3

20-D36

50.8

3.55

4

32-D36

57.7

3.85

5

24-D36

51.2

3.57

6

32-D36

54.6

3.72

D13@300

ε ：ひずみ量

コンクリート
圧縮強度(N/mm2)2023 年 9 月

式中のコンクリートの引張応力度 σt は、発生するひず
みの大きさに応じて以下のように算出した。
fσt = t ·ε
0 ε εtεtσt =ftεt ≦ ε ≦ εtu

εtu c
σt =ft ·
ε
ここに、

1)

※ 文献 の方法により圧縮強度から算出

ft

εtu

ε

：割裂引張強度 ft＝0.291・σB0.637

σB ：コンクリート圧縮強度（試験当日の供試体の3.2 実験方法

圧縮試験結果を用いる）

本実験は、地盤工学会基準「杭の鉛直載荷試験方法・εt

同解説 第一回改訂版（2002 年）」に基づき実施した。

：コンクリート引張ひずみ（εt＝εtu / 2＝100μ）

εtu ：コンクリート引張ひずみ（εtu＝200μ）

写真－１に載荷装置の全景を示す。載荷装置は、油圧c

ジャッキにより杭に引抜き力を作用させ、鋼製桁を介して反力杭に抵抗させる機構である。

：付着性状を表す係数 c＝0.9

また、ひずみゲージ位置間の軸力差（ある位置のひず載荷方法は、一方向多サイクル方式であり、杭 No.1

みゲージ値から算出した P からその下位置の P を引いたを例として載荷サイクルを図－５に示す。載荷は、杭周値で、杭最下端の P はゼロとする）をその位置間の周面面の引抜き抵抗力が極限状態となった時の最大荷重（明抵抗力と定義する。なお、この軸力差は、杭周面に生じ確に荷重のピークが現れない場合は、杭先端変位が拡底る抵抗力と杭自重分によるが、本報では自重分も含めた

径の 10%に達した時の荷重）で定義される第 2 限界抵抗

軸力差を便宜上その区間の周面抵抗力とする。

力までを目標に行った。

3.4 実験結果
ａ．最大引抜き荷重
表－３に各試験体の最大引抜き荷重を示す。地盤種別の違いに関係なく、拡底部の傾斜角の増加に伴い、最大引抜き荷重が大きくなることを確認した。なお、一例として図－６に杭 No.1 および No.2 の杭頭荷重－杭頭変位関係を示す。
表－３ 最大引抜き荷重

写真－１ 載荷装置の全景

杭 傾斜角
No.
(°)
1
3

5.8

5
20,000最大引抜き荷重(kN)

杭No.

10,6302

12,126

4

13,0696

傾斜角 最大引抜き(°)
荷重(kN)
15,91612

21,11017,782

No.1
No.2

15,916kN

杭頭荷重(kN)

15,000

図－５ 載荷サイクル（杭 No.1）

10,630kN
10,0005,000

3.3 引抜き方向の軸力算定方法

00

各ゲージ位置の引抜き方向の軸力（引抜き力）P は、
文献 1)～4)を参考に式(1)で算出した。

100

200

300
杭頭変位(mm)

図－６ 杭頭荷重－杭頭変位関係- 55 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

ｂ．杭頭荷重－杭先端変位比関係
図－７に杭頭荷重－杭先端変位比（Sp/Dw：Sp；杭先
端変位、Dw；拡底径）関係を示す。
杭 No.1 および杭 No.2 は、荷重保持中に杭先端変位量が拡底径の 10%を超えて荷重を保持できなくなったため、30 分荷重を保持した前段階の杭頭荷重である 9,800kN お
よび 15,200kN を第 2 限界抵抗力（以下、第 2 限界抵抗
力時の杭頭荷重：Po）とした。
杭 No.3 は、荷重保持中に杭先端変位量が拡底径の

図－８ 拡底領域

10%を超えたが、そのまま 30 分荷重を保持したため、
杭先端変位量が拡底径の 10%に達した時の杭頭荷重であ表－４ 杭頭荷重および拡底領域頂部軸力る 11,944kN を Po とした。杭 No.4 は、荷重保持中に杭先

杭 No.

Po (kN)Pp (kN)

端変位量が拡底径の 10%を超えて荷重を保持できなく

1

9,800

6,344

64.7

25.6

なったため、30 分荷重を保持した前段階の杭頭荷重で

215,20011,61776.4

26.8

ある 20,500kN を Po とした。

3

11,944

5,922

49.6

21.5

4

20,50014,553

71.0

23.9

5

12,777

4,877

38.2

17.5

6

16,500

8,039

48.7

19.3

杭 No.5 は、荷重保持中に杭先端変位量が拡底径の10%を超えたが、そのまま 30 分荷重を保持したため、
杭先端変位量が拡底径の 10%に達した時の杭頭荷重であPp／Po(%) Lp／Lo(%)

る 12,777kN を Po とした。杭 No.6 は、荷重保持中に杭先抜き抵抗力の負担割合が大きいことがわかる。さらに、

端変位量が拡底径の 10%を超えて荷重を保持できなく

Po に対する Pp の割合は、砂質地盤で約 65%～76%、粘なったため、30 分荷重を保持した前段階の杭頭荷重で土質地盤で約 50%～71%、互層地盤で約 38%～49%であある 16,500kN を Po とした。

る。すなわち、拡底領域で全体の約 1/3～2/3 程度の引抜き抵抗力を負担しており、傾斜角が大きいほど、負担割

図－７によれば、全ての杭において杭頭荷重はSp/Dw が小さい領域で急激に増加し、その後、杭先端変位比が 10%合が大きいことがわかる。

を超えるまで緩やかな増加傾向を示している。また、傾斜ｄ．傾斜角の違いによる周面抵抗力度の比較
第 2 限界抵抗力時における傾斜角の違いによる拡底領

角が大きいほど Po が増加することを確認した。

域の周面抵抗力度（Pp を拡底領域の側面積で除した値）
砂質地盤

No.1
No.2

粘土質地盤

PO = 9,800kN
10,000と変位量の関係を図－９に示す。なお、砂質地盤におけ

No.5
No.6

互層地盤

る 0°の周面抵抗力度は、図－４に示す杭 No.1 および杭PO = 16,500kN

杭頭荷重(kN)

PO = 1,5200kN
15,000PO = 20,500kN
杭頭荷重(kN)No.2 の拡底領域と同深度における杭 No.5 および杭 No.6の軸部の周面抵抗力度を、互層地盤における 0°の周面PO = 11,944kN

抵抗力度は、杭 No.5 および杭 No.6 の拡底領域と同深度

PO = 12,777kN

における杭 No.3 および杭 No.4 の軸部の周面抵抗力度を用いた。一方、粘土質地盤では同深度に位置する直杭の5,000

データがないため、建築基礎構造設計指針 5)の式を用い

0
0.00
0.00

0.05
0.05

▲：第2限界抵抗力

0.10
0.00 0.05
0.05
0.10 0.15
0.15 0.20
0.200.00
Sp/Dw

0.10
0.10

▲：第2限界抵抗力

0.15
0.00 0.05
0.05
0.15 0.20
0.200.00
Sp/Dw

0.10
0.10

て算出し図中に「No3 AIJ」、
「No4 AIJ」として記載した。

0.15 0.20
0.20
0.15
Sp/Dw

800

図－７ 杭頭荷重－杭先端変位比関係

No.1
No.2
No.5
No.6

砂質
地盤
600
周面抵抗力度 (kN/m2)

ｃ．杭頭荷重に対する拡底部直上軸力の割合
以後の載荷試験結果を整理するにあたり図－８に示す①+②+③を拡底領域と定義する。
Po および図－８に示す拡底領域頂部のひずみゲージの値を用いて式(1)から算出した軸力（以下、拡底領域
頂部軸力：Pp ）をまとめたものを表－４に示す。また、

⑦-先端
⑦-先端
⑦-⑧
⑦-⑨

粘土質
地盤

400

θ =5.8°

θ =0°
200

θ =0°

互層
地盤

▲：第2限界抵抗力▲：第2限界抵抗力

θ =12°

No.3 ⑧-先端
No.4 ⑪-先端(kN/m2)▲：第2限界抵抗力

周面抵抗力度

杭頭荷重(kN)

20,000No.3
No.4

周面抵抗力度 τ (kN/m2)

25,000θ =12°

θ =5.8°▽No.4 AIJ（θ =0°）No.5 ⑩-先端
No.6 ⑩-先端
No.3 ③-⑤
No.4 ③-⑤▲：第2限界抵抗力

θ =12°
θ =5.8°▽No.3 AIJ（θ =0°）

θ =0°

表－４に杭長（Lo）に対する拡底領域の長さ（Lp）の割

θ =0°
0

合を併記する。
Po に対する Pp の割合は、Lo に対する Lp に比べて約 2.2

0100

200 300200
300 00
変位量(mm)100
100

200 30030000
変位量(mm)100

200 300200
変位量(mm)

図－９ 傾斜角の違いによる周面抵抗力度の比較～3.0 倍の値となっており、拡底領域が軸部に比べて引- 56 -

奥村組技術研究年報 No.49

図－９によれば、第 2 限界抵抗力時における拡底領域

2023 年 9 月(b) 支持力係数の周面抵抗力度は、地盤種別の違いに関係なく、傾斜角

傾斜部の支持力係数（砂質地盤：λ、粘土質地盤：μ）
は、前述した傾斜部周面抵抗力度を傾斜部区間のNs おの増加に伴い大きくなることがわかる。
例えば砂質地盤では、傾斜角 5.8°は 361kN/m

2、傾斜よび qu で除して求める。表－５に支持力係数を図－12

角 12.0°は 470kN/m2 で、対応する直杭の周面抵抗力度

および図－13 に傾斜角と支持力係数の関係を示す。

（182kN/m2、273kN/m2）の平均値 228kN/m2 と比較すれ

ここで、文献 13)では λおよび μに関する評価式としてば、傾斜角 5.8°は約 1.6 倍、傾斜角 12.0°は約 2.1 倍の式(2)および式(3)を提案している。同図に式(2)、式(3)お値を示している。また、傾斜角 12.0°は傾斜角 5.8°とよび文献 6)～12)の実験結果を併記する。ただし、比較の比較して約 1.3 倍の値を示している。

ため文献 13)に示される評価式中の低減係数ζを 1.0 としている。

粘土質地盤および互層地盤においても同様の傾向が見られた。

λｅ．傾斜部の支持力係数μ4⁄9 ∙ θ1⁄120 ∙ θ

（3°≦θ≦12°）(2)

2⁄5 （3°≦θ≦12°）

(3)

8⁄3

砂質地盤で傾斜角 12°の杭 No.2 の支持力係数 λは、傾(a) 傾斜部周面抵抗力度
傾斜部の引抜き方向の周面抵抗力は、Pp から、①軸部

斜角 5.8°の杭 No.1 の値の 1.1 倍程度、粘土質地盤で傾斜および③立上り部の周面抵抗力を差し引いて求め、それ

角 12°の杭 No.4 の支持力係数 μは、傾斜角 5.8°の杭を傾斜部の側面積で除して傾斜部周面抵抗力度を求めた

No.3 の値の 1.2 倍程度となり、定着地盤の種別にかかわ（後述の「支持力係数」とともに表－５に示す）。

らず傾斜角が大きくなると支持力係数は増加することが

図－10 および図－11 に傾斜部周面抵抗力度と傾斜部認められる。また、砂質地盤の杭 No.1 および杭 No.2、粘区間の平均 N 値（以下、Ns ）および平均一軸圧縮強度

土質地盤の杭 No.3 および杭 No.4 において、式(2)および（以下、qu ）の関係を示す。同図には、比較のため同種

式(3)により求めた値を十分に上回ることが確認できる。

の実験結果が掲載されている文献 6)～12)の値を併記する。

表－５ 傾斜部の周面抵抗力度および支持力係数

砂質地盤では、傾斜角に関係なくNs が増加すると

傾斜角 傾斜部周面
θ
抵抗力度
(°)
(kN/m2)

杭
No.

定着
地盤

1

砂質

5.8

369

34

抗力度が大きくなり、傾斜角が 12°未満では比較的緩

2

砂質

12

507

やかに増加する傾向がみられる。ただし、直杭ではそ

3

粘土質

5.8

の傾向はみられない。

4

粘土質

12

傾斜部周面抵抗力度が大きくなる傾向がみられる。また粘土質地盤では、傾斜角 12°では一部ばらつきがみられるものの、qu 値が増加すると同様に傾斜部周面抵

800
600
400

μ

―

10.8

―

43

―

11.8

―

384

―

268

―

1.43

713

―

422

―

1.69

実験データの回帰線

20
9)

8)
7)

6)
6)

200

λ

(kN/m2)

25

10)

9)

×：直杭
○：θ＜12°△：θ＝12°□：θ＞12°支持力係数 λ傾斜部周面抵抗力度（kN/m2）

1000

qu

Ns

15

No.2

8)

No.1

7)

6)
9)

10

No.1

0

6)

×：直杭
○：θ＜12°△：θ＝12°□：θ＞12°

No.2

6)

5

6)

6)

10)

式(2)

0
0

10

20

30

40

50

60

70

平均N値（

80

0

2

4

6

8

10

12

14

16

）

18 20 22
傾斜角θ（°）

図－12 砂質地盤：傾斜角－支持力係数 λの関係

1,000

3.0
×：直杭
○：θ＜12°△：θ＝12°□：θ＞12°

800
600

No.3

9)

400
8)

200

11)
11)
11)

実験データの回帰線

2.5

No.4
支持力係数 μ傾斜部周面抵抗力度（kN/m2）

図－10 傾斜部周面抵抗力度－平均 N 値の関係

7)
12)
12)

No.4

2.0

No.3

1.0

11)
11)

0.5

11)

8)

9)

7)

11)
12)
12)

1.5

11)
×：直杭
○：θ＜12°△：θ＝12°□：θ＞12°

式(3)

0.0

0
0

100

200

300

400

500

平均一軸圧縮強度（600

0）（kN/m2）

2

4

6

8

10

12

14

16

18 20 22傾斜角θ （°）

図－13 粘土質地盤：傾斜角－支持力係数 μの関係

図－11 傾斜部周面抵抗力度－平均一軸圧縮強度の関係- 57 -

奥村組技術研究年報 No.49

ｆ．変断面位置の軸力評価

2023 年 9 月

ⅲ．変断面位置では、ひずみから軸力を算定する方法

先に示した式(1)による軸力の算出方法は、直杭の実として軸部と同一方法を適用するのは難しく、別験結果から導かれたものである。本実験では、杭 No.5

途検討する必要がある

および No.6 の拡底部内にひずみゲージを設置して、変【参考文献】

断面位置における式(1)の適用性を確認した。

1) 日本建築学会、「高強度コンクリートの技術の現状」、

図－14 に各載荷サイクルにおける深度方向のひずみ

2009

および軸力分布を示す。どちらの杭においても深くなる
ほどひずみは小さくなった。一方、第 2 限界抵抗力付近

2) 出雲淳一、島 弘、岡村 甫、「面内力を受ける鉄筋における軸力分布を見ると、変断面位置である 11 断面

コンクリート板要素の解析モデル」、コンクリート工の軸力は直上位置の 10 断面の軸力より大きい値となっ学、Vol.25、No.9、pp.107-120、1987

た（図中〇部）。本試験は引抜き方向の載荷試験であり、

3) 福浦尚之、「4 方向にひび割れを有する鉄筋コンクリー
ト要素の履歴依存型構成モデル」、1998、博士論文

拡底領域において深さ方向の軸力が逆転することは考え

4) 中西義隆、渡邊

にくい。すなわち、変断面位置においては、ひずみから

徹、堀井良浩、濱健太郎、村松晃

軸力を算定する時に軸部で用いた式(1)を適用するのは次、藤田峻也、「砂質地盤に拡大部を設けた場所打

難しく、別途検討する必要があると考えられる。

ちコンクリート杭の引抜き抵抗に関する研究（その 1
実験概要）」、日本建築学会大会学術講演梗概集、

60 ①

0

1,000

ひずみ(μ)
2,000 3,000

④

0

5

深度(GL-m)

0②③

深度(GL-m)

0

No.5

N値
20 40

10

10

軸力(kN)
20,00010,00020214、pp.427-428、2020.9

05) 日本建築学会、「建築基礎構造設計指針」、20196) 渡邊 徹、中西義隆、堀井良浩、濱健太郎、村松晃

5⑤次、藤田峻也、「砂質地盤に拡大部を設けた場所打

⑥
⑦

15

⑧
⑨
⑩
⑪

杭頭荷重(kN)
1000
3000
5000
7000
9000
11000
12500
13000

20

⑫

ちコンクリート杭の引抜き抵抗に関する研究（その 2実験結果）」、日本建築学会大会学術講演梗概集、

杭頭荷重(kN)
1000
3000
5000
7000
9000
11000
12500
13000

15

20

20215、pp.429-430、2020
7) 二川和久、内田和久、「場所打ち拡底杭の引抜き載荷
試験、および引抜き力－引抜き量関係に関する考察

θ=5.8°a）杭 No.5
60

No.6
①
②
③
④

0

1,000

0

5

深度(GL-m)

N値
20 40

10

10

深度(GL-m)0（その 1 引抜き載荷試験）」、日本建築学会大会学術

ひずみ(μ)
2,000 3,000

0

講演梗概集、20248、pp.495-496、2021

軸力(kN)
20,00010,00008) 太田雄介、沼本大輝、中岡章郎、「杭軸部中間に拡底部を有する杭の鉛直載荷試験」、長谷工技報 No.35、

5

pp.1-6、2018⑤⑥9) 佐野大作、森 利弘、矢島淳二、大久保健治、飯田

⑦
⑧
⑨

15

⑩
⑪

20

θ=12°

努、
「先端および中間部に拡径部を有する杭の支持力

15
杭頭荷重(kN)
1500
4500
7500
10500
13500
16500

特性（その 2 拡径間隔および拡径比の影響を考慮

杭頭荷重(kN)

20

1500
4500
7500
10500
13500
16500

した支持力評価）」、日本建築学会大会学術講演梗概
集、20209、pp.417-418、2014b）杭 No.610) 平井芳雄、青木雅路、丸岡正夫、「場所打ち拡底杭

図－14 深度方向のひずみおよび軸力分布の引抜き抵抗について」、日本建築学会大会学術講演
梗概集、20278、pp.555-556、2004
11) 中西義隆、小座間琢也、渡邊

４．まとめ

徹、堀井良浩、濱健太郎、「粘土質地盤に拡大部を設けた場所打ちコン
実大の場所打ち拡底杭を用いて引抜き載荷実験を行い、クリート杭の引抜き抵抗に関する研究（その2 実験結拡底部の引抜き抵抗性能を確認した。主な結論を以下に果）」、日本建築学会大会学術講演梗概集、20251、示す。

pp.501-502、2021

ⅰ．地盤種別の違いに関係なく、傾斜角の増加に伴い

12) 平井芳雄、若井修一、青木雅路、「拡径部を有する

最大引抜き荷重、第 2 限界抵抗力、拡底領域の周場所打ちコンクリート杭の原位置引抜き試験」、基礎面抵抗力度が大きくなる

工、Vol.39、No.11（460）、pp.60-63、2011.11

ⅱ．実験結果から算出した支持力係数（砂質地盤：λ、13) 新井淳マウリシオ、中西義隆、久保 豊、「場所打粘土質地盤：μ）は、文献 13)で提案される評価式

ち拡底杭の引抜き耐力の評価」、基礎工 Vol.43、No.8

を上まわる（505）pp.68-72、2015.8- 58 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



扁平梁工法の構造性能に関する実験的研究－その２

ねじり耐力の評価－

Experimental Study on Structural Performance of RC Flat Beam System-Part 2 : Evaluating Torsional Strength 秋竹壮哉 ＊
要

岸本

剛＊

山際

創＊＊

浜口慶生 ＊ ＊ ＊旨集合住宅等において、通常の梁よりも梁せいを小さくする代わりに、梁幅を柱幅よりも大きくした扁平梁を採用することで、プランの自由度が高まり、有効天井高や窓開口を大きく確保できる、などのメリットが生まれる。既報 1) において、梁幅を柱幅の 2～3 倍とした扁平梁と柱から構成される部分架構実験シリーズ 1、2 を行って、既往式を準用した設計式が、柱幅外の梁主筋の影響を考慮した扁平梁曲げ耐力および扁平梁と柱の接合部せん断耐力を安全側に評価できることを確認した。
今回、設計式の合理化や、適用範囲の拡大を目的として部分架構実験シリーズ 3 を行った。その結果、ねじれの設計式において、直交梁が存在する場合は、直交梁と跳出し部のねじり耐力を累加しても安全側に評価できることを確認した。また、追加で実施した試験体においても、扁平梁柱接合部のせん断耐力を既報の提案式で安全側に評価できることを確認した。
キーワード：扁平梁、柱梁接合部、ねじり耐力、曲げ耐力、せん断耐力

さらに、扁平梁せいが 500mm よりも大きい場合の構造

１． まえがき

性能や設計式の適用性等については研究事例も少ない。
集合住宅において住戸内や外周梁の梁せいを極力小さ

そこで、これらの構造性能を明らかにし、扁平梁工法のくすることは、商品力向上に大きく寄与する。過去の研適用範囲を確認するために構造実験を行った。本報では、究において、スラブが梁を介さずに直接柱と一体化されその実験概要と結果の考察を示す。

たフラットプレート構造に関する実験を行い、「奥村式フラットプレート工法」を確立し、実建物へ適用した 2)～4)２．実験概要。ただし、架構の耐力や剛性が小さいことから、中低層の集合住宅などに採用が限定されていた。

2.1 試験体形状

そこで、よりプランの自由度が高められ、有効天井高表－１に試験体一覧を、図－１に代表的な試験体の詳や窓開口を大きく確保でき、高層・超高層の集合住宅に細図を、表－２に材料試験結果を示す。試験体は、接合

おいても採用できる工法として、通常の梁よりも梁せい

部せん断耐力を確認するために接合部せん断破壊が先行を 500mm 程度と小さくする代わりに、梁幅を柱幅よりするように計画した試験体（以下、せん断試験体）2 体、も大きくした「扁平梁工法」に着目し、その構造性能を既報の実験（シリーズ 1、2）にはなかった跳出し部の明らかにするために構造実験を実施した 1)。その結果、ねじり破壊が先行するように計画した試験体（以下、ね

柱幅外に配置される梁主筋が負担する応力は柱幅内より

じり試験体）4 体の計 6 体である。

も低く、梁主筋応力は梁幅内で一様ではないこと、そのシリーズ 3 の試験体 6 体は、扁平梁の扁平率を 2.0 と場合でも扁平梁の扁平率（梁幅／柱幅）が 2 程度であれ

し、扁平梁せい 250mm の場合について、跳出し部ねじば RC 基準による曲げ耐力式で評価できること、さらに、り破壊型を想定した十字形試験体 HN-7、直交梁を設け

従来の指針などでは想定していない梁幅が柱幅を超える

た場合の跳出し部ねじり破壊型を想定した十字・ト字形

場合における接合部せん断耐力についても提案する設計

試験体 HN-8・HG-5、扁平梁せい 400mm の場合につい式により、安全に評価できることを確認した。

て、跳出し部ねじり破壊型を想定した十字形試験体

一方、扁平梁において柱幅より跳出した部分のねじり

HN-9、接合部せん断破壊型を想定した十字形試験体破壊時の耐力評価方法や、それに与える直交梁の影響、

HN-10、梁芯が柱芯から偏心した場合の接合部せん断破

 ＊ 技術本部技術研究所建築研究グループ

 ＊ ＊ 東日本支社建築設計部- 59 -

 ＊ ＊ ＊ 西日本支社建築設計部

奥村組技術研究年報 No.49

壊型を想定した十字形試験体 HN-11 で構成される。

2023 年 9 月

×1000mm、梁せい 500、800mm、階高 3000mm、梁ス
パン 7000～9000mm 程度を対象としており、加力装置

試験体は、柱と扁平梁からなる部分架構を取り出し、実建物での適用範囲を考慮し、Fc24、36、柱断面 1000の制約上、試験体の縮尺は 1/2 とした。

表－１ 試験体一覧（シリーズ 3）
試験体

架構
形状

Fc
2

(N/mm )扁平梁

直交梁

B g ×D g

B gr ×D gr

(mm)

(mm)

HN-7

柱
想定
破壊
形式

扁平梁

主筋

帯筋

配筋

配筋

直交梁

主筋
配筋

pt
(%)

主筋

あばら筋

配筋

配筋

配筋

―

―

D13@60, 7本(SD345)

1.03

2-S6@55(KSS785)

D13@350,2本(SD345)0.29

2-D6@55(SD295A)

D13@60, 3本(SD345)

0.51

―
十字形
1000×250HN-8
36

300×450

HG-5 ト字形

跳出部
ねじり

24-D19(SD345)HN-9
1000×400
HN-10 十字形―
24625×400
片寄せ配置

HN-11

14-D16 3-D10@75(SD345) (SD295A)

接合部
せん断

(注) 1) 扁平率は共通で2.0
2) 柱断面は共通でBc×Dc＝500×500

24-D19(SD390)
24-D19(SD345)

4-S10@60(KSS785)

11-D19(SD490)1.64

ねじり補強筋

あばら筋

7-D6@100(SD295A)

11+4-D19(SD490)1.30

12+3-D19(SD490)1.29

10-D6@100(SD295A)

9+2-D19(SD490)

1.51

7-D6@75(SD295A)

4-D13(SD345)

配筋――

D13@60, 7本(SD345)4)pwh=awh/(Dg･(Dc+d))、awh：ねじり補強筋総断面積、Dg：扁平梁せい、Dc：柱せい
5)柱梁接合部帯筋は、3-D10×2段または3段(SD295A)

HG-5

HN-8

表－２ 材料試験結果

HN-11

図－１ 試験体詳細図- 60 -(%)

0.54

3)pt=at /(Bg･d)、at ：扁平梁引張主筋断面積、Bg：扁平梁幅、d：梁有効せい

HN-7

p wh

0.53
0.53

奥村組技術研究年報 No.49

2.2 加力方法

2023 年 9 月

３．実験結果および検討

加力装置を図－２に示す。柱に一定軸力 N（軸力比η=N/(σB×Bc×Dc) = 0.1、ただし、σB はコンクリート実圧縮

3.1 荷重－変形関係および破壊状況

強度、Bc は柱幅、Dc は柱せい）を与えた状態で、十字

図－３に各試験体の荷重と層間変形角の関係を、写真

形架構は扁平梁両端部の加力点変位を逆対称に、ト形架－１に試験体の典型的なひび割れの状況を示す。

構は扁平梁片端部の加力点変位のみ制御して上下方向に各試験体の共通のひび割れ発生状況として、R=0.1×

加力を行った。扁平梁を片寄せ配置した試験体は、パン

10-3rad から 0.4×10-3rad 時において梁側面または梁上面

タグラフにより加力点の扁平梁の傾きを拘束した。また、に梁初期曲げひび割れが発生し始め、R=0.5×10-3rad か

十字形架構端部では試験体にかかる治具の重量を、ト形

ら 1.0×10-3rad 時には梁上面全幅にわたって曲げひび割

架構では治具に加えて試験体自重（扁平梁部自重の 1/2

れ（BFC）が発生した。R=1.5×10-3rad から 2.5×10-3rad相当）をカウンターウエイトでキャンセルした。

時には、柱梁接合部領域の柱幅外の梁跳出し部（以下、載荷履歴は、層間変形角 R=±（2.5、5.0、10、15、20、

跳出し部と称す）上面にねじれによる斜めひび割れ

30、40）/1000 rad の 7 水準を 2 サイクルずつ繰り返し、（JPC）が発生し、梁せい 250mm の試験体では R=4.5×

その後、R=＋100/1000rad まで一方向単調載荷を行った。

10-3rad から 7.5×10-3rad 時に、梁せい 400mm の試験体
では R=1.9×10-3rad から 2.8×10-3rad 時に跳出し部側面にせん断ひび割れ（JSC）が発生した。なお、ト字形試
験体（HG-5）では R=10.1×10-3rad 時に跳出し部背面に押2000kN引1000kN
油圧ジャッキ

ねじれによる鉛直ひび割れ（JBC）が発生した。また、N

1軸ピン支承R=15×10-3rad から 30×10-3rad 時には、柱幅内の梁端部

柱上部支持治具

コンクリートの圧壊（BCF）が発生し、十字形試験体で＋Qc

は R=10.5×10-3rad から 20.1×10-3rad 時に柱角からの鉛

試験体

＋Qs2

＋Qs1
＋Qc

±500kN
ロードセル

カウンター
ウェイト

直ずれひび割れ（BVC）が発生し始めた。

±500kNロードセル

1軸ピン支承柱下部支持治具

押1000kN引500kN
油圧ジャッキ【主な発生現象】[扁平梁]
BFC ：梁全幅にわたる曲げひび割れ
BVC ：柱角からの鉛直ずれひび割れ
BCF ：材端部コンクリートの圧壊
BTY ：梁主筋の引張降伏
STY ：梁あばら筋の引張降伏

押1000kN引500kN
油圧ジャッキ図－２ 加力装置

250
200

BTY
JSC

150

JPC

100

BCF

-20 -50 0-150-Q max(= -200-169kN)

0.8Q max-3

R (×10 rad)

400

BTY

20

60

100 -4080-300-Q max(=-400-397kN)

-500

-3

20

40

60

100 -4080

BCF Q max(= 399kN)

JTY

0.8Q max

-3

40

60

80

R 80 = 36.9 ×10-3rad-200-Q max(=

HN-9-310kN)

-500

-200
-250

500

-3

20

40

60

80

-200
-232kN)- 61 -Q s (kN)

Q max(= 236kN)
0.8Q max

-500

BTY

-3

R (×10 rad)

20

40

60

80

100

R 80 = 48.2 ×10-3radR max = 29.5 ×10-3rad

-300
-400

100

JTY・
KTY

0
-20
-100 0

80

HG-5

100

R 80 = 100.4 ×10-3rad 以上 -Q max(=

図－３ 荷重と層間変形角の関係

60

R max = 24.6 ×10-3rad200

R max = 30.0 ×10-3rad

HN-10

40

R 80 = 32.0 ×10-3rad

OTY

300

BFC

100 -40

20

400

BVC

R (×10 rad)

-300
-400

-Q max(=-202kN)

BCF
JSC
JPC

0
-20
-100 0-20-50 0
-150

BCF・
KTY
Q max(= 327kN)

100

R max = 20.1 ×10-3rad

JTY

BTY

R (×10-3rad)

0
-100

200

BFC

100 -40

Q s (kN)

400
300

BVC
JPC
JSC

R (×10 rad)

500

KTY

0.8Q max

50

R max = 27.0 ×10-3rad

HN-8

HTY Q max(= 192kN)

100

BFC

R 80 = 36.9 ×10-3rad

Q s (kN) BCF

150

JSC

-Q max -200

Q s (kN) STY

200

JBC

R (×10 rad)0
-20 -50 0

250

BTY

JPC

(=-181kN) -250

0
-200

HTY

0.8Q max

-150

HN-7

20

KTY
Q max(= 188kN)

-100

KTY

100
-20
-100 0

BCF

50

R max = 26.9 ×10-3rad

200

BFC

Q s (kN)

200
100

BFC

R 80 = 34.4 ×10-3rad

300

BVC
JSC
JPC

40

250
150

JPC

-250

500

KTY

BVC
BTY
JSC

Q max(= 178kN)

0
-100

-40

BVC

50

BFC

-40

Q s (kN)[柱梁接合部（柱幅外の梁跳出し部）]
JPC ：跳出し部上面の斜めひび割れ
JBC ：跳出し部背面の鉛直ひび割れ
JSC ：跳出し部側面のせん断ひび割れ
KTY ：ねじり補強筋の引張降伏
JTY ：接合部帯筋の引張降伏
OTY ：直交梁主筋の引張降伏
HTY ：かんざし筋の引張降伏

HN-11

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

跳出し部ねじり破壊型で梁せいが 250mm の十字型試（JTY）が順次生じたが、柱幅内梁主筋および跳出し部

験体 HN-7、HN-8 では、R=+17.0,18.0×10-3rad 時に柱幅に定着された柱幅外梁主筋の一部が降伏する程度に留ま

内で梁主筋の引張降伏（BTY）が生じ、柱幅内梁主筋

り、R=+20.1×10-3rad 時に最大耐力（399kN）に至った。

は塑性ひずみが増加したが、跳出し部に定着されている

その後、R=+20.1 ×10-3rad 時にねじり補強筋の降伏

柱幅外梁主筋では一部が降伏する程度に留まり、HN-7（KTY）が生じ、柱角からの鉛直ずれひび割れ、曲げ-3rad 時に最大耐力（178kN）に、HN-8

では R=+26.9×10

圧縮側梁主筋方向への伸展を伴う跳出し部側面せん断ひ

では R=+27.0×10-3rad 時に最大耐力（188kN）に至った。

び割れが拡大し、限界層間変形角 R80 は+36.9×10-3rad

その後、R=-28.1,33.5×10-3rad 時にねじり補強筋の降伏となった。なお、R=+27.1×10-3rad 時に梁あばら筋の降（KTY）が生じ、柱角からの鉛直ずれひび割れ、曲げ伏（STY）が生じた。これら梁主筋、ねじり補強筋、柱圧縮側梁主筋方向への伸展を伴う跳出し部側面せん断ひ梁接合部帯筋の降伏状況から、跳出し部ねじりおよび接び割れが拡大し、耐力が最大耐力の 80％まで低下した合部せん断による複合破壊によって最大耐力に至ったも変形角を限界層間変形角 R80のと考えられる。

とし、HN-7 では+34.4×10-

3rad、HN-8 では+36.9×10-3rad であった。なお、両試験

接合部せん断破壊型で梁せいが 400mm の十字型試験

体ともに梁あばら筋と柱梁接合部帯筋の降伏は最終変形

体 HN-10 では、R=+24.5～30.0×10-3rad 時に柱梁接合部時まで生じず、HN-8 では、R=+60.1×10-3rad 時にかん帯筋の降伏（JTY）、柱幅外の一部の梁主筋の引張降伏

ざし筋の降伏（HTY）が生じたが、直交梁主筋と直交（BTY）、ねじり補強筋の降伏（KTY）が順次生じ、跳梁あばら筋の降伏は生じなかった。これら梁主筋、ねじ出し部側面せん断ひび割れが拡大していき、R=+30.0×

り補強筋の降伏状況から、跳出し部のねじり破壊によっ

10-3rad 時に最大耐力（327kN）に至った。その後、柱角て最大耐力に至ったものと考えられる。

からの鉛直ずれひび割れ、曲げ圧縮側梁主筋方向への伸跳出し部ねじり破壊型のト型試験体 HG-5 では、展を伴う跳出し部側面せん断ひび割れが拡大し、耐力がR=+13.0 × 10-3rad 時 に 柱 幅 内 で 梁 主 筋 の 引 張 降 伏

やや低下したが、限界層間変形角 R80 は最終変形時の（BTY）が生じ、柱幅内梁主筋は塑性ひずみが増加し、+100.4×10-3rad 以上であった。なお、梁あばら筋の降伏

跳出し部に定着されている柱幅外梁主筋は一部が降伏しは最終変形時まで生じなかった。これら梁主筋、柱梁接た。その後に、定着部近傍における跳出し部上面の斜め合部帯筋の降伏状況とひび割れ幅の拡大状況から、接合ひび割れが拡大するとともに引張ひずみが低下して、部せん断破壊によって最大耐力に至ったものと考えられ-3rad

R=+24.6×10時には最大耐力（192kN）に至った。

る。

ま た 、 R=+25.4 × 10-3rad 時 に は か ん ざ し 筋 の 降 伏

接合部せん断破壊型で梁せいが 400mm の十字型梁片（HTY）が生じ、梁主筋定着部近傍に発生した跳出し寄せの試験体 HN-11 では、R=+26.6×10-3rad 時に柱梁接部上面の斜めひび割れが鉛直ずれを伴って拡大して、限合部帯筋の降伏（JTY）とねじり補強筋の降伏（KTY）

界層間変形角 R80 は+32.0×10-3rad であった。なお、R=-が生じて、跳出し部側面せん断ひび割れが拡大していき、-3rad

時 に 直 交 梁 主 筋 の 降 伏 （ OTY ） が 、

R=+29.5×10-3rad 時に最大耐力（236kN）に至った。そR=+44.1×10-3rad 時にねじり補強筋の降伏（KTY）が生の後、柱幅内梁端部コンクリートの圧壊範囲、柱角からじ、梁あばら筋、直交梁あばら筋、柱梁接合部帯筋の降の鉛直ずれひび割れ、曲げ圧縮側梁主筋方向への伸展を

伏は最終変形時まで生じなかった。これら梁主筋、かん伴う跳出し部側面せん断ひび割れが拡大し、限界層間変

ざし筋の降伏状況とひび割れ幅の拡大状況から、跳出し形角 R80 は+48.2×10-3rad であった。なお、R=+63.9×10-

部梁主筋機械式定着部の上面押し出し定着破壊によって3rad 時に柱幅内の一部で梁主筋の降伏（BTY）が生じた

最大耐力に至ったものと考えられる。

が、梁あばら筋の降伏は最終変形時まで生じなかった。

30.1 × 10

跳出し部ねじり破壊型で梁せいが 400mm の十字型試

これら梁主筋、柱梁接合部帯筋の降伏状況とひび割れ幅

験体 HN-9 は、R=+13.0×10-3 , -14.0×10-3rad 時に柱幅内の拡大状況から、接合部せん断破壊によって最大耐力にで梁主筋の引張降伏（BTY）と柱梁接合部帯筋の降伏至ったものと考えられる。

BFC：梁全幅にわたる曲げひび割れ

JPC：跳出し部上面のねじれによる斜めひび割れ

JSC：跳出し部側面せん断ひび割れ【試験体側面(南面)】

BFC：梁全幅に
JPC：跳出し部上面のわたる曲げひび割れ ねじれによる斜めひび割れ

JBC：跳出し部背面のねじれによるひび割れ

JSC：跳出し部側面せん断ひび割れ【試験体側面(南面)】
写真－１ 典型的なひび割れの状況- 62 -【試験体背面(東面)】奥村組技術研究年報 No.49

3.2 ねじり耐力の評価

2023 年 9 月

ことで跳出し部の最大入力ねじりモーメント値とした。

直交梁がないねじり破壊試験体の、跳出し部ねじり

以上の計算結果から、実験値と計算値の比は、直交梁モーメントの実験値と耐力計算値の比較を表－３に示す。

がなく跳出し部のみで負担させる場合は 1.18～1.54、直直交梁なしの場合、ねじり補強筋が図－４の赤色矢印

交梁があり跳出し部と直交梁どちらにも負担させる場合に示す方向でねじり強度に寄与することとする。コンク

は 1.09～1.31 と安全側に評価できることを確認できた。

リート断面では、柱幅(Dc)の両側に扁平梁の有効梁せい(d)を加えた幅と、扁平梁の応力中心間距離(j)を高さとした図－４の青色で囲まれた範囲がねじりに寄与することとする。ねじり強度（Mtu1）は、既往の研究 5)を参考に式(1)のように、コンクリート負担分（Mtc）とねじり補強筋のダボ効果（Mts）の累加強度として算定した。
Mtu1＝Mtc＋Mts(1)

図－４ ねじり強度算定用概念図

Mtc＝j2 /2･(Bt - j/3)･τs(2)

表－３ 実験値と耐力計算値の比較（直交梁なし）

Mts＝Σ(awh･ln )･σs /√3(3)τs＝0.5√(σB･σt)(4)

ここに、τs：コンクリートねじりせん断強度(N/mm2)、
awh：ねじり補強筋の断面積(mm2)、ln：危険断面中央か

実験値

計算値

試験体

M tD

M tu 1

HN-7
HN-9

(kNm)
186.4
455.2

(kNm)
120.8
386.3

実験値/
計算値
1 .5 4
1 .1 8表－４ 実験値と耐力計算値の比較（直交梁あり）

ら補強筋位置までの距離(mm)、σs：ねじり補強筋の降伏強度(N/mm2)、σt：コンクリート引張強度(N/mm2)

実験値

計算値

試験体

M tD

M tu1 +M tu2

(kNm)

(kNm)

HG-5

103.7

94.8

1.09

HN-8

201.4

153.8

1.31

である。Bt、 j 等の寸法定義に関しては図－４参照
直交梁があるねじり破壊試験体の、跳出し部ねじり

実験値/
計算値

モーメントの実験値と耐力計算値の比較を表－４に示す。
3.3 曲げ・せん断耐力の評価

直交梁がある場合、跳出し部と直交梁がいずれもねじりモーメントを負担すると考え、直交梁のねじり強度

既報 4)のシリーズ 1、2 と、本報のシリーズ 3 の実験（Mtu2）は、既往の研究 6)を参考に式(5)のように、コン

値と計算値の耐力の比較を表－５に、図－５に Qexp /QMu

クリート負担分（Tu）とあばら筋負担分（Ts）の累加強-QVju /QMu 関係を示す。既報において、扁平梁曲げ耐力時度として算定する。

の扁平梁先端荷重計算値（QMu）、扁平梁曲げ終局モーメ

Mtu2＝Tu＋Ts(5)

Tu＝0.64√(σB)･tb2 ･td/3(6)

ント（Mu）は、それぞれ式(8)、式(9)により評価できることを確認している。

Ts＝(0.66+0.33･td’/tb’)At･tb’･td’･tσwy /S（0.66+0.33･td’/tb’≦1.5）(7)

QMu = 2･Mu /Lo(8)

Mu= 0.9･at･σy･d(9)

ここに、Mu：曲げ終局モーメント(N･mm)、at：扁平

ここに、tb：直交梁幅とせいの小さい方(cm)、td：直梁主筋引張鉄筋断面積(mm2)、σy：扁平梁主筋降伏強

交梁幅とせいの大きい方(cm)、tb’：直交梁あばら筋の度(N/mm2)、d：扁平梁有効せい(mm)、Lo：内法スパン

短辺中心間距離(cm)、td’：直交梁あばら筋の長辺中心間(mm)である。

距離(cm)、At：直交梁あばら筋 1 本の断面積(cm2)、2
tσwy：直交梁あばら筋の降伏強度(kgf/cm )、S：直交梁

曲げと同様にせん断も、接合部せん断耐力時の扁平梁

あばら筋間隔(cm) である。

先端荷重計算値（QVju）、接合部せん断強度（Vju）は式(10)、式(11)により評価できることを確認している。

なお、ねじりモーメント実験値 MtD は、まず跳出し部
梁主筋の最大経験ひずみを引張応力に換算し、この引張応力から曲げモーメント略算式より跳出し部に生じる最大入力曲げモーメントを算出する。次にこの値を接合部形状に応じて係数倍（ト形：1 倍、十字形：2 倍）する

- 63 -

QVju = QMu･Vju/Vj(10)

Vju = ･･Fj･bj･Dj(11)

bj = Bc+ba1+ba2(12)

奥村組技術研究年報 No.49

ba1, ba2 = min (bi/2, Dj/4, Bc/4)(13)2023 年 9 月

４．まとめ

ここに、Vj：終局状態設計用せん断力(N)、：接合部
形状係数、：直交梁の有無による補正係数、Fj：接扁平梁の構造性能を確認するため、計6体の部分架構

合部せん断強度(N/mm2)、bj：接合部の有効幅(mm)、

実験を行った。実験結果から、扁平梁架構において、以ba1, ba2：跳出し部有効長さ(mm)、bi：柱側面からこれ下のことが確認できた。
ⅰ．ねじり破壊先行型として計画した試験体において、に平行する扁平梁側面までの長さ(mm)、 Dj：柱せい

直交梁がなく跳出し部のみで負担させる場合のねまたは定着板までの梁主筋定着長さ(mm) 、Bc：柱幅(mm)である。

じりモーメントの計算値に対する実験値の余裕度

図－５の実線は、実験値（Qexp）と計算値（QMu また

強度を累加する場合は1.09～1.31と安全側に評価は1.18～1.54、直交梁があり跳出し部と直交梁のは QVju）が等しい値を示し、この実線を上回れば実験値

したが計算値以上であることを示している。

ⅱ．接合部のせん断破壊先行型として計画した試験体

本報のシリーズ 3 のせん断試験体 HN-10、HN-11 では、
QVju に対する Qexp の比が 1.22～1.24 となり、既報の式ににおいて、梁せいが実大相当で800mmの扁平梁
も、既報の式で安全に評価できることを確認した

より安全側に評価できることを確認できた。したがって、

ⅲ．接合部のせん断破壊先行型として計画した試験体

梁せいが実大相当で 800mm の扁平梁や、扁平梁の片側において、扁平梁の片側側面が柱幅内におさまる

側面が柱幅内におさまるくらい片側に扁平梁を寄せた形

ように片側に扁平梁を寄せた形状でも、既報の式

状でも、接合部せん断耐力を式(5)で評価できると考えらで安全に評価できることを確認したれる。
５．あとがき表－５ 実験値と計算値の耐力比較（曲げ、せん断）本研究で行ったねじり耐力の合理的な評価と、適用条件の拡大により「扁平梁工法」は従来よりも設計しやす
い工法となった。また本工法には、プランの自由度が高まる、有効天井高や窓開口を大きく確保できる、などのメリットがあるため、集合住宅を主な対象として積極的に提案していきたい。
【参考文献】
1) 山際 創、岸本 剛、浜口慶生、服部晃三、｢扁平梁工法の構造性能に関する実験的研究｣、奥村組技術研
究年報、No.45、2019.9
2) 岸本 剛、早川邦夫、岡 靖弘、平松一夫、｢柱とス
ラブからなるフラットプレート架構の構造性能 その1｣、奥村組技術研究年報、No.32、2006.7
3) 岸本 剛、早川邦夫、岡 靖弘､平松一夫、｢柱とス
ラブからなるフラットプレート架構の構造性能 その2｣、奥村組技術研究年報、No.33、2007.7
4) 岸本 剛、山際 創、岡 靖弘、平松一夫、｢スラブと柱で構成するフラットプレート架構の構造性能｣、
奥村組技術研究年報、No.44、2018.9「扁平梁―柱接5) 蛭田 駿、中村聡宏、勅使川原正臣、合部における張出部のねじれ耐力に関する研究」、日
本建築学会学術講演梗概集、2015.9
6) 日本建築学会、「鉄筋コンクリート終局強度設計に関図－５ Qexp / QMu - QVju / QMu 関係

する資料」
、1987

- 64 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

スラブ湿潤状態評価技術の開発－光学センサと自律走行式ロボットによる自動評価システムの構築－
Development of an Evaluation Method of Wet Conditions on Concrete Slabs-Building a System Incorporating Optical Sensors and Autonomous Mobile Robots 増田貴之 ＊要

赤星博仁 ＊ ＊旨スラブコンクリートの施工において、コンクリート打設後にスラブ表面の湿潤状態を適切に維持することは品質管理上大変重要である。しかしながら、金鏝仕上げ後の湿潤養生開始時期の判断や酷暑期における湿潤状態の管理は難しく、その湿潤状態の評価は管理者の目視判断に拠るため、定量的かつ適切な判断がなされているとは言い難い。また、湿潤状態を維持するためには、作業面においても多くの労力を要する。そこで湿潤状態を定量的に評価できるセンシング技術の開発に着手した。まず、円偏光として照射する近赤外光に着目した光学ユニットを提案し、その有効性を室内実験により確認した。さらに、本センシング技術を搭載した自律走行式ロボットを用いて、スラブ
面の湿潤状態を自動的に判定しマッピング表示するシステムの構築を行い、その現場適用を試みた。
その結果、現場実装への可能性を確認した。
キーワード：スラブ、近赤外光、円偏光、水の吸光特性、自律走行式ロボット、省力化の高い波長域の光と低い波長域の光の 2 つの波長の近赤１．まえがき外光を照射して、水分の吸収度合いを測定する装置が提近年、EC サイトなどの増加を受け、大量の配送物を案されている 2)。しかし、これは近赤外分光法を用いた保管できる物流施設が増加している。そうした物流施設

ものであり、水分量を正確に測定することが目的であるのスラブはコンクリートの直床仕上げの場合が多く、表ため、装置が比較的大きく汎用性に欠ける。また、スラ面が露出した状態となるため、打設後の湿潤養生は大変

ブのような大きな面積に対して湿潤状態を管理する用途

重要な作業である。コンクリートには普通ポルトランドには、運用・機能・取得データ処理方法・費用などの観セメントが用いられることが多く、概ね 5 日以上の湿潤点から種々の問題がある。
そこで今回、スラブ表面の湿潤状態を非接触でかつ簡養生期間が求められている。
所要の高品質を得るべく、適切な湿潤状態を維持する単な機構で評価できるセンサの開発を行った。加えて管ために散水後のスラブ表面を養生マットで覆うなどして理業務の省人化を図るために、自動で湿潤状態を計測で管理が行われている。また、人的管理が主流であるため、きるロボットの開発を行った。本報では、同状態を定量

一定のスキルを有する人材の確保や管理コストの負担が的に評価できる近赤外光を用いたセンシング技術の概要、増えるといった問題がある。現在、そうした養生管理の

そのセンシング技術の有効性を確認した室内実験および、負担を軽減するために、スラブと養生マットの間に湿潤センサを搭載した自律走行式ロボットを用いてスラブ湿状態を検知するセンサを配置して、湿潤養生を管理する

潤状態を自動でマッピング表示するシステムを試行した技術が提案されている 1)。しかし、スラブ面積が大きい

現場適用実験について報告する。

場合、多くのセンサを設置する必要があり、やはり人材確保および管理コストの負担が発生している。

２．近赤外光を用いたセンシング技術の概要

こうした人的負担を軽減するために、配置型の測定端子を用いることなく、スラブ表面の湿潤状態を自動的に

スラブ表面の湿潤状態を評価するために、光の性質に管理できる技術や装置の開発が強く望まれている。こう着目した。光を鏡に照射した場合、反射されることは周した中で、コンクリートの水分量を測定するものとして、知であり、その鏡はスラブ上の湿潤養生がなされている

乾燥したコンクリートに水を散布したのち、水分吸収率

状態で再現することができる。この現象は水面に太陽光 ＊ 土木本部土木工務部＊＊

技術本部技術研究所建築研究グループ- 65 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月が反射される光景からも理解でき、光の物理的な特性で吸収されて、帰還する光量は減少する。したがって、湿ある偏光状態が作用したものである。具体的には、光が潤状態ではレーザ光の反射量が大きく、乾燥状態では円偏光状態で水膜に照射された場合、光は全反射を起こ

レーザ光の反射量が小さくなることが分かる。

すという現象である。光は、P 波（Parallel 波）および S

この関係性を、３章で言及する室内実験で確認し、ス波（Senkrecht 波）に分解可能な二つの直行する電磁波

ラブ表面の湿潤状態を評価できる基礎技術とした。このである。そして、P 波と S 波の位相差がない状態を直線基礎技術を応用し、図－４に示す通り、光学センサを開偏光と呼び、伝搬方向に直線的に運動する。これに対し、発した。センサ内では、円偏光のみの受光量を計測でき

P 波と S 波の位相差が 90 度の状態を円偏光と呼び、伝るように内部で制御しており、光検出器において受光量

搬方向に螺旋的に運動する。図－１に示す通り、円偏光を電圧に増幅変換する仕様としている。

は伝搬方向において回転運動しながら進むため、反射面に対して浅い角度で照射されることになり、同じ回転運動を保ったまま水膜により反射される。これは、水切りという遊びから現象が確認できるように、水面に対して回転させながら石を投げた場合、水面に対して浅い角度
であればあるほど石は飛び跳ねる。この現象と円偏光の反射現象は似ているため、光の形状を円偏光として開発することとした。
上記の現象は、光が水膜に対して垂直に照射した場合反射に確認できる。一方、垂直でない場合、光の一部は反射されずに水膜内に侵入することになる。そこで、水の吸伝搬方向

光特性を利用することで、スラブ表面の湿潤状態をより

図－１ 円偏光の反射現象

厳密に評価できると考えた。吸光特性とは、物体が特定の波長の光を吸収する特性のことで、例えば水は近赤外光であるλ=700nm より長い波長の光を吸収する特性がある。特に、図－２に示す通り、水の分子構造のうち
O-H の伸縮振動と 変角振動によ る吸収帯であるλ

水
の
吸
収
ス
ペ
ク
ト
ル

=1,940nm や、H-O-H の伸縮振動による吸収帯であるλ=2,900nm やその半分の波長であるλ=1,450nm に大きな吸収が認められている。しかし、これら近赤外光を用いた技術はあるものの、先に課題として挙げている通り、
スラブ表面の湿潤状態の評価には利用できない。また、

水の吸光特性が現れる波長域

波長が長くなるにつれ、その光源やセンサは一般に技術難易度が高く、コストが高くなるといったデメリットが挙げられる。そこで本技術では、技術難易度とコストの600

バランスを鑑みて、λ=1,450nm を用いたセンシング技

1000

2000

3000

波長（nm）

術を開発することとした。

図－２ 水の吸光特性

スラブ表面には多少の凹凸が存在するため、図－３のように模式図として表現することができる。スラブ表面が湿潤している状態、すなわち水が表面の凹凸を被覆し照
射光ている場合には、レーザから照射された光が水面で全反射され、照射光はほぼ全て帰還することになる。一方、

反
射
光

水

スラブ表面が乾燥過程にある状態、すなわち表面の一部が露出し始めると、表面に存在する凹凸が水から突出して空気中に出現する。この出現時にレーザを照射した場
合、凹凸によって拡散反射されることになり、湿潤時よスラブ

りも帰還する光量が減少する。また、凹凸に微細な水分が含まれている場合は、表面張力によって覆われた水膜

図－３ スラブ表面の湿潤状態と光の反射状態を表す模式図に対し、照射光は角度を有して照射されるため、一部の光が水に侵入する。その結果、光が吸光特性により水に- 66 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

まず、LD1 での計測結果と水位の関係の一例を図－光源７に示す。LD1 での計測値は、大小関係が逆転しておレンズり、さらに実験条件からの規則性が認められないことか

偏光ビーム
分離器

ら、有効性と再現性の確認には至らないことが分かる。
次に、LD2 での計測結果と水位の関係を図－８に示

光検出器

波長板

す。LD2 での計測値は、全水準において大小関係が逆照射光

転していないことが分かる。さらに、実験に用いた全水

反射光

準での計測値が 1,750mV 付近と 2,200mV 付近の 2 つの範囲に集約されており、概ね良好な再現性を確認できる。
2 つの範囲に分かれた大きな理由は、気温による影響でスラブあることが分かるが、気温による計測値の違いがあったとしても、計測値の大小関係が逆転していないことから、

図－４ 光学センサの内部機構

湿潤状態を評価することに影響はないと判断した。
最後に、スラブ表面の湿潤状態と計測値の関係につい３．室内実験

て考察する。スラブ表面の凹凸が水面に露出していない状態を「湿潤状態」、スラブ表面の一部の凹凸が水面よ3.1 実験概要

り露出した状態を「半乾燥状態」、スラブ表面の多くの開発したセンシング技術の有効性を検証するため、コ

凹凸が水面より露出した状態を「乾燥状態」と分類した。

ンクリートの湿潤状態と受光計測値との関係を室内実験

これら 3 つの状態は計測値の大小関係に従っており、により確認した。試験体としたコンクリートは、平面「湿潤状態」は計測値が 1,200mV 以上、「乾燥状態」は100×100mm、高さ 50mm で、表面に水膜を張り、その100mV 以下、「半乾燥状態」は 100mV～1,200mV に収直上にセンサを配置して、計測値（電圧値）を求めた。

まることを複数の実験結果により確認した。その結果、湿潤状態の変化については、ビデオ撮影による表面状態

それぞれのスラブ表面の湿潤状態を定量的に定義するたの目視観察と水の質量変化を電子天秤により測定した。

めには、計測値による閾値を設定することで工学的に可実験状況を図－５に示す。なお、測定環境条件は、湿度能であると考察した。

条件を 40～50%とし、気温条件を 40℃で 6 回、23℃で

上記の結果と考察から、スラブ表面の湿潤状態を評価

4 回の計 10 回実施した。

する技術として、近赤外光であるλ＝1,450nm のレーザ計測にあたり、λ=1,450nm の光に加え、λ=1,300nmを用いることにした。また、それによる計測値が湿潤状の光での計測も行った。λ=1,300nm は、図－２でも確態を定量的に判断できる根拠であることを確認した。

認できる通り、水の吸光特性が認められない波長である。
2 つの波長での光を用いて計測することで、それらに相ビデオカメラ光学センサ

対的な違いが確認できると考えたためである。
3.2 実験結果と考察

電子天秤

2 つの波長の光での計測結果の一例を図－６に示す。

試験体寸法（mm）
平面 100×100
高さ 50

温湿度計

こ こ で 、 λ =1,300nm で の 計 測 値 を LD1(mV) 、 λ▲は各デバイスの撮影および照射方向（凡例は上向き）=1,450nm での計測値を LD2(mV)とする。なお、図の中では、青線で LD1 を、赤線で LD2 を、緑線でコンク
リート質量(g)を表現している。どちらの光もスラブ表面の経時変化に応じて計測値が変化することが認められるが、LD1 は計測値の大小関係が逆転していることか
ら湿潤状態を絶対的に評価することが難しいことが分かる。一方で、LD2 は、計測値の大小関係が逆転せず絶対評価が可能である。したがって、LD2 すなわちλ=1,450nm の光の有効性が確認できた。
次に 2 つの波長の光での計測において、再現性を検証するために、各水準の表面に対して、計測値と水の厚さ（水位）の関係を確認した。なお、水位を継続して直接計測することは精度的に困難なため、電子天秤で計測した質量から水位を換算した。

図－５ 室内実験状況- 67 -

奥村組技術研究年報 No.49

1500
LD1[mV]

500

1365
1360

質量[g]
0

2500

6

12
経過時間 [h]

18

24

1355

1370

1000

1365
質量[g]

500
0

1360

0

6

12
経過時間 [h]

18

24

1000

4-1
23℃①
4-3
23℃③
4-5
23℃⑤
40℃①
4-7
40℃③
4-9

500

0

4-2
23℃②
4-4
23℃④
4-6
23℃⑥
40℃②
4-8
40℃④
4-10

0.5
1
概算水位 [mm]

1.5

気温40℃

2000
センサ電圧値 [mV]

LD1[mV]

気温23℃

2500

1375

1500

気温40℃

1500

0

1380

LD2[mV]2000

センサ電圧値 [mV]

2000

1370

1000

0

1375

センサ電圧値 [mV]

LD2[mV]2500

質量 [g]

センサ電圧値 [mV]

2000

1380

質量 [g]

2500

2023 年 9 月

1000

4-1
23℃①
4-3
23℃③
4-5
23℃⑤
40℃①
4-7
40℃③
4-9

500
0

1355

気温23℃

1500

0

0.02

0.04
0.06
概算水位 [mm]

4-2
23℃②
4-4
23℃④
4-6
23℃⑥
40℃②
4-8
40℃④
4-10
0.08

0.1

図－８ LD2 計測結果と水位の関係（全 10 水準）
下段は上段の水位 0.1mm 以下における拡大表示

図－６ LD1,LD2 および質量の計測結果(上) 湿度 50％、気温 40℃(下) 湿度 50％、気温 23℃

４．現場適用実験
2500

4.1 自律走行式ロボットの概要

センサ電圧値 [mV]

2000

実現場におけるスラブ表面の湿潤状態を評価管理する

気温40℃
1500

ためには、先に挙げた電極センサを配置する方法でも可
気温23℃

能だが、配置のための労力が発生することから、省力化

1000の目的を達成できていない。そこで、実現場への適用性

5000と省力化の観点から、自律走行式ロボットにより評価管理することが最適と判断した。
00.5
1
概算水位 [mm]自律走行式ロボットとは、走行ロボットが移動する周

1.5囲の環境に誘導装置を設置することなく、ロボット本体に搭載したセンサ類により自己位置、あるいは走行路をセンサ電圧値 [mV]2500

検出して走行するものである。現在実用化されている主

2000

気温40℃

1500

気温23℃

な自律走行方式には、2 次元 SLAM 方式、画像処理・
3D モデル比較方式、および 3 次元 SLAM 方式があり、いずれも SLAM(Simultaneous Localization and Mapping)と呼ばれる技術が基本となっている。SLAM とは、ロ

1000

ボット周囲の環境を計測するセンサを用いて、地図を生500
0成しながら、同時に自己位置を同定するものである。今回開発した自律走行式ロボットは、省力化と高い汎用性
0

0.02

0.04
0.06
概算水位 [mm]

0.08

0.1

を考慮した結果、メンテナンスのしやすさと低コストを優先し、2 次元 SLAM 方式を採用した。
そして、２章で開発したセンサを自律走行式ロボット

図－７ LD1 計測結果と水位の関係（２水準）
下段は上段の水位 0.1mm 以下における拡大表示に搭載し、移動しながらスラブ表面の湿潤状態を評価し、- 68 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

評価結果をログに残すシステム一式の開発を行った。セ

の面積を計測することができた。80%程度の計測面積とンサを搭載した自律走行式ロボットの外観を図－９に示なった主たる理由は、今回開発したロボットの最小回転

す。諸元として、サイズは全長 1,400mm、全幅 750mm、半径が 2.0m であり、特に測定対象範囲とした外周部分

全高 780mm、質量は 85kg、最高走行速度は時速 2.0km、においてロボットが走行できないエリアが発生したため最小回転半径は 2.0m である。また、自律走行式ロボッである。

トには、ロボ駆動をはじめとした各種操作を制御するパ

図－11 に示す評価結果のうち、黄色の丸に着目する

ソコンなどの制御部、ロボットの周囲環境を計測すると、目視で確認できる通り、センサによる評価と概ね一

2D LiDAR およびスラブ表面の湿潤状態を評価するセン致していることが確認できる。そして、表－１に示す湿サを実装した。2D LiDAR とは、レーザを使用して周囲潤状態を計測したデータの「乾燥状態」と「湿潤状態」の物体を検出するセンサの一種で、2 次元の平面に対しについて着目すると、時間経過とともに、それぞれが相てレーザを放射し、反射した光を検出して、物体の位置、反しながら推移しており、評価結果に矛盾が生じていな

距離、形状などの情報を取得するものである。

いことを確認できる。また、この確認を容易にするため

4.2 実験概要に、「湿潤割合」という指標を設けた。
「湿潤割合」とは、開発したセンサとロボットの実用性を確認するために、
1,000m

評価可能点全てに対し、「湿潤状態」として評価する点

2 級のスラブ面積を有する工事現場での現場適用の割合と定義した。「湿潤割合」が時間経過とともに一実験を行った。選定した工事現場の概要を図－10 に示

律的に低下していくことが確認できたため、スラブ表面

す。実験に用いた対象スラブ面積は約 860mの湿潤状態を評価する指標として提案できる可能性があ

今回は広範囲のスラブに対する自動計測の実用性を確認る。

2 である。

することが目的であるため、コンクリート打設から 30
日後のスラブに対して、一様に散水し、その後の湿潤状態を計測することとした。実験時期は冬期で、気温は0.4℃、湿度は 78%の環境であった。なお、計測回数は3 回で、12:30、13:30、14:30 の 1 時間ごととした。
実験手順として、まず、自律走行式ロボットを人による操作で対象スラブ上をなるべく隈なく走行させる。この時、自律走行式ロボットに搭載している 2D LiDAR に
より周辺環境を点群として計測し、ロボットが走行する
地図を作成する。作成した地図は、任意の範囲でグリッセンサ

ド化でき、今回は 1m 四方をグリッド化した。次に、作成した地図情報とロボット情報を照合して、走行経路を

図－９ センサ搭載型自律走行式ロボット算出する。作成した地図と算出された走行経路により、ロボットへ走行開始の信号を送ることで、自律走行が開始する。この際、搭載している湿潤状態評価センサにより、1m 四方のグリッドに応じた自動評価も開始する。
また、評価結果を目視結果と比較しやすくするために、
3.2 節で定義した、「湿潤状態」を青色、「半乾燥状態」
を黄色、「乾燥状態」を赤色として、システム上で表現した。なお、ロボットの走行速度と測定頻度の関係上、同じグリッド上で複数回の計測が連続して発生する。その場合、計測値のうち小さいものを評価結果として採用した。それは、計測値が小さいほど、「乾燥状態」に近いことを表し、湿潤養生の管理上、安全側の判定とする

走行可能エリアためである。

860m2

4.3 実験結果と考察
時間経過に伴う表面状態の変化について、湿潤評価結
果と目視結果を比較したものを図－11 に、各計測時間における計測点の湿潤評価結果の一覧を表－１に示す。
スラブ面積 860m2 の計測範囲に対して、1 回あたりの計測に要した時間は約 20 分で、スラブ面積全体の約 80%

図－10 現場適用実験の概況- 69 -

奥村組技術研究年報 No.49

５．まとめ

2023 年 9 月

６．あとがき物流施設をはじめとした、スラブ面積 1,000m2 級のコ建設現場への実装適用に向けて、散水設備との連携をンクリート表面を対象にした湿潤状態を評価する技術と目指す。得られたスラブ表面の湿潤状態の評価結果を、して、近赤外光を用いたセンシング技術を提案した。本

散水設備に連携することで、より高品質な湿潤養生が可

報では、当該技術の有効性の確認を目的とした室内実験

能になると考える。その結果、従来の湿潤養生に要したと、スラブ表面自動評価システムの実用性の確認を目的

労務を無人で行えることから、施工現場の省力化に寄与とした現場適用実験により、以下に示す事項を確認した。

できる。その他にも、水を垂れ流しにした従来の散水養ⅰ．光の形状を円偏光にし、水の吸光特性が卓越する生などに比べて、必要十分な散水養生が可能となるため、

波長 1,450nm の近赤外光を用いたセンサにより、スラブ表面の湿潤状態の判定が可能である

水の省資源化にも寄与することが可能である。
最後に、本開発はユアサ商事株式会社と共同で実施しⅱ．自律走行式ロボットを用いて、面積 860m

2 のスているものであり、建設現場への実装適用に向けてロラブ面を約 20 分で計測できるボットの量産化も目指していく。

ⅲ．開発した湿潤状態のマッピングシステムにより、
時間とともに変化するスラブ面全体の湿潤状態の【参考文献】
1) NETIS KK-160022-VE､コンクリート養生管理に用い把握が可能である

る無線温湿度測定装置、https://www.netis.mlit.go.jp/
netis/pubsearch/details?regNo=KK-160022%20（2023 年

表－１ 湿潤評価結果の一覧

4 月 19 日確認）
2) 郡 政人、「近赤外分光法によるコンクリート表層部の物性評価に関する研究」、土木学会年次学術講演会
梗概集、pp.7-8、2012.9

凡例
青色 湿潤状態

赤色 乾燥状態

黄色 半乾燥状態

図－11 湿潤評価結果と目視結果の比較- 70 -

目視結果と概ね一致

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



免震建物に適用する過大変位抑制用
性能可変オイルダンパーの開発－500kN 級ダンパーの製造ばらつき－
Passive Variable Orifice Damper to Control Excessive Displacement ofSeismically Isolated Building- Manufacturing Variations in 500kN Class Dampers小山慶樹 ＊
要

聡＊

山上

洲鎌

星＊

舟木秀尊 ＊

旨

長周期地震動時に、建物の一次固有周期が長い免震建物では過大な水平変位が免震層に生じる可能性がある。既報 1) では、ダンパーの変位に応じて減衰力をパッシブに変化させることで免震層の変位を抑制する、最大減衰力が 500kN 級の性能可変オイルダンパーのプロトタイプを製作し、その性能確認を行った。本報では、複数基の 500kN 級性能可変オイルダンパーの性能確認を行い、製造
ばらつきなどを評価した。また、免震建物に性能可変オイルダンパーを適用した解析的検討から、性能可変オイルダンパーの過大変位抑制効果や上部構造の応答性状を示し、その優位性を確認した。
キーワード：免震構造、性能可変オイルダンパー、長周期地震動、変位制御、パッシブ制御

２．VOD の減衰性能

１．まえがき2003 年 9 月の十勝沖地震 2)などや 2011 年 3 月の東北地
方太平洋沖地震

2.1 VOD の概要
VOD の外観を図－１に、機構模式図を図－２に示す。

3)などでは、巨大地震による甚大な被害が生じ、特にその中でも長周期地震動が観測され注目を浴

本ダンパーの特徴は、ユニフロー式のオイルダンパーのびた。これを受け、2016 年 6 月に「超高層建築物等にお外部に、オイルが充填された小形シリンダを設置していける南海トラフ沿いの巨大地震による長周期地震動対策る点である。小形シリンダとガイドロッドの間には、設4)が通知され、それまでの設計基準を上回るについて」計者が任意に設定可能なクリアランス LS があり、 LS 以

地震動による構造物の安全性検討が必要となった。

上の変位がダンパーに生じると、ピストンロッドの変位

一般に、免震建物は一次固有周期が長く、長周期地震に追従したガイドロッドが小形シリンダを作動させ、ば動時に免震層に過大な水平変位が生じる恐れがある。こね座を押し込み、自動的に減衰力が増加する。なお、地の対策として、免震層に剛性や減衰を付加する方法があ

震終了後は、圧縮された調圧弁ばねの復元力により小形

るが、上部構造が負担する地震力が増加し、免震性能がシリンダが自動で徐々に押し戻され、性能変化前の減衰損なわれる。これに対して、井上、五十子らは、大きな特性に戻る。

水平変位が免震層に生じたときにパッシブに減衰力を増加させる性能可変オイルダンパー（以下、VOD）を提ガイドロッド小形シリンダ

案し、戸建免震住宅を対象にその変位抑制効果などを示した 5)など。既報 1)では、ビル物の免震建物を対象とした
最大減衰力が 500kN 級の VOD を開発し、その性能を確認した。本報では、複数基の VOD を製作して減衰性能を確認し、その製造ばらつきを評価した。さらに、

ピストンロッド

VOD の適用効果を解析的検討から確認した。

図－１ VOD 外観

 ＊ 技術本部技術研究所建築研究グループ- 71 -

奥村組技術研究年報 No.49

図－２ 機構模式図

2023 年 9 月(a) 性能変化前－C1 特性時

2.2 作動原理
圧縮時を例として、性能変化前後の作動原理を図－３に示す。本ダンパーは、チェック弁 1 とチェック弁 2 の開閉状態を圧縮時、引張時で反転させることで、同一方向に作動油が流れるユニフロー型のオイルダンパーである。図－３(a)、(b)に示すように、性能変化前はチェッ
ク弁 3 が常に閉じた状態で、速度が速くなるとリリーフバルブが開き、減衰力と速度の関係がバイリニア型とな(b) 性能変化前－C2 特性時る。また、ダンパーの変位が設定クリアランス LS 以上になると、ガイドロッドと小形シリンダが干渉して、小形シリンダ内に充填された作動油がチェック弁 3 を開き、小形シリンダの作動距離 X c に比例して、ばね座が押し込まれ調圧弁ばねを圧縮し、減衰バルブが閉じて、減衰力が増加する。性能変化後は図－３(c)に示すように、
チェック弁 2 とオリフィス部から作動油が流れ、速度が速くなると、図－３(d)に示すように、減衰バルブが開(c) 性能変化後－VC1 特性時

くことで、性能変化前の図－３(a)と同じように作動油が流れる。さらに、速度が速くなると、図－３(e)に示
すように、リリーフバルブが開き、性能変化前の図－３(b)と同じように作動油が流れ、減衰力と速度の関係がトリリニアとなる。図－４に、VOD の減衰力と速度の関係を示す。ここで、ばね座を押し込んだ作動油はニー
ドルバルブによりその戻り具合が制御され、地震中は変化した性能を保持して、徐々に変化前の性能へ自動で戻(d) 性能変化後－VC2 特性時る回帰特性がある。なお、本ダンパーは解体することな
く、外部からダンパーの減衰性能を調整することが可能である。
３．性能実験
3.1 基本性能
No.1 から No.4 の計 4 基の 500kN 級 VOD を対象に、(e) 性能変化後－VC3 特性時
図－３ 作動原理(圧縮時)性能確認を行った。実験装置の概要を図－５に示す。加振機にダンパーを取り付け、ダンパー変位と小型シリンダの作動距離、ダンパーの減衰力、および、ダンパー表
減衰力

面温度を測定した。入力波は、定常 3 波の前後に 1 波のテーパーを設けた正弦波とした。ここで、小形シリンダに強制変位を与えるため、ピストンロッドとガイドロッ
ドを切り離した。加振パラメータを表－１に示す。加振

性能変化前
性能変化後(トリリニア型)
性能変化後(バイリニア型)
性能変化後の第一折れ点(Vr1 ,Fr1 )
性能変化後の第二折れ点(Vr2 ,Fr2 )周期は 3.0 秒とし、小形シリンダの作動距離 X c とダン

速度

パーロッドの最大速度 Vmax をパラメータとした。ここで、

図－４ 減衰力と速度の関係- 72 -

奥村組技術研究年報 No.49

計測のサンプリング周波数は 100Hz とし、0.002Hz から

2023 年 9 月

減衰力とダンパー変位の関係を図－６に示す。図より、30Hz のバンドパスフィルタ処理を施し、T/20 の移動平

Vmax が 25cm/s 以下の場合は、小形シリンダの作動距離均処理をして平滑化した。この条件下において、定常 3

X c に応じて減衰力が大きくなっていることが分かる。

サイクル目に着目し、ダンパーの減衰性能を評価した。

また、50、75cm/s の場合では、リリーフバルブが開き、最大減衰力は小形シリンダの作動距離によらず、概ね一

表－１ 加振パラメータ定であることが分かる。次に、図－７に定常 3 サイクル

小形シリンダの作動距離X c [cm] 0､ 5､ 10､ 15､ 20､ 25
10､ 25､ 50､ 75
最大速度V max[cm/s]
入力波
3.0
加振周期T [s]目の正負の最大減衰力と最大速度の関係を示す。なお、
図中の実線が設計基準値、破線がばらつきを考慮した設計値である。VOD の基準値諸元を表－２に示す。低速

図－５ 実験装置の概要
Xc=0cm

Xc=10cm

Xc=15cm

Xc=20cm

Xc=25cm

600

400

400

400

200

200

200

200

0

0

Fd[kN]

600

400

Fd[kN]

600

Fd[kN]

Fd[kN]

600

Xc=5cm

0

0

-200

-200

-200

-200

-400

-400

-400

-400

-600
-40

-600
-40

-600
-40

-20

0

20

δ [cm]

40-20(a)Vmax=10cm/s

0δ [cm]

2040(b)Vmax=25cm/s-200δ [cm]

20

-600
-40

40

-20

(c)Vmax=50cm/s

020

δ [cm]

40(d)Vmax=75cm/s

図－６ 減衰力とダンパー変位の関係(No.1、定常 3 ループ目)
600

No.1

No.2
600

Xc=0cm400

200

Fd [kN]Fd [kN]400

設計値-7%、+29%

0
-200

-600
0

50

400

-200

-600

V [cm/s]600

Xc=5cm

0

-400

-50

No.4

200

-400

-100

No.3

Fd [kN]

設計基準値

-100

100

400

0
-200

-600
-50

0

V [cm/s]-600(d)Xc=15cm

-50

50

100

-100

0

V [cm/s]

50

100

50

100

(c)Xc=10cm
600

Xc=20cm

400

0

-400

V [cm/s]

-100

100

-200

-600
0

50

200

-400

-50

-200

Fd [kN]

Xc=15cm

200

-100

0

(b)Xc=5cm
600

Fd [kN]Fd [kN]

400

200

-400

(a)Xc=0cm
600

Xc=10cm

Xc=25cm

200
0
-200
-400
-600

-50

0

V [cm/s]50(e)Xc=20cm
図－７ 減衰力と速度の関係- 73 -

100

-100

-50

0

V [cm/s](f)Xc=25cm

奥村組技術研究年報 No.49の場合の小形シリンダの回帰特性を図－８(a)に示す。

表－２ VOD の基準値諸元
Ls
15 [cm]

設定クリアランス
性能変化前の一次減衰係数
性能変化後の一次減衰係数
切片減衰力
最大減衰力
面積比
調圧弁ばね剛性低減倍率

最短で 226 秒で原点復帰しているが、平均で概ね 270 秒

C1

12.5 [kN･s/cm]

vC 1

62.5 [kN/cm]

F dd

430 [kN]
500 [kN]
24.82
1.475 [kN/cm]
0.58

F d maxα
K spζ

2023 年 9 月

であり、圧縮側・引張側ともに同程度で原点復帰した。
また、図－８(b)、(c)に示すように、強制変位 X c max によらず、実用上問題のない範囲で回帰性・再現性を有していることが分かった。
3.3 性能変化の時間依存性
小形シリンダが作動してから、減衰性能が変化するまでの時間遅れ TL を確認した。No.3 と No.4 のダンパーを域の減衰力は基準値よりも大きくなるように、リリーフ

対象に、基本性能と同じ実験装置にダンパーを設けた。

速度以上の高速域では、建物に過度な力を負担させない

ここで、ダンパーのシリンダとガイドロッドを連結して、ために基準値よりも小さくなるように調整した。図より、

ダンパー変位に応じて小形シリンダが作動するようにし最大速度が 10、25cm/s の低速域においては、小形シリた。サンプリング周波数は 2,000Hz とし、減衰力が増加

ンダの作動距離 X c の増加に伴い、減衰力が増加しておするまでの時間を測定できるように配慮した。加振波はり、減衰性能が変化していることが分かる。減衰力は最大変位を 30cm、最大速度を 10、15、20、25cm/s とし25cm/s 以下の低速域で基準値よりも最大で 29%ほど大きた三角波とした。なお、入力波の速度符号が切り替わる

く、50、75cm/s の高速域で基準値よりも最小で 7%ほど付近で平滑化処理を行い、試験機に過度な加速度が生じ小さく調整することができた。

ないように配慮した。また、加振波は定常 3 サイクルの

3.2 小形シリンダの回帰特性

前後に 1 サイクル分のテーパーを設け、定常になる前の小形シリンダが作動すると、その作動距離に応じて減テーパー部の変位が Ls (=15cm)以下になるように設定し、衰性能が変化し、その後、時間をかけて自動で元の位置

テーパー部で小形シリンダが作動しないようにした。図

に戻り、性能変化前の減衰性能に戻る回帰特性がある。

－９に入力した加振波の一例を、図－10 にダンパー変

ここでは、ダンパー本体のピストンロッドと小形シリン

位と減衰力の関係を示す。図より、最大速度の違いによ

ダのガイドロッドを切り離した状態で、ニードルバルブ

らず、ダンパー変位が 15cm を超えた時点で減衰力が増の開閉状態を調整し、小形シリンダに強制変位 X c max を加し、減衰性能が変化していることが分かる。次に、減与え自由解放し、その回帰特性を確認した。ダンパー全衰力 Fd と小形シリンダの作動距離 X c の時刻歴を図－11数を対象とし、強制変位 X c max は 25、15、5cm、引張側に示す。最大速度が速いほど、 TL が短くなる傾向を示(＋)、圧縮側(－)で実施した。強制変位 X c max が ± 25cm

すが、最大でも 0.05 秒以下であることを確認した。

10
0
-10

10

-10
-20

-30

-30

50

100

150

t [s]

200

250

300

Xcmax=±25cm
Xcmax=±15cm
Xcmax=1±5cm

20

0

-20
0

30

Xcmax=±25cm
Xcmax=±15cm
Xcmax=1±5cm

20

Xc[cm]

Xc[cm]

30

No.1
No.2
No.3
No.4

20

Xc[cm]

30

10
0
-10
-20

0

50

(a) Xcmax =25cm

100

150

200

t [s]
(b)ダンパーNo.1

250

-30

300

0

50

100

150

200

t [s]
(c)ダンパーNo.2

250

300

図－８ 小形シリンダの回帰特性

20

40

60

(a)変位δ

40

V[cm/s]

t [s]

20

200

200

0
-200

0

0

20

t [s]

40

60

(b) 速度 V-600-40

Vmax=25cm/s

No.4

0
-200
-400

-400

-20
-40

400

Fd[kN]

0

No.3

400

Ls=+15cm-40

Vmax=20cm/s
600

Ls=－15cm-20

Vmax=15cm/s

Ls=+15cm

600

0

Ls=－15cm

Vmax=10cm/s

20

Fd[kN]

[cm]

40

-30

-20

-10

0

δ [cm]

10(a)No.3

図－９ 三角波（Vmax=10cm/s）

20

30

40

-600
-40

-30

-20

-10

10

(b)No.4

図－10 ダンパー変位と減衰力の関係- 74 -

0δ [cm]

20

30

40

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

次に、ダンパーNo.4 に図－12(a)に示した長周期地震

構造の減衰には、免震層固定時の一次固有円振動数に対動を想定した変位波形 δ を入力し、減衰性能が変化する

して 2%の剛性比例型の内部粘性減衰を考慮した。免震までの時間遅れ TL がダンパーの履歴吸収エネルギーに層の水平剛性は弾性とし、支承材の製造ばらつき、温度与える影響について検討した。小形シリンダの作動距離依存性、経年変化などの特性変動を考慮した。一次固有X c の時刻歴波形の測定結果を、図－12(b)に示す。ここで、 X c は圧縮側と引張側の絶対値の和として図示し周期は標準特性時で概ね 3.6 秒、最小特性時で 3.9 秒、最大特性時で 3.3 秒である。また、オイルダンパー（以ている。測定した δ と Xc を用いて、測定した減衰力と下、OD）を 2 基設けた場合を Case1、1 基増設して 3 基算定した減衰力の差が最も小さくなるようにフィッティとした場合を Case2、VOD を 2 基設けた場合を Case3 とングさせ、製造ばらつきを+1.7%として減衰力を算定しして最大応答値を比較した。図－14 に OD と VOD の基た。図－12(c)、(d)に、減衰力および履歴吸収エネル

準性能を示す。ここで、OD は ± 15%の製造ばらつきを

ギーの時刻歴を示す。図中の黒線が測定結果、青線が考慮し、VOD は３章で示した基準値に対するばらつき

TL を考慮しない場合、赤線が 0.05 秒の TL を考慮した場合を示す。図より、 TL を考慮しない場合の履歴吸収エ
ネルギーは測定結果の  2.91%、 TL を考慮した場合は
 2.96%となり、 TL の有無による影響は極めて僅かであを用いて、最大特性時は + 29%、最小特性時は  7%のることが確認できた。

刻歴応答解析を行った。数値積分法には、Newmark-β 法

製造ばらつきを考慮した。さらに、免震層の最大水平変位を安全側に評価するため、測定した小形シリンダの回帰特性よりも早く戻る図－15 の回帰特性を用いて、時（β=1/6）を用いた。検討用入力地震動は、位相特性が異なる稀に発生する地震（以下、L1）を 6 波、極めて稀

４.VOD の変位抑制効果と上部構造の最大応答値に発生する地震（以下、L2）を 6 波、および工学的基盤において中京地域の CH2 エリア 4)を想定し建設地の地盤

4.1 解析モデルと検討用入力地震動
解析モデルは図－13 に示した 7 質点系せん断モデルと増幅を考慮した長周期地震動（以下、Long）を 1 波の計し、免震層の水平クリアランスを 40cm とした。免震層

13 波とした。検討用入力地震動の最大加速度、最大速には免震装置以外の内部粘性減衰はないものとし、上部

度を表－３に、加速度応答スペクトルを図－16 に示す。

500

20
0

−10

0.0435s

0
14.0

14.5

15.0

t[s]

k5

-20

−20
15.5

0

-40
0

16.0

100

(a)Vmax=10cm/s

Xc[cm]

0−10

0.0335s

100
9.5

10.0

t[s]

10.5

0

Xc

7.0

7.5

t[s]

−20
8.0

km

8.5

200

Xc

100
0
5.0

0

−10

0.0195s

−20
5.5

6.0

t[s]

6.5

(d)Vmax=25cm/s
図－11 減衰力と小形シリンダの作動距離の時刻歴(No.4)

t [s]

400

500

W2
W1 OD
or
VOD m

600

600

400

0
測定値
Var+1.7%(TL考慮なし)
Var+1.7%(TL考慮あり)

-400
-600
0

100

200

300

t [s]

400

500

OD
VOD(≦Ls)

200

600

0

VOD(＞Ls,Fr1＜Frmax)
VOD(＞Ls,Fr1＝Frmax)
0

20

40

7.0

60

80

V [cm/s]100

図－14 OD と VOD の基準性能

10Xc[cm]

10

300

W3

(c)減衰力
20

Fd

300

-200

Wd[×103kN･m]

Fd[kN]

400

200

200

(c)Vmax=20cm/s
500

W4

図－13 解析モデル
100

400

−10

0.0280s

0
6.5

k1

R
6
5
4
3
2
1

W5

重量
水平剛性
W i [kN] k i [kN/cm]
4180
－
3946
1529
2615
1452
2691
1459
2649
1527
2380
1613
4330
2020
(最小)65.4(標準)75.2－(最大)94.8

600

Xc[cm]
Fd[kN]Fd[kN]

10

300

k2

(b)小形シリンダの作動距離
20

Fd

100

k3

10
0
0

11.0

500

200

k4

600

15

(b)Vmax=15cm/s
400

500

5

−20

0
9.0

400

20

Xc[cm]Fd[kN]

10

Fd

Xc

t [s]

25

20

400
200

300

(a)入力変位

500
300

200

層

W6

Fd[kN]

Fd

k6

8
6
4

測定値
Var+1.7%(TL考慮なし)
Var+1.7%(TL考慮あり)

2
0
0

100

200

300

t [s]

400

500

600

(d)履歴吸収エネルギー
図－12 減衰性能が変化するまでの時間遅れの影響- 75 -

30
20
10
0
-10
-20
-30

Xc[cm]

100

Xc

WR

20

[cm]

Fd[kN]

200

10

Xc[cm]

400
300

40

0

50

100

150

t [s]

200

250

図－15 小形シリンダの回帰特性

300

奥村組技術研究年報 No.49

4.2 解析結果

2023 年 9 月

回帰特性を考慮した時刻歴応答解析を行い、対象建物にLong 時に生じた免震層の最大水平変位 δ1max を表－４

おいて、VOD を用いた場合、稀に発生する地震や極めに示す。標準特性の場合、免震層の最大水平変位はて稀に発生する地震動時には上部構造の最大応答値が抑Case1 に比べ Case2 では概ね 26%減、Case3 では概ね 12%

えられ、長周期地震動時には、免震層の最大水平変位が減となり、ダンパーの変位抑制効果が確認できた。次に、抑制されることを確認した。

Case1 の場合の L1(6 波)、L2(6 波)時における各層の最大応答値を基準とし、Case2、Case3 の上部構造の最大応６.あとがき答倍率 η を求めた。図－17 に、最大加速度、最大層せん
断力係数、最大層間変形角の応答倍率 η を示す。Case2（国）東北大学、（有）シズメテックと（株）奥村組のは Long 時の免震層変位を小さくするために OD を 1 基共同研究の成果の一部である。東北大学の井上範夫名誉追加していることから、L1 や L2 時にも免震層が負担す

教授、五十子幸樹教授、および、シズメテックの鎭目武る減衰力が大きくなり、上部構造の最大応答値が Case1

治氏、鎭目真喜子氏に感謝を示す。

に比べ、平均で 17%ほど大きくなった。これに対して、【参考文献】

Case3 の VOD の場合は、L1 時では免震層の最大水平変位が Ls (=15cm) 未満であることから、標準特性時は

1) 小山慶樹、山上 聡、舟木秀尊、「免震建物に適用する
過大変位抑制用性能可変オイルダンパーの開発（500kN
級ダンパーの性能確認）」、奥村組技術研究年報､No.48､
2022.92) 平田編、「平成 15 年（2003 年）十勝沖地震に関する緊急
調査研究報告書」､東京大学地震研究所､2004
3) 平成 23 年（2011 年）東北地方太平洋沖地震被害調査報
告、国土交通省国土技術政策総合研究所､独立行政法人
建築研究所､2012.3
4) 国土交通省住宅局建築指導課､「超高層建築物等における南海トラフ沿いの巨大地震による長周期地震動への対策について」､国住指第 1111 号他､2016.6
5) 根本真孝、五十子幸樹、池永昌容、井上範夫、「戸建住宅における性能可変オイルダンパーを用いた免震システ
ムの設計法」､日本建築学会構造系論文集、Vol.76､
No.660､pp.291-299､2011.2

Case1 と同じ最大応答値となった。また、L2 時では免震層の最大水平変位が Ls 以上となり減衰力が増加しているが、最大応答値は 3% 程度の増加に留まり、概ねCase1 と同程度であることが分かった。

５.まとめ
4 基の VOD の性能確認を行い、個体間のばらつきが少ないことを確認し、設計基準値に対する減衰力の製造
ばらつきを評価した。また、小形シリンダの回帰特性および減衰性能が変化するまでの時間遅れを確認した。次に、算定した減衰力のばらつき、および小形シリンダの表－４ 免震層の最大水平変位（Long(CH2)）

表－３ 入力地震動の最大値一覧
2

最大加速度[cm/s ]L1
L2 Long
91
293
告示波1
－
89
331
告示波2
－
97
270
告示波3
－
ELCN
254 508－TAFT
248 497－
HACHI
167 334－
Long(CH2) －
249
－
2000

告示波1
告示波2
告示波3

1500

Sa[cm/s2]

最大速度[cm/s]
L1
L2 Long
12
52
－
16
58
－
12
57
－
25
50
－
25
50
－
25
50
－
57
－
－
ELCN(25)
TAFT(25)
HACHI(25)

1000
500
0

1

2000

RFL

6FL

6FL

5FL

5FL

4FL

4FL

3FL

3FL

2FL

2FL

1FL

1FL

ELCN(50)
TAFT(50)
HACHI(50)

1000
500

0.1

1.0

1.2

最大加速度倍率acc

1.4

0.8

5FL
4FL
3FL
2FL
1.0

1.2

最大層せん断力係数倍率Ci

1.4

1FL
0.8

1.0

1.2

1.4

1.0

1.2

1.4

最大層間変形角倍率R

(a)L1
告示波1
告示波2
告示波3
Long(CH2)

1500

Sa[cm/s2]

RFL

6FL

10

Period[s]標準特性 最小特性 最大特性
Case2/Case1
Case3/Case1

RFL

0.8
0.1

(a)L1

0

免震層の最大水平変位δ 1max[cm]Long
最小特性 標準特性 最大特性
(CH2)
Case1(OD2)
44.2
43.6
40.7
Case2(OD3)
35.4
32.1
28.8
Case3(VOD2)
38.8
38.5
31.6

1

Period[s](b)L2+Long

10

RFL

RFL

RFL

6FL

6FL

6FL

5FL

5FL

4FL

4FL

3FL

3FL

2FL

2FL

1FL

1FL

0.8

1.0

1.2

最大加速度倍率acc

1.4

0.8

5FL
4FL
3FL
2FL
1.0

1.2

最大層せん断力係数倍率Ci

1.4

1FL
0.8

(b)L2

図－16 入力地震動の加速度応答

図－17 最大値の応答倍率η

スペクトル(h=0.05)- 76 -

最大層間変形角倍率R奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



ハイパースペクトルカメラを用いた災害廃棄物の種類と量の推定に関する基礎研究
Estimation of Type and Volume of Disaster WasteUsing
Hyperspectral Camera
羽渕博臣 ＊ 清水祐也 ＊ 岩下将也 ＊ ＊ 吉村藤子 ＊ ＊ ＊要旨

近年、気候変動等に伴い自然災害が頻発化・激甚化しており、その度に災害廃棄物が大量に発生している。自治体では、急に発生する災害廃棄物の迅速な処理のために、事前に処理計画を立案している。また、被害情報や新たな統計手法が見いだされる度に災害廃棄物の種類と量を予測・更新
し、それに合わせて処理計画を更新している。しかしながら、災害廃棄物は災害の種類や発生箇所等により、種類と量が異なるため、その予測精度は十分とは言えない。予測と実績の乖離、さらには発生量の把握が遅れることで、実際の災害発生時に作られる災害廃棄物処理実行計画の策定自体が遅れ、災害廃棄物の処理効率の低下を招くこと等が問題としてある。そのため、 ICT やリモートセンシング技術等により、さらに簡便かつ正確に発生量・要処理量を推計する手法の開発が望まれている 1) 。
そこで本研究では、可視光の波長領域外（900〜1700nm）を撮像するハイパースペクトルカメラ（以下、HSC）に着目し、災害廃棄物の種類と量を推定する検討を行った。その結果、HSC を用いることで、災害廃棄物の種類を分類できる可能性がある、従来の分類方法の代替法となり得る等の知見が得られた。
キーワード：ハイパースペクトルカメラ、災害廃棄物、種類、発生量、推計

害廃棄物処理計画などに反映されている。平成 30 年 3

１． はじめに

月には指針が改訂され、平時と被災時の取組み、災害復
近年、世界中で災害をもたらす異常気象が毎年のよう

旧・復興までの対応および災害廃棄物処理についての実に発生し、世界各地で被害が生じている。我が国におい用的な技術情報が示されている。

ても、平成 30 年 7 月の豪雨、令和元年 10 月の東日本台

災害廃棄物の発生量は、指針（表－１）3)では、発災風や令和 2 年 7 月の豪雨をはじめ令和 4 年 7 月・8 月の前や発災後のフェーズに応じて、各地域の被害想定調査

大雨および 8 月の台風第 8 号等、毎年のように豪雨災害等の結果をもとに災害情報に基づく被害情報（被害想定）

による被害が生じている。加えて、我が国は、地震災害に予め設定した発生量原単位を乗じて推計される。また、も多く、平成 7 年 1 月の阪神・淡路大震災や平成 23 年

災害の種類やタイミングに応じて推計方法を選択、活用

3 月の東日本大震災、令和 4 年 3 月の福島県沖を震源とすることの重要性も示されている。したがって、これらする地震が発生し、各地に甚大な被害をもたらしている。

災害廃棄物の発生量の推計は、災害廃棄物処理を適正か

このような、自然災害等が生じる度に、大量の災害廃

つ円滑・迅速に進めるうえでの基礎的な資料になるといえる。

棄物が発生している。災害発生時に、公衆衛生の悪化を軽減させ生活環境を保全するとともに、速やかな復旧・他方、仮置き場への搬入済量については「現地計測や復興を実現するためには、災害対応の関係者が連携・協重量測定により把握する」ことが指針に示されている

力し、災害廃棄物処理を適正かつ円滑・迅速に実施する（表－１の下線部）。具体的な推計方法としては、現場ことが重要である。災害廃棄物処理については、環境省

で直接、選別、計量して組成を分類する方法や、災害廃2)（以下、指針）や過去の検証等

棄物表面を撮影した RGB 画像の 1m×1m を代表領域としから様々な知見が蓄積されており、自治体が策定する災て、この範囲を 0.1m のメッシュで区分し、メッシュごの災害廃棄物対策指針

＊

技術本部技術戦略部環境ソリューション室＊＊

技術本部技術研究所環境研究グループ＊＊＊

ＩＣＴ統括センターイノベーション部- 77 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月との種類を目視により分類する手法がある（図－１）4)。

（約 380～750nm 波長）を表現するが、HSC では、より

しかしながら、これらの方法には、重機や計量器等の手広範囲な波長領域を多くのバンド帯で分解することがで配、作業員の安全確保などが必要であり、目視作業者にきる。例えば、本研究で用いた HSC（RESONON 社製

よって判断が異なる・判別できない、広範囲の分類を行

PIKA NIR-320）では、図－２に示すように 900～1700nm

うには効率的ではないといった問題もある。そのため、の波長領域の入射光を波長分解能 4.9nm で 164 バンド

作業の効率化を目的に ICT 活用等により、さらに簡便か帯に分解することができる。また、各チャンネルの波長

つ正確に発生量・要処理量を推計する手法の開発が望ま強度を結ぶことで、スペクトルを表現することもできる。

れている

1)。

これらのスペクトル特性を分析することで、一般的なカ

そこで本研究では、可視光の波長領域外（900 〜

メラでは困難な対象物の識別が可能となる。

1700nm）を撮像する HSC に着目し、災害廃棄物の種類と量を推定する検討を行ったので、報告する。
表－１ 災害フェーズに応じた災害廃棄物発生量の推計
1．発災前の災害廃棄物処理計画の策定又は改定時の推計
発災前に災害情報に基づく被害情報（被害想定）に予め設定した発生量原単位を乗じることで発生量を推計する。
2．発災から２週間程度の間に行う災害廃棄物の発生量の推計
発災後に災害対策本部等から出される被害情報（建物被害棟数）に予め設定した発生量原単位を乗じることで発生量を推計する。
3．災害廃棄物処理実行計画（発災から１か月程度）の策定時の推計
・ 片付けごみの排出が概ね終了している場合は、仮置場への片付けご
みの搬入済量と今後建物の撤去により発生する量を合算することで推計する。
・ 仮置場への片付けごみの搬入済量は現地計測により把握する。
・ 今後建物の撤去により発生する量は、被害情報やり災証明に基づく
建物撤去予定棟数に予め設定した原単位を乗じることにより推計する。
4．災害廃棄物処理実行計画の見直し時の推計
・ 発生量推計の方法と発生量原単位は，今後建物の撤去により発生する量、仮置場への搬入済量および処理施設における処理済量を合算することで推計する。
・ 仮置場への搬入済量は現地計測や重量測定により把握する。処理施
設における処理済量は実績値を用いる。
・ 今後建物の撤去により発生する量は、残りの建物撤去予定棟数又は建物撤去申込棟数に予め設定した原単位又は処理実績に基づき見直し
た発生量原単位を乗じることにより推計する。

HSC（PIKA NIR-320）の波長領域 900～1700nm

図－２ HSC の波長領域
３．実験概要3.1 実験対象
災害廃棄物総量のうち、ある特定の組成の廃棄物量は、「総体積×組成（区分別割合）×みかけ比重」で算出される。
総体積の算出については、仮置場に集積された災害廃棄物の山の底面積を GPS 測量等で、高さをレーザー距
離計や水準測量等により測定して算出する方法や、トータルステーションなどの測量器機を使用して、集積された災害廃棄物の山の体積を求める既存手法等がある。みかけ比重は、廃棄物同士の空隙も含んだ体積で重量を除して求められる値であり、体積の測定方法や測定時の状態（水分量、圧密度、他）によって値が変化し、内容物によって大きく変動するものであるが、過去の災害における実績値 5),6) や、環境省が示した体積重量換算係数 7)等によって推定される。

０．１ｍ×１０＝１ｍ

一方、災害廃棄物の組成（区分別割合）は災害ごとに異なり、発災後の仮置場での現地作業によって算定することから、HSC を導入することにより効率化と精度向上を図れる可能性があると判断した。
そこで本報では、HSC を用いて災害廃棄物の組成（区分別割合）を分類した、以下の 3 種の実験とその結果から得られた知見について報告する。

０．１ｍ×１０＝１ｍ

紙類
プラスチック類
布・繊維
金属くず
コ ン ク リ ート ・石膏ボ ード 類
木くず
さいじ ん
計

ⅰ．混合廃棄物の撮影実験

11 %
9 %
6 %
7 %
6 %
55 %
6 %
100 %

ⅱ．不燃物および土砂の撮影実験
ⅲ．集積された災害廃棄物の山の撮影実験
3.2 HSC で取得した画像の分類方法
災害廃棄物の組成（区分別割合）の算定に際し、HSC

図－１ 写真を用いた表面組成の分類で 取 得 し た 画 像 は 汎 用 画 像 解 析 ソ フ ト Spectronon（ RESONON 社 ） を 用 い て 、 Spectral Angle Mapper

２．HSC の画像識別技術（SAM：スペクトル角マッパー）で分類した。SAM で一般的なカメラでは、入射光を光の三原色である R

は、まずスペクトルが n バンド帯の場合、各素材のスペ（650nm 波長）、G（550nm 波長）、B（450nm 波長）のクトル情報を予め教師データ（正解データ）として機械

3 バンドに分解し、その重ね合わせによって可視光情報

学習させる。次に、学習させた各素材のスペクトルを n- 78 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

次元空間にベクトル表示しておき、分類対象の計測されたターゲット・スペクトルをプロットしてスペクトル角が一番小さい素材ほど類似性が高いと判定して分類する。
図－３に、3 次元の場合の SAM の概念図を示す。
B nm

RGB 画像

手法①

手法②

手法③

土
砕石

とある 1 ピクセル

焼き物

C nm
このピクセルは“砕石”である

コンクリート

図－３

分類結果

Ａ nm
SAM の概念図

図－４ ライブラリ作成の例（レンガ）表－２ ライブラリ作成方法による IoU 比較表（単位%）

分類対象の教師画像（正解画像）は、RGB 画像で撮

褐色 透明
木材 紙 ﾋﾞﾆﾙ ﾌﾟﾗ 平均ｶﾞﾗｽ ｶﾞﾗｽ
26.1 9.4 9.1 13.3 18.8 6.8 4.4 16.7 27.3 32.3 29.2 17.6
71.6 37.3 19.5 25.7 49.5 14.7 13.4 10.8 63.4 56.8 37.2 36.4
71.2 32.9 20.3 40.5 47.7 15.4 12.5 22.6 63.5 59.4 36.8 38.4

影し、画像編集ソフト Gimp に取り込み作成した。この手法 布 ｺﾝｸﾘ 金属 砕石 ﾚﾝｶﾞ

教師画像をもとに、Gimp を用いて手作業で災害廃棄物①②③の素材ごとの領域を区分し、領域ごとのピクセル数をカ3.3 混合廃棄物の撮影実験方法

ウントすることで、区分別割合を算出した。解析結果のHSC で混合廃棄物の識別の可能性を検証するために、性能評価については、ピクセル数を用いて、HSC で識別された領域と、実際の正しい領域の 2 つの重なり度合

発災後の仮置場に集積された混合廃棄物を想定し、撮影いを表す IoU（Intersection over Union、2 つの領域の論理実験を行った。ここでは、土砂を含まない可燃物の模擬

積を論理和で割った値）で行った。

災害廃棄物を 3m3 ベッセル内に投入・混合し、被写体をHSC で取得した画像データは、Spectronon で読み込み、作製した後、撮影を行った。表－３に使用した模擬災害

素材ごとの領域を画像上から目視で特定し、紐づけする

廃棄物を示す。撮影は、HSC の準備時間や被写体の変ことで、その領域のスペクトル情報を機械学習させる。

形、飛散防止を考慮し、ベッセル内に残置したまま行っこの学習作業をライブラリ作成という。領域の紐づけは、た。また、次段階の実験では HSC を UAV に搭載する計

図－４の手法①～③に示すように、紺色が解析対象（こ画があったため、表－４に示す撮影条件のもと直上の高こではレンガ）、緑色が解析対象以外の領域といったよさ 20m から被写体の撮影を行った。被写体と HSC によ

うに目視と手作業で行う。手法①では、解析対象以外のる撮影状況を図－５に示す。図－６に、一例として砕石領域指定（緑色）に当たり分類対象素材とは無関係の地の任意の 1 ピクセル上のスペクトル強度を示したが、取面や容器等を指定しているのに対し、手法②では、分類得したスペクトルは、いずれの素材においても波長領域

対象素材を指定し、手法③では、分類対象素材の領域を

900～1700nm のうち、940nm 近傍や 1100nm 近傍、

隈なく指定している。実験に当たり、これら手法①～③

1400nm 近傍は大気中の水蒸気等による吸収が大きく、による違いを予め検証した。その分類結果が図－４の下解析への使用に適さない。そこで、1160～1310nm ある段の 3 つの画像であり、各手法の IoU を比較したものがいは 1500～1700nm のスペクトル情報を取得し、1160～

表－２である。手法①は IoU が低く、手法②と③は、1310nm の場合は 30 のバンド帯、1500～1700nm の場合

IoU に大きな差がなかったため、本報の実験では、作業は 40 のバンド帯に分解して Spectronon を用いて区分別効率を考慮し、手法②をライブラリ作成の方法とした。

割合を算出した。表－５に各実験ケースを示す。
表－３ 使用材料

その他にも一度に複数の素材領域を指定する方法もある
区分

が、素材一つずつの領域を指定し、解析を行う方が全
34 組中 24 組で IoU の平均値が良い値となったため、本手法を採用した。このとき、同素材の複数ピクセルを指可燃物定することになるが、これらは平均化（波長ごとに強度

種類
ﾋﾞﾆｰﾙ
ﾌﾟﾗｽﾁｯｸ
紙布
木材を平均）される。ただし、この領域指定の方法によって

備考
45L/枚、厚 0.03mm のﾎﾟﾘｴﾁﾚﾝ製の業務用ｺﾞﾐ袋等
ﾎﾟﾘｴﾁﾚﾝ製ﾊﾞｹﾂを 5cm 角程度に裁断したもの等
古新聞
綿製の古着をﾘｻｲｸﾙして販売されているｳｴｽ
長さ 50～100mm 程度の細長い形状で合板用にﾘｻｲｸ
ﾙするために破砕されたもの等

は更なる精度向上も見込めるため、今後の課題である。

表－４ 撮影条件
HSC
空間チャンネル数
1pixel のセンサ幅
レンズ焦点距離
撮影距離
地上解像度（GSD）

なお、Spectronon では、プロジェクト単位でのデータ保存ができず、波長帯を抜き出しての解析もできないことから適用性に劣ることが判明したので、3.4 節の実験か
ら別の画像解析ソフト perClass Mira に変更している。

- 79 -RESONON 社 PIKA NIR-320
320
30 mm
25 mm
20 m
7.5 cm/pixel

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

表－７ 使用材料
区分

種類
砕石
金属くず
ｺﾝｸﾘｰﾄ
ｶﾞﾗｽ
ﾚﾝｶﾞ
真砂土

不燃物

土砂

備考
粒径 30～40mm のﾊﾞｰｼﾞﾝ材
異形棒鋼 SD345 等
強度試験用供試体 φ100×200mm を破砕したもの等
透明 450ml ｻﾝﾌﾟﾙ瓶、茶褐色ｽｸﾘｭｰ瓶等
約 150×50×50 のﾚﾝｶﾞ
茨城県産の真砂土

表－８ 不燃物および土砂の撮影実験ケース
図－５ 被写体と HSC による撮影状況

1160~1310nm

case
2-1
3-1
3-2
3-3

1500~1700nm

図－７ 各実験ケースの模擬災害廃棄物の状態

図－６ スペクトル情報の取得領域
表－５ 混合廃棄物の撮影実験ケース
No

使用波長帯

各実験ケースの概要

12
34

1500～1700
1160～1310
1500～1700
1500～1700

波長帯 1500～1700nm を使用
波長帯 1160～1310nm を使用
No.1 の再現性を確認
混合前の撮影画像をもとにライブラリ作成

被写体の概要ガラス以外の 5 材料について、区分けして配置、木枠あり
ガラスと土を含めた 6 材料について、混合したもの、水分なし
case3-1 を再度区分けしたもの、木枠あり
case3-2 の木枠なし

3.5 集積された災害廃棄物の山の撮影実験方法
第１章で紹介した分類手法（図－８）（以下、従来法）と HSC による分類（以下、HSC 法）の分類精度を比較した。模擬災害廃棄物は、東日本大震災の実績 8)をもとに、種類別の質量割合（表－９）で作成し、混合後に堆積させ、日照条件が異なる側方 6 方向から HSC で撮影

3.4 不燃物および土砂の撮影実験方法（図－９）した。波長領域は、1160～1310nm および

HSC で不燃物および土砂の混合廃棄物の識別の可能

1500～1700nm とし、画像解析は perClass Mira を用いた。

性を検証するために、表－６に示す撮影条件で被写体の直上の高さ 2m から撮影を行った。前述の可燃物の実験において、教師データに含まれる木材の面積割合が少な

0.1m×10=1m

く、木材の誤判定が全体的に IoU の低下を生み出したことが考えられた。また、教師画像の領域区分、ライブラ
リ作成時のタグ付け作業を簡略化し、人為的な誤認識を抑制するため、被写体は、各材料の体積や表面積を一定
程 度 に 保 て る よ う に 、 内 寸 L950mm × W600mm ×

0.1m×10=1m

H187mm の容器の中に、格子状（L190mm×W200mm×

図－８ 目測による分類
表－９ 使用材料

H187mm）の木枠で区分し、各格子内に表－７に示す材料を入れた。実験ケースによっては各材料を混合し、被写体とした。表－８、図－７に各実験ケースの被写体の状態を示す。波長領域は、900～1700nm のうち、1160～
1310nm および 1500～1700nm の両区間のスペクトル情報を取得し、汎用画像解析ソフト perClass Mira を用いて分類解析を行った。なお、perClass Mira での分類もSpectronon と同様、スペクトル情報を基準とした類似性に基づいて行ったが、領域の指定時に一定数以上のピクセルの指定が必要という条件が Spectronon と異なる。

質量 (kg)91

災害廃棄物の種類
ビニール

2

プラスチック

26

3
4
5
6
7
8
9

紙
布
木材
レンガ
砕石
コンクリート
金属くず

50
13
57
24
330
50
77

1-4
(明と暗)

1-1
(やや逆光)

質量割合 (%)

24

76

1-5
(逆光)

表－６ 撮影条件
HSC
空間チャンネル数
1pixel のセンサ幅
レンズ焦点距離
撮影距離
地上解像度（GSD）

RESONON 社 PIKA NIR-320
320
30 mm
25 mm
2m
0.75 cm/pixel

1-3
(順光)

1-2
(やや順光)

1-6(明と暗)

図－９ 側方 6 方向からの撮影状況- 80 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

４．実験結果表－11 不燃物および土砂の分類結果（case2-1）

4.1 混合廃棄物の撮影実験

項目

実験ケース No.1 と No.2 は使用波長帯が異なり、No.1
は 1500～1700nm、No.2 は 1160～1310nm を使用している。No.3 と No.4 は No.1 と同じ波長帯 1500～1700nm であるが、No.3 は No.1 と No.2 と同様、撮影した画像でラ

ﾚﾝｶﾞ

砕石

土砂

金属

2-1 正解 px

11,846

13,31013,161

11,282

10,012

正解面積比
HSC px
HSC 面積比

19.9%
6,682
5.9%

22.3%
37,74433.5%

22.1%
31,56328.0%

18.9%
20,57618.3%

16.8% 面積比
16,004 RMSE
8.5%
14.2%

IoU

51.1%

16.0%

36.8%

6.2%

13.6%

項目
ﾚﾝｶﾞ
3-1 正解 px 12,521
正解面積比 18.6%
HSC px13,168HSC 面積比
8.3%
IoU
48.0%
3-2 正解 px 6,236
正解面積比 11.8%
HSC px
1,824
HSC 面積比
2.0%
IoU
26.0%
3-3 正解 px 6,905
正解面積比 11.0%
HSC px
6,126
HSC 面積比
6.2%
IoU
39.4%

した素材の画像をもとにライブラリ作成したものを画像解析に適用している。実験ケース No ごとの種類別の
IoU を表－10 に、種類別の区分別割合（表面積割合）を
図－10 に示す。IoU の結果では、No.1 の IoU 平均値がNo.2 よりも 3 ポイント高く、区分別割合でも No.1 の方が No.2 よりも布を除き、教師データに近い割合であった。No.1 と No.3 では、概ね再現性が確認できているものの、No.3 と No.4 では、いずれの素材も No.3 の IoU が高く、区分別割合でも No.4 は教師データと比べ、ビニールや紙で 30 ポイント近く乖離し、同じ素材であってもライブラリ作成のタイミングや被写体形状、日照条
件等が異なると IoU に差が生じることが示唆された。
実験ケース No ごとの種類別の IoU
波長帯

1
2
3
4

1500～1700
1160～1310
1500～1700
1500～1700

ﾋﾞﾆｰﾙ
35.7
28.7
35.6
13.2

ﾌﾟﾗ
67.3
54.2
67.1
44.1

ビニール
実験 No
教師データ 10.2% 14.1%

布
23.0
28.7
22.9
22.3

紙

布

43.4%

2

21.6%

22.2%

12.3%

3 11.3% 13.4%
4

49.4%

砕石
2,757
4.1%
11,792
7.4%
10.6%
11,21521.2%
24,75727.6%
22.5%
16,151
25.7%
28,18828.5%
23.5%

土砂 金属 ｺﾝｸﾘｰﾄ ｶﾞﾗｽ 1 ｶﾞﾗｽ 2 平均
12,495 11,083 5,298 19,464 3,633－
18.6% 16.5% 7.9% 28.9% 5.4% 面積比
15,905 29,939 36,088 38,148 14,377 RMSE
10.0% 18.8% 22.6% 23.9% 9.0% 8.1%
18.6% 9.3% 9.1% 30.9% 18.2% 20.7%
10,406 7,580 9,182 7,589
638－
19.7% 14.3% 17.4% 14.4% 1.2% 面積比
20,907 9,265 14,579 10,283 8,074 RMSE
23.3% 10.3% 16.3% 11.5% 9.0% 5.8%
23.7% 14.4% 25.5% 16.3% 4.7% 19.0%
9,966 11,351 9,090 8,629634－
15.9% 18.1% 14.5% 13.8% 1.0% 面積比
19,579 10,914 19,814 7,778 6,348 RMSE
19.8% 11.1% 20.1% 7.9% 6.4% 5.2%
23.2% 10.1% 22.9% 15.6% 6.6% 20.2%※ｶﾞﾗｽ 1 は茶褐色ｶﾞﾗｽ、ｶﾞﾗｽ 2 は透明ｶﾞﾗｽ

従来法と HSC 法の表面積割合を比較した結果、両者

（単位%）

木材
2.0
2.4
2.0
0.3

平均
32.1
29.1
33.3
17.1

判別するため、例えば、Case1-2 の従来法には、金属1.6%を 0.0%、コンクリート 0.0%を 2.0%のように、「ある」ものが「ない」、「ない」ものが「ある」といった人的ミスが所々あったのに対し、HSC 法は見落としがな

木材

35.2%

1 11.4% 13.4%

24.7%は同等であった（表－13）。従来法は作業者が人為的に

紙
32.7
31.3
38.7
5.7

プラ

－

4.3 集積された災害廃棄物の山の撮影実験

IoU

No

平均

表－12 不燃物および土砂の分類結果（case3-1～3-3）

イブラリを作成し、No.4 は被写体を混合する前に撮影

表－10

ｺﾝｸﾘｰﾄ

39.9%

0.7%

い結果であった。各ケースの画像解析結果を表－14 に示す。順光下の Case1-3 の面積比 RMSE が 4.5%と最も17.1% 14.7%
16.3%

低い値であるが、IoU 平均値でみると Case1-2 の 46.0%

16.9% 14.9%の方が若干高いため、Case1-3 は対象物とは異なる領域

29.2%

を判定していると考えられる。また、全体的に逆光や影

27.5%

43.6%
8.0% 5.8%

7.6%

図－10 実験ケース No ごとの種類別の区分別割合があると識別精度が低下する傾向であった。Case1-3 の表－13 従来法と HSC 法の表面積割合の比較 （単位%）4.2 不燃物および土砂の小規模撮影実験
実験の結果、不燃物および土砂は、総じて IoU が低い

種類

傾向にあった。面積比では、各素材の面積割合をある程1 ﾋﾞﾆｰﾙ

度一定に保った条件下の case2-1（表－11）の土砂、金3紙

2 ﾌﾟﾗｽﾁｯｸ属およびコンクリートは、正解面積比との差が 10 ポイ

4布

ント以下であるが IoU が低く、面積比 RMSE （二乗平6 ﾚﾝｶﾞ

5 木材
7 砕石

均平方根誤差）も Case3-1～3-3（表－12）と比べて最も8 ｺﾝｸﾘｰﾄ

高く、対象物でない領域も対象物と誤認識しているのが

9 金属
10 不明

分かる。Case3-1～3-3 も同様に全体的に IoU が低く、前計

述の可燃物実験の IoU 平均値と比べても IoU は低い傾向

種類にあった。個別の素材でみると、レンガがいずれのケー

1 ﾋﾞﾆｰﾙ

スも IoU が高く、金属やガラスが低い傾向にあった。ま2 ﾌﾟﾗｽﾁｯｸ
3紙

た、教師データの面積割合が小さいと、IoU 低下に影響

4布を及ぼすことが考えられたが、正解面積比が小さい

5 木材

case2-1 や case3-2、case3-3 のレンガの IoU が他の素材よ

6 ﾚﾝｶﾞ
7 砕石

り高くなったことからすると、IoU 低下の原因になると8 ｺﾝｸﾘｰﾄは言い難い結果であった。

9 金属
10 不明

計

- 81 -

Case1-1 (やや逆光) Case1-2 (やや順光)
Case1-3 (順光)
教師 従来法 HSC 教師 従来法 HSC 教師 従来法 HSC
11.6 14.0
9.3
4.8
8.0
3.8
7.3
6.0
5.1
25.4 13.0 11.2 30.0 19.0 20.7 32.7 43.0 25.9
45.2 30.0 22.0 46.8 54.0 36.9 39.3 30.0 35.1
8.8 21.0
5.8
8.7
4.0
5.1 11.8 10.0
7.5
3.8
4.0 18.9
3.4
7.0 11.6
3.5
5.0
9.4
0.4
0.0
4.0
0.1
0.0
3.9
0.7
0.0
1.3
1.7
3.0
8.7
4.5
6.0 10.6
3.5
6.0
9.3
2.7
6.0 10.9
0.0
2.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.4
0.0
9.3
1.6
0.0
7.4
1.3
0.0
6.5
－
－
－
9.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
100.0 100
100 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0
Case1-4 (明と暗)Case1-5 (逆光)Case1-6 (明と暗)教師 従来法 HSC 教師 従来法 HSC 教師 従来法 HSC
9.6 10.0
6.8 12.7 12.0
9.7
6.6
7.0
4.3
27.7 22.0 17.0 13.5 10.0
9.4 21.1 17.0 14.4
46.4 41.0 30.0 58.1 45.0 30.7 56.4 50.0 38.9
9.0 10.0
8.8
5.8
4.0
8.3
6.1
4.0 10.4
3.1
6.0
6.9
4.2
0.0 12.9
3.6
3.0 10.5
0.4
1.0
5.4
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
2.1
4.0
8.3
3.2
0.0 18.3
3.8
2.0 14.8
1.5
1.0 13.5
1.8
0.0
5.6
0.0
0.0
0.0
0.3
0.0
3.3
0.9
0.0
5.1
2.5
0.0
6.8
－
－ 29.0－ 17.0
5.0
0.0
0.0
0.0
100.0 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

RGB 画像を図－11、プラスチック類のライブラリ作成

積とみかけ比重を乗じることで推定できるため、個別の画像を図－12、解析画像のうち、IoU が 91.3%と最も高素材や適用場面によっては分類できる可能性がある。しいプラスチック類を図－13、67.8%の紙類を図－14、

かしながら、HSC による分類は、土砂の付着や日照、6.3%と最も低い金属を図－15 に示す。各図とも紺色が表面の乾燥状態等により、スペクトル特性が大きく異な解析対象、緑色が解析対象以外の領域である。

るため、特に日照条件が異なると事前のライブラリ作成

表－14 各材料の画像解析結果が難しく識別に影響する。画像の分類手法も、例えば、

ﾋﾞﾆｰﾙ ﾌﾟﾗ紙
布 木材 ﾚﾝｶﾞ 砕石 ｺﾝｸﾘｰﾄ 金属 平均
正解 px 11,255 24,710 43,947 8,576 3,669
423 1,602 2,619 342－
正解面積比 11.6% 25.4% 45.2% 8.8% 3.8% 0.4% 1.6% 2.7% 0.4% RMSE
HSC 面積比 9.3% 11.2% 21.9% 5.8% 18.9% 4.0% 8.7% 10.9% 9.3% 11.5%
IoU
42.3% 88.4% 63.9% 51.5% 6.6% 3.3% 4.4% 8.1% 1.3% 30.0%
Case 1-2 ﾋﾞﾆｰﾙ ﾌﾟﾗ
紙
布 木材 ﾚﾝｶﾞ 砕石 ｺﾝｸﾘｰﾄ 金属 平均
正解 px
4,616 28,723 44,748 8,324 3,233 137 4,277－ 1,566－
正解面積比 4.8% 30.0% 46.8% 8.7% 3.4% 0.1% 4.5%
－ 1.6% RMSE
HSC 面積比 3.8% 20.7% 36.9% 5.0% 11.6% 3.9% 10.6%－ 7.4% 6.3%
IoU
62.7% 93.0% 78.0% 84.6% 16.5% 2.5% 20.6%－ 10.2% 46.0%
Case 1-3 ﾋﾞﾆｰﾙ ﾌﾟﾗ
紙
布 木材 ﾚﾝｶﾞ 砕石 ｺﾝｸﾘｰﾄ 金属 平均
正解 px
7,055 31,626 37,999 11,360 3,346 660 3,416－ 1,210－
正解面積比 7.3% 32.7% 39.3% 11.8% 3.5% 0.7% 3.5%
－ 1.3% RMSE
HSC 面積比 5.1% 25.9% 35.1% 7.5% 9.4% 1.3% 9.3%
－ 6.5% 4.5%
IoU
50.5% 91.3% 67.8% 61.7% 20.2% 33.3% 20.1%－ 6.3% 43.9%
Case 1-4 ﾋﾞﾆｰﾙ ﾌﾟﾗ
紙
布 木材 ﾚﾝｶﾞ 砕石 ｺﾝｸﾘｰﾄ 金属 平均
正解 px
9,017 25,910 43,415 8,394 2,893 384 1,952 1,397 296－
正解面積比 9.6% 27.7% 46.4% 9.0% 3.1% 0.4% 2.1% 1.5% 0.3% RMSE
HSC 面積比 6.8% 17.0% 30.0% 8.8% 6.9% 5.4% 8.3% 13.5% 3.3% 8.2%
IoU
40.3% 80.2% 68.0% 39.9% 11.4% 3.6% 8.7% 5.4% 2.7% 28.9%
Case 1-5 ﾋﾞﾆｰﾙ ﾌﾟﾗ
紙
布 木材 ﾚﾝｶﾞ 砕石 ｺﾝｸﾘｰﾄ 金属 平均
正解 px 12,045 12,808 55,196 5,497 3,960－ 3,033 1,664 847－
正解面積比 12.7% 13.5% 58.1% 5.8% 4.2%
－ 3.2% 1.8% 0.9% RMSE
HSC 面積比 9.7% 9.4% 30.7% 8.3% 12.9%－ 18.3% 5.6% 5.1% 11.1%
IoU
39.2% 67.4% 55.5% 33.0% 10.4%－ 7.6% 9.3% 7.9% 28.8%
Case 1-6 ﾋﾞﾆｰﾙ ﾌﾟﾗ
紙
布 木材 ﾚﾝｶﾞ 砕石 ｺﾝｸﾘｰﾄ 金属 平均
正解 px
6,354 20,417 54,645 5,941 3,471－ 3,672－ 2,426－
正解面積比 6.6% 21.1% 56.4% 6.1% 3.6%
－ 3.8%－ 2.5% RMSE
HSC 面積比 4.3% 14.4% 38.9% 10.4% 10.5%－ 14.8%－ 6.8% 8.9%
IoU
54.1% 78.1% 73.7% 29.0% 15.2%－ 12.3%－ 10.2% 38.9%

SAM はベクトルの角度をみており、強度は考慮されてCase 1-1

いないため、反射強度が全体的に異なっていても、スペクトルの形状（≒SAM の角度）が似ていれば、類似性が高いと判定される。個別の素材でみても、不均一な素材や、金属などの素材は識別が難しいこと等が明らかとなり、実際の災害廃棄物はさらに多種多様であることを鑑みると、分類手法や使用波長帯を素材ごとに設定する、撮影時に光源を一定に保つための工夫、設備の付加等が必要になると考える。これらの点は、今後の課題である。
６．まとめ
HSC による災害廃棄物の種類の分類に関して、得られた知見を以下にまとめる。
ⅰ．HSC を用いて、種類が分類できる可能性がある
ⅱ．HSC による分類は、適用場面を限定する
ⅲ．HSC 法は、従来法の代替となり得る
実用化に向けては、更なる精度向上と画像データや経験の蓄積が必要である。
【参考文献】

図－11 Case1-3 RGB 画像

図－12 ライブラリ（Case1-3 プラスチック）

図－13 Case1-3 プラスチック(左:教師、右:HSC)

図－14 Case1-3 紙(左:教師、右:HSC)

図－15 Case1-3 金属(左:教師、右:HSC)
５．考察
IoU は一辺 9cm の正方形が縦横方向に 1/9（1cm）ズ
レただけでも、64÷98＝0.65 になる中、プラスチックは
概ね 60%以上の IoU が得られた。また、災害廃棄物量
は、IoU が低くとも面積比がある程度合っていれば、体- 82 -

1) 多島 良、平山修久、高田光康、宗 清生、大迫政浩、「災害対応マネジメントの観点からみた災害廃棄物発生量推計方法の現状と展望」、廃棄物資源循環学会論文誌 Vol.29、pp.104-118、2018
2) 環境省環境再生・資源循環局災害廃棄物対策室、「災
害廃棄物対策指針（改定版）」、20183) 環境省環境再生・資源循環局災害廃棄物対策室、「災
害廃棄物対策指針（改定版）」、技 14-2 災害廃棄物等の発生量の推計方法、2018
4) 環境省大臣官房廃棄物・リサイクル対策部、「東日本大震災等の経験に基づく災害廃棄物処理の技術的事項に関する報告書」、pp.5-14、2017
5) 高月 紘、酒井伸一、水谷 聡、「災害と廃棄物性状―災害廃棄物の発生原単位と一般廃棄物組成の変化―」、廃棄物学会誌、Vol.6、No.5、pp.351-359、1995
6) 宮城県環境生活部震災廃棄物対策課、「災害廃棄物処
理業務の記録」、p.249、2014
7) 環境省大臣官房廃棄物・リサイクル対策部産業廃棄物課長、「産業廃棄物管理票に関する報告書および電子マニフェストの普及について（通知）」、環廃産
061227006 号、2006
8) 環境省災害廃棄物対策情報サイト、「災害廃棄物等の発生量の推計 資料 2」、2013

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



環境変化に伴う掘削岩からの自然由来砒素溶出に関する基礎的研究
Basic Research on Arsenic Leaching from Naturally Contaminated Rocks
Attributable to Environmental Change
鈴木奨士 ＊
要

清水祐也 ＊ ＊白石祐彰 ＊

倉品

悠＊＊＊

旨

トンネル工事等で発生する、砒素を含有する掘削岩は拡散防止対策が施された処分場等に埋め立てられる。拡散防止対策の設計には、掘削直後の砒素溶出性が考慮される。しかしながら、還元環境に曝されるなど、掘削岩が対策後に受ける環境変化は考慮されていないのが現状である。本研究では、埋め立て後の環境変化に伴う掘削岩からの砒素溶出性を把握することを目的に、処分場内の環境モニタリングの結果をもとにして、大気曝露酸化および還元剤を使用した酸化還元電位、周辺酸素濃度による硫化鉱物の酸化遅延および温度変化の影響を考慮した各種環境模擬試験を実施した。
その結果、砒素溶出濃度は酸化還元電位、養生酸素濃度および温度の影響を強く受け、対策設計に
は、環境変化による砒素溶出性を考慮する必要性が示唆された。
キーワード：掘削岩、砒素溶出、酸化還元電位、周辺酸素濃度、温度変化

１． まえがき

そこで本研究では、拡散防止対策後の重金属等溶出性を把握するため、その影響因子となる、Eh、温度、酸山岳トンネル工事で発生する大量の掘削岩は、人体に素濃度について、掘削岩が埋め立てられた処分場内でモ

有害な重金属等を潜在的に含有している場合がある。半

ニタリングを実施した。また、処分場から As を含有す金属の一つである砒素（以下、As）は岩中の硫化鉱物

る掘削岩をサンプリングし、上記モニタリング結果に基に含まれて存在するケースがあり、多くの発生事例が報づく環境変化（Eh、温度、酸素濃度）を考慮したバッ

告されている 1）。掘削岩から土壌溶出量基準値を超過しチ試験および不飽和カラム試験を行い、その溶出濃度のて重金属等が溶出すると想定される場合には、周辺環境変化を確認した。

に悪影響を及ぼさないように遮水工封じ込め、不溶化処
理、吸着層工法などの拡散防止対策が施される 2)。

２． 処分場内のモニタリング

掘削直後から拡散防止対策の埋め立て後において、掘削岩は溶媒の酸化還元電位（以下、Eh）や温度、岩周

2.1 処分場内環境の測定

辺の酸素濃度などの環境変化に曝される。掘削後の大気モニタリングした処分場の外景およびボーリング孔内曝露では、掘削岩中の硫化鉱物の酸化分解により、硫化のセンサー設置位置を図－１に示す。処分場には約 18

鉱物に含有していた As が溶出される可能性がある。ま

万 m3 の掘削岩がベントナイト混合土で封じ込められてた、還元環境下では、還元溶解により As が溶出されるいる。処分場内の 1 ヶ所にボーリングを実施し、ボーリ可能性がある。しかしながら、環境変化に伴う As 溶出

ング孔の深度 2.0、6.0、10.0 および 14.0 m に温度セン変化に関する知見は少なく、加えて、拡散防止対策後のサー（ATMOS-12、メーター社）、酸素濃度センサー

掘削岩が受ける環境変化をモニタリングした報告も少な（OXYMAN、泰榮エンジニアリング社）をそれぞれ設3）、対策後の実態的な環境変化および、その環境置した。測定空間を確保するため、各センサー上下 15変化に伴う重金属等溶出がどの程度変化するのか不明でcm 程度に珪砂 3 号 A を充填し、各深度のセンサー間にいためある。環境変化を考慮した重金属等溶出性の把握は、合は、孔内での通気・通水を防止するため、粒径 0.09 mm

理的な拡散防止対策の設計に寄与すると考えられる。

以下の含有量が 80%以上の珪砂粉を充填した。

＊

技術本部技術研究所環境研究グループ＊＊

技術本部技術戦略部環境ソリューション室＊＊＊

技術本部技術戦略部知的財産管理室- 83 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

図－２に浸出水排水管およびセンサーの位置を示す。
処分場内の浸出水は約 80 m の浸出水排水管を通り、水槽へ排出される。その際に、浸出水をポリ容器で受け、ポリ容器内に水温や Eh を測定するマルチ水質センサー（HI9829、ハンナインスツルメント社）を設置した。
なお、浸出水は中和処理を行い、As 濃度が基準値以下
であることを確認し放流している。酸素濃度および温度は 2021 年 11 月、水温および Eh は 2022 年 3 月からモニタリングを開始した。本報では 2023 年 2 月までの結果を報告する。
図－３ 処分場内の温度および酸素濃度の経時変化

図－１ 処分場外景とボーリング孔内センサー設置位置
図－４ 処分場内の水温および Eh の経時変化
GL-10.0 m の約 10%であった。浸出水排水管が処分場底面部に設置され、外部と繋がっているため、酸素は処分場の底面部から浅部への供給が予想される。夏季では、処分場浅部の温度上昇により好気性微生物の活性が促進
され、酸素消費量が増大する。したがって、処分場底面

供試試料採取部から供給された酸素を、活性化された好気性微生物が消費したので、地中の深さによらず酸素濃度が約 10%と低かったと推察した。一方冬季では、処分場浅部の温度低下に伴い微生物活性が低減し、酸素消費量は減少する

図－２ 浸出水排水管とセンサーの位置と予想される。そのため、深部では酸素濃度が高く、浅部での酸素濃度は深部よりも低かったが夏季よりは高く

2.2 処分場内環境の変動なったと推察した。

図－３に処分場内の深度別における温度および酸素濃度の経時変化を示す。温度は処分場内の気相、液相、固図－４に処分場内からの浸出水における水温および相で構成される地中の温度を指し、酸素濃度は処分場内

Eh の経時変化を示す。浸出水の水温は約 5～15℃を推移の気相中の酸素濃度を指す。処分場内の温度変化は、深し、平均値は 10.8℃であった。一方、Eh は季節に関係度が小さいほど変動幅が大きくなり、地表に最も近い

なく、約+200～+300 mV を推移し、平均値は約+260 mV

GL-2.0 m では、約 5～18℃の範囲で変動し、夏季と冬季であった。後述するが、高純度精製水（以下、精製水）

で約 13℃の差があった。また、GL-6.0 m では約 10～の Eh が約+460 mV であったことから、浸出水は精製水

15℃の間で推移し、GL-10.0 m および GL-14.0 m では

より還元力が強いことが示された。センサーは浸出水排12℃前後を推移した。GL-2.0 m および GL-6.0 m の温度

水管の出口に設置されているため（図－２）、処分場内

は外気温のピークから約 2 ヶ月、約 4 ヶ月それぞれ遅れ

では、Eh が+200 mV よりも低くなっており、より強いてピークに達した。なお、これは地表面と地中の温度差

還元環境にある箇所もあると推察された。

で生じる熱移動が影響していると考えられ、GL-10.0 m
３． 処分場内環境模擬試験

より深い位置では外気の温度変化の影響は少なかった。
酸素濃度は、夏季に低く冬季に高い傾向であった。深

3.1 供試試料および試料調製

度により酸素濃度の増減幅は異なり、最大の増減幅は- 84 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

Eh = ORP + 206 - 0.7（t - 25） : t=0～60℃

本研究で供試した掘削岩は、覆土完了前の処分場から(1)

バックホウで掘り起こし採取した。採取箇所は、図－２の水色のハッチングで示した。掘削岩は頁岩と砂岩で構ｂ．異なる酸素濃度養生でのバッチ試験

成され、採取試料のほとんどは、白色の石英または方解処分場内の酸素濃度は深度により異なり、GL-2.0 m

石の脈を含んでいた。また、電子線マイクロアナライ

では約 10～15%、GL-10.0 m では約 10～20%であった

ザー（EPMA）を用いて、頁岩中の磁硫鉄鉱（FeS）お（図－３）。大気中の酸素濃度（約 20%）と比較して低よび磁硫鉄鉱中に As が含まれていることを確認した。

い酸素濃度は頁岩中の磁硫鉄鉱の酸化を遅らせ、また、

次に、掘削直後の状態を模擬するため、岩塊の表面約

試料の含水状態により磁硫鉄鉱の酸化速度は異なると考1 cm を切り取り、酸化が進んでいないと思われる内部

えた。そこで、乾燥試料および湿潤試料において、酸素試料を得た。この内部試料をジョークラッシャーで粉砕

濃度別に頁岩を養生し、所定の日数で溶出試験を行った。

し、粒径を 2 mm 以下および 2～10 mm に篩分けした。

湿潤試料として、2 mm 以下に篩分けした試料に含水3.2 実験方法

率約 10%となるように精製水を添加した。密閉容器に乾ａ．模擬酸化還元条件によるバッチ試験

燥試料と湿潤試料を分けて入れ、酸素窒素混合ガスを注岩石は、掘削後の仮置き時に大気曝露され、酸化環境

入して容器内の酸素濃度を調整した。既往の文献では、となるが、その後、処分場に埋め立てられると還元環境

覆土盛土内の酸素濃度は 0～20%であったこと 3) 、また、に変わる。この過程を模擬するため、前節で調製した掘拡散防止対策の規模や形状、埋め立て材料により、対策

削岩試料に対して大気曝露養生を行った後に、還元剤に後の掘削岩が受ける酸素濃度は異なることから、本研究よる溶出試験を行った。2 mm 以下に篩分けした試料をでは酸素濃度を 0、5、10、15、20%で実施した。養生 0、バットに入れ、大気曝露養生 0、14、31、60、120 日目

34、54 日目で試料を約 20.0 g ポリ瓶に入れ、精製水をで試料を約 30.0 g ポリ瓶に入れ、還元剤溶液を 300 mL

200 mL 添加し、200 rpm で 6 時間振とうした。振とう後、添加した。本研究では、還元剤としてギ酸 Na、アスコ

2200 G（5000 rpm）で 10 分間遠心分離した。上澄み液

ルビン酸 Na を使用した。表－１に抽出溶媒種および濃を 0.45 μmMF でろ過し、抽出液を得た。抽出液中の As度等を示す。処分場の浸出水排水管出口付近の Eh は約

濃度を ICP-MS、Fe 濃度および SO42-濃度を IC でそれぞ+200～+300 mV であった。しかしながら、外気の影響をれ測定した。

受けにくい処分場内の掘削岩は、より還元環境にある可ｃ．不飽和カラム試験能性があるため、抽出液の Eh が約-50～+300 mV になる処分場内の温度変化に伴う As 溶出挙動を検証するた

よう溶媒濃度を設定した。各溶媒を添加後、200 rpm でめ、室温を 10～35℃に変化させた不飽和カラム試験を

3 時間振とうし、その後 2200 G（5000 rpm）で 10 分間実施した。表－２に不飽和カラム試験の運用条件を示す。

遠心分離をした。上澄み液を 0.45 μm メンブレンフィル

内径 106 mm のアクリル製カラムに粒径 2 mm 以下およター（以下、0.45 μmMF）でろ過し、抽出液を得た。抽び 2～10 mm の試料を 1:0、2:1、1:2、0:1 で混合し、高出液の pH および ORP（比較電極（3.3 mol/L-KCl-AgCl）

さ 70 cm となるように充填した。各ケースの試料重量は、に対して測定された酸化還元電位）をマルチ水質計（品Case-1～4 でそれぞれ 8.6、9.4、9.1、7.7 kg であった。ま、As 濃度を誘導結合プラズマ質
番 D-74、HORIBA 社）

た、カラム下部から 20 cm のところに水分センサー（品量分析（以下、ICP-MS）、鉄（以下、Fe）濃度および硫

番 ZL-6、メータージャパン社）を設置し、カラム内の酸イオン（以下、SO42- ）濃度をイオンクロマトグラ

単位体積含水量を測定した。室温 20℃において、水道フィー（以下、IC）でそれぞれ測定した。式(1)より、水を純水器でろ過した純水をカラム上部から 85 mL/hr の標準水素電極での酸化還元電位（Eh）に換算できる。

流量で散水した。カラム試験は 2022 年 8 月 3 日に開始

ORP 測定時の検液の温度は 20℃であったため、補正値

し、カラム下部からの浸出液を定期的に回収して As 濃の+210 mV を足し、Eh に換算した。

度を ICP-MS で測定した。室温については、As 溶出が一定の推移に収まった後、2023 年 1 月 11 日に 35℃に上げ、
1 月 16 日に 20℃に戻した。その後、1 月 20 日に 10℃に

表－１ バッチ試験の抽出溶媒
濃度
溶液 Eh
抽出溶媒種
表記
(mol/L)
(mV)
460.0
精製水
精製水
0.05
316.3
ギ酸-0.05
ギ酸 Na
0.1
265.8
ギ酸-0.10.2
222.2
ギ酸-0.20.05
86.7
ア酸-0.05
アスコルビ
0.1
59.7
ア酸-0.1
ン酸 Na
0.2
29.7
ア酸-0.2

下げ、1 月 26 日に再び 20℃に戻した。
表－２ 不飽和カラム試験の運用条件
混合比(< 2 mm : 2~10 mm)

Case-1Case-2Case-3Case-4- 85 -

1:0
2:1
1:2
0:1

試料重量
(kg)
8.6
9.4
9.1
7.7

散水量
（mL/hr）
85
85
85
85

奥村組技術研究年報 No.49（a）As 溶出濃度の推移

2023 年 9 月（b）SO42-溶出濃度の推移（c）Fe 溶出濃度の推移
図－５ バッチ試験における大気曝露に伴う各種溶出濃度の推移（a）Eh と As の関係（b）Eh と SO42-の関係（c）Eh と Fe の関係
図－６ バッチ試験における抽出液中の Eh と各種溶出濃度との関係（a）As 溶出濃度の推移（b）SO42-溶出濃度の推移（c）Fe 溶出濃度の推移
図－７ 酸素濃度別養生日数に伴う各種溶出濃度の推移（乾燥試料：D、湿潤試料：W – 酸素濃度（%））

As（mg/L）
SO42-（mg/L）
Fe（mg/L）

表－３ 養生 54 日間の各種溶出濃度の変化量（D：乾燥試料、W：湿潤試料）
酸素濃度 0%酸素濃度 5%酸素濃度 10%酸素濃度 15%
D
W
D
W
D
W
D
W
0.001
0.002
0.003
0.002
0.002
0.012
0.006
0.017
1.00
3.10
0.10
3.40
1.60
4.70
1.10
3.90
0.04
-0.01
0.001
0.088
-0.015
0.089
0.039
0.021

酸素濃度 20%
D
W
0.006
0.018
1.40
4.60
0.029
0.054

れの大気曝露日数においても溶媒濃度による SO42-溶出

４． 結果

濃度に差異はなく、120 日間の大気曝露により、約 0.5
mg/L から約 2.0 mg/L に増加した。なお、アスコルビン

4.1 大気曝露養生による各種溶出濃度の推移

酸 Na 抽出については SO42-ピークが他物質と重なり定量

図－５に大気曝露に伴う各種溶出濃度の推移を示す。
As 溶出濃度は、還元力が異なるすべての抽出溶媒におできなかったため、図中に記載しなかった。

いて、大気曝露日数の増加に伴い増加した（図－５Fe 溶出濃度は、溶媒濃度によらず大気曝露に伴い減（a））。還元力が強い抽出溶媒を用いたケースほど、大少傾向であった（図－５（c））
。0.05 mol/L アスコルビン

気曝露に伴う As 溶出濃度は大きく増加する傾向であっ

酸 Na では、120 日間の大気曝露により、約 2.30 mg/L かた。120 日間の大気曝露で、精製水による As 溶出濃度

ら約 0.67 mg/L まで減少し、0.2 mol/L アスコルビン酸 Na

は約 1.9 倍増加したのに対し、0.2 mol/L アスコルビン酸

では、約 3.67 mg/L から約 1.50 mg/L まで減少した。な

Na は約 3.6 倍増加した。

お、精製水およびギ酸 Na 抽出については、Fe 溶出濃度は定量下限値を下回ったため、定量下限値の 0.1 mg/L とSO42-溶出濃度は、大気曝露日数の増加に伴い増加する傾向であった（図－５（b））
。SO42-溶出濃度は、いずした。

- 86 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

図－６に抽出液中の Eh と各種溶出濃度の関係を示す。
図－６（a）より、いずれの大気曝露日数においても、
Eh が低いほど As 溶出濃度は高くなる傾向にあった。また、同程度の Eh では大気曝露日数が多い試料の方が As
溶出濃度は高かった。
図－６（b）より、同大気曝露日数において、Eh によ
らず SO42-溶出濃度は大きく変わらなかった。しかしながら、大気曝露日数の増加に伴い、Eh と SO42-は共に増

図－８ 不飽和カラム試験における As 溶出濃度の推移

加傾向にあり、全てのプロットでは Eh と SO42-との間にスにおいても室温を 35℃に上げた直後、As 溶出濃度は正の相関が見られた。
図－６（c）より、Fe 溶出濃度は Eh が約+100 mV 以

わずかに減少し、その後 As 溶出濃度が増加した。また、下で高くなり、同程度の Eh では大気曝露日数が多い試

Case-3、4 において、As 溶出濃度は、温度を上げる前は料ほど Fe 溶出濃度は低かった。

土壌溶出量基準値である 0.01 mg/L を下回っていたが、4.2 異なる養生酸素濃度による各種溶出濃度

室温を 35℃にすることで、基準値を上回る濃度増加が

図－７に酸素濃度別養生日数に伴う各種溶出濃度の推確認された。その後、室温が 35℃から 20℃、20℃から移、表－３に養生 54 日間における各種溶出濃度の変化

10℃に低下すると、各ケースの As 溶出濃度は減少した。

量を示す。図－７（a）より、乾燥試料および湿潤試料

これらのことから、試料粒径が大きいケース、つまり単によらず、すべての養生酸素濃度において、養生日数の位体積含水量が低いケースほど As 溶出濃度は速やかに増加に伴い As 溶出濃度は増加した。また、同養生酸素減少する傾向があることがわかった。また、室温を濃度では、乾燥試料より湿潤試料の方が As 溶出濃度は20℃に戻した後、それぞれのケースの As 溶出濃度は、高く、養生酸素濃度が高いほどその差は大きくなった。

温度変化前の 2022 年 12 月 26 日時点の As 溶出濃度と同

表－３より、養生酸素濃度 0%の乾燥試料では養生期間程度になった。

による As 溶出濃度の増加はほとんどなく、養生日数 54日で 0.001 mg/L 増加し、湿潤試料では 0.002 mg/L 増加

５． 考察

した。一方、養生酸素濃度 20%の乾燥試料では 0.006
mg/L 増加し、湿潤試料では 0.018 mg/L 増加した。

5.1 As 溶出における酸化還元電位の影響

図－７（b）より、SO42-は As と同様の傾向を示し、掘削岩中の磁硫鉄鉱は、式(2)のように大気曝露によ

養生日数の増加に伴い SO42-溶出濃度は増加した。表－

り酸化分解反応が進行することが知られている。大気曝３より、養生 54 日間において、同酸素養生濃度では、）、磁硫鉄鉱の酸化露に伴う SO42-の増加は（図－５（b）

湿潤試料は乾燥試料の約 3 倍以上 SO42-溶出濃度が増加

分解による SO42-の発生が原因と推察した。また、大気した。養生酸素濃度 0%の乾燥試料では、養生 54 日間で、曝露に伴う Fe 溶出濃度の減少は（図－５（c））
、酸化分

1.00 mg/L 増加し、湿潤試料では 3.10 mg/L 増加した。一解により発生した Fe イオンが水酸化鉄等として沈殿し、方、養生酸素濃度 20%の乾燥試料では 1.40 mg/L 増加し、結晶性が上がったことが原因と推察した。

湿潤試料では 4.60 mg/L 増加した。
FeS + 3O2 + H2O → Fe(OH)3 + SO42- + H+

図－７（c）より、養生日数に伴う Fe 溶出濃度の推移(2)は、養生酸素濃度 20%以外で異なる傾向を示した。養生
日数 34 日目は、0 日目と比較して増加傾向にあったが、大気曝露による堆積岩からの As 溶出に関する既往研

養生日数 54 日目で減少した。表－３より、同養生酸素

究 4) では、14 日以上の大気曝露で As 溶出濃度が減少す

濃度条件下における養生 54 日間での Fe 溶出濃度の変化

ることが示され、硫化鉱物である黄鉄鉱（FeS2）の酸化量は、乾燥試料が湿潤試料よりも高い場合もあれば、湿分解後に形成された水酸化鉄に As が収着して沈殿した

潤試料が乾燥試料より高い場合もあり、養生酸素濃度やこと、および黄鉄鉱の酸化分解による pH の低下が水酸

試料の乾燥湿潤状態との関係性が見られなかった。

化鉄への As 収着を促進させたことが原因と報告されて4.3 温度変化による As 溶出濃度いる。本研究において、120 日間の大気曝露で As 溶出

Case-1～4の単位体積含水量は、それぞれ0.36、0.28、濃度が増加傾向にあったのは（図－５（a））、掘削岩中

3/m3 であった（データ省略）。図－８に不飽

0.21、0.06 mの磁硫鉄鉱の酸化分解により発生する H+を消費する炭

和カラム試験における As 溶出濃度の推移を示す。室温酸塩鉱物である方解石が含まれ、掘削岩の pH が高かっ変化前の 2022 年 12 月 26 日からの As 溶出濃度を示したことが原因と推察した（pH:8.8～9.3）（データ省略）。

た。図中の水温は散水前の純水温度を記載した。また、

低 Eh は水酸化鉄の還元溶解を引き起こし、式(3)の反応が起こる。

図中背景には温度変化期間を色分けした。いずれのケー- 87 -

奥村組技術研究年報 No.49

Fe(OH)3 + 3H+ + e- → Fe2+ + 3H2O

(3)2023 年 9 月≪処分場内環境模擬試験≫
ⅰ．大気曝露日数が長い試料ほど As 溶出濃度は高く同程度の Eh において、大気曝露日数が多い試料ほどなった

As 溶出濃度が高くなったのは（図－６（a））
、磁硫鉄鉱

ⅱ．抽出液中の Eh が低いほど As 溶出濃度は高くなの酸化分解により、水酸化鉄に沈殿した As が水酸化鉄

り、同程度の Eh では大気曝露日数が長い試料ほ
ど高い As 溶出濃度を示したの還元溶解に伴い溶出したためと推察した。
5.2 As 溶出における養生酸素濃度の影響

ⅲ．湿潤状態で養生した掘削岩は、乾燥状態よりも磁養生 54 日間で、養生酸素濃度が高いほど SO42-溶出濃

硫鉄鉱の酸化分解が促進され、As 溶出濃度が高度は高くなった（図－７（b））。また、養生酸素濃度にかった

よる SO42-溶出濃度の差については、乾燥試料の方が湿ⅳ．養生酸素濃度が低いほど、養生日数に伴う砒素溶

潤試料と比較して小さかった（表－３）。磁硫鉄鉱の酸出濃度の増加は低くなった化分解には水が必要なこと（式(2)）から、同養生酸素

ⅴ．温度変化により掘削岩からの As 溶出濃度は変化

濃度の条件では乾燥試料より湿潤試料の方が SO42-溶出し、試料の粒径によらず室温 20℃から 35℃の温濃度が高い傾向となった。養生日数 54 日で Fe 溶出濃度

度上昇で、As 溶出濃度は増加したが減少したのは（図－７（c））、酸化分解後の更なる酸

ⅵ．試料粒度が大きいほど、また、単位含水量が低い

化により水酸化鉄の結晶性が上がったためと推察した。

ほど、As 溶出は温度変化の影響を強く受けた養生日数に伴い As 溶出濃度は増加した（図－７（a））
。
また、20%より低い酸素濃度や乾燥試料では、As 溶出

７． あとがき

濃度は低かった。磁硫鉄鉱の酸化分解によって磁硫鉄鉱中に含まれている As が放出される。そのため、磁硫鉄

本研究により、埋め立てまでの仮置き期間や処分場内

鉱の酸化分解が進行しにくい低い酸素濃度や乾燥試料での環境変化は、掘削岩からの As 溶出濃度を変化させる

は、As 溶出濃度が低かったと推察した。

ことが示唆された。今後は、拡散防止対策の設計に活用

5.3 As 溶出濃度における温度変化の影響できるよう As 溶出濃度変化に関する岩種別の依存性を掘削岩からの As 溶出濃度は、室温を 20℃から 35℃に確認し、As 溶出濃度変化を推測できるよう研究を進めたい。

上げた直後は低くなったが、その後増加傾向にあった。
また、室温を下げると低くなる傾向にあった（図－８）。
このような 35℃への室温変化直後の As 溶出濃度の減少【参考文献】

理由は不明であり、今後の検討課題である。高温度によ

1) 金澤孝仁、門倉伸行、門間聖子、有馬孝彦、汚染土る As 溶出の促進は他の研究でも報告されている

5)。本

壌等の適正な利用に関する検討部会、「自然由来重研究では、As 溶出濃度は、試料粒径が大きいケースや金属等含有土壌・岩石への対応事例と適正利用に関

単位体積含水量が低いほど温度変化による影響が強かっする考え方」、第 23 回地下水・土壌汚染とその防止た。そのため、各ケースにおける温度変化の影響の差異対策に関する研究集会講演集、S1-16、2017
2) 建設工事における自然由来重金属等含有岩石・土壌

は、カラムの実積率の違いによる熱伝導の影響や単位体
積含水量による熱伝達の影響が原因と推察した。

への対応マニュアル改訂委員会、「建設工事における自然由来重金属等含有岩石・土壌への対応マニュ
アル（2023 年版）」、（2023 年 4 月 11 日閲覧）

６． まとめ3) 田本修一、阿南修司、伊藤佳彦、「掘削ずりによる本研究では、処分場に各種センサーを設置し、環境変ヒ素汚染対策としての覆土処理に関する現場実験」、化をモニタリングした。モニタリング結果を基に磁硫鉄土木技術資料、52-6、2010

鉱を含む頁岩からの As 溶出における Eh および養生酸素

4) Kamata, A., Katoh, M.; Arsenic release from marineの影響をバッチ試験により検討した。また、不飽和カラ

sedimentary rock after excavation from urbanized coastal

ムにより As 溶出における温度の影響を検討した。得ら

areas: Oxidation of framboidal pyrite and subsequent

れた知見は下記のとおりである。

natural suppression of arsenic release, Science of The Total≪処分場のモニタリング≫

Environment, Vol.670, pp.752-759, 2019

ⅰ．処分場内の酸素濃度は季節により異なり、約 105) Kato, T., Takai, A., Iwata, Y., Gathuka, L.W., Katsumi, T.;
Evaluating temperature effects on leaching behavior of～20%で推移した
ⅱ．処分場からの浸出水の Eh は約+200～+300 mV でgeogenic arsenic and boron from crushed excavated rocks
using shaking and nonshaking batch tests, Soils andあったFoundations, 63, 101274, 2023

- 88 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



音環境プレゼンテーションシステムの拡充－その２工事騒音評価への利用も考慮したシステム改良－

Extending a Sound Environmental Presentation System- Part 2 : System Improvement for Construction Noise Evaluation 柳沼勝夫 ＊要

阪本一生 ＊

旨

これまで、設計仕様から完成建物の音環境を予測し、実音をもとに音環境性能を反映した音を試聴できる「音環境プレゼンテーションシステム」を開発してきた。本システムは、モバイル端末とクラウドを使用し、小型軽量でかつ高速処理が可能なシステムである。今回、建築音環境だけでな
く工事騒音評価への利用も考え、既開発システムの改良を行った。また、改良をきっかけに、従来の建築音環境の評価に対しても利便性が向上する様々な機能向上を図った。
キーワード：音環境、工事騒音、試聴音、クラウド、モバイル端末、プレゼンテーション

１． まえがき
建築音環境性能や音の大きさは、通常、Dr-50 やクラウド

50dB など数値で示されることが多く、一般の人にはその性能や大きさをイメージしにくい。このような背景から、設計仕様より完成建物の音環境を予測計算し、実音をもとに音環境性能を反映した音を試聴できる「音環境ヘッドホン

プレゼンテーションシステム」 1), 2) （以下、「システム」）を 2021 年度に開発した。
2021 年度に開発したシステムを写真－１と図－１に示す。既開発システムは主にクラウド、SIM 搭載型モSIM搭載型モバイル端末

バイル端末、ヘッドホンで構成され、小型軽量でかつ高写真－ １ 音環境プレゼンテーションシステム
写真－１
音環境プレゼンテーションシステム

速処理が可能である。
クラウド上には、建築音環境に関する予測計算、試聴音作成などのプログラム、録音した音源、および予測計

音源の録音算に用いる材料データ等を保存するデータベースを実装

音の再生
SIM搭載型モバイル端末
・音源の録音(内蔵マイクまたは外付けマイク使用)
・音の再生
・ブラウザ操作している。クラウド上のデータベースを利用するにはモ
バイル端末等からインターネット経由で接続し、ブラウ
ザ画面を操作して行う。試聴の対象となる音源の録音にヘッドホン

は、録音アプリ、モバイル端末の内蔵マイクや端末専用
インターネット（ブラウザ）の外付けマイクを使用し、ヘッドホンを利用して試聴音

クラウド・機器の音響特性補正処理プログラム
・建築音環境の予測計算プログラム
・試聴音を作成するプログラム
・音源データや予測計算に用いる材料データ（音響透過損失や吸音率）等を保存するデータベースの再生・評価を行う。
今回は、建築音環境だけでなく工事騒音評価への利用も考え、既開発システムのプログラム修正や追加による改良を行った。また、改良をきっかけに、従来の建築音
環境の評価に対しても利便性が向上する様々な機能向上

図－１

を図った。
 ＊ 技術本部技術研究所環境研究グループ- 89 -

システム構成奥村組技術研究年報 No.49

２． システム改良における課題

2023 年 9 月

表－１ 既開発システムの課題
1 評価対象の拡充（工事騒音への利用）

2.1 評価対象の拡充（工事騒音評価への利用）

・ 音源のレベルが大きい

既開発システムの課題を表－１に示す。

・ 低周波数の音が問題になることが多い工事で評価対象となる音源は、建築音環境の音源より評価する音源、予測に利用する材料が建築音環境と異なる
工事騒音評価では不要な予測計算プログラムがあるも基本的には発生音が大きい場合が多い。また、建設機・械はエンジン音など低周波数領域で卓越した音を発生す

2 予測計算に関する課題

ることもあり、低周波音を含めた収録と再生をする必要

・ 新材料のシステム予測計算への反映がある。その他、対象音源や予測計算に用いる材料等、・ システム以外の予測計算ソフトによる予測計算結果の反映

建築音環境の検討とは異なることが多い。システム利用

3 試聴音評価に関する課題

者も建築音環境では設計者、工事騒音は工事関係者が主

・ 同時間に評価点へ複数の音が伝搬する状況の再現であるため、それぞれの評価でユーザーインターフェー

・ 暗騒音の影響を含めた音の再現

スが分離されていることが望ましい。
外付けマイク（風防付）

2.2 予測計算に関する課題
既開発システムは音環境に関する予測計算プログラムを実装しており、計算条件として寸法入力や材料選択を行い計算する。材料選択においては、予め、クラウドのデータベースに登録した材料パラメータ（音響透過損失や吸音率）を選ぶ。しかし、新たな材料を計算条件に利

ヘッドホン用したい場合には、システムとは別に表計算ソフトにて材料パラメータを入力した CSV データを作成し、クラSIM搭載モバイル端末

ウドへアップロードする作業が生じる。
工事騒音による工事現場周辺への影響を検討する際には、複雑な地形条件など、システムの予測計算プログラ
クラウド

ムだけでは予測が難しい場合もある。そのため、高度なシミュレーションソフトの結果も容易に試聴音作成に反

写真－２ システム機器（工事騒音評価時）映できるようにすることで、利用しやすくなると考える。
成を写真－２に示す。

既開発システムの状態では、この場合も材料データと同様に別途 CSV データを作成してクラウドへアップロー

クラウド、SIM 搭載型モバイル端末、ヘッドホンをドする作業が生じる。

用いる基本構成に変更はない。ただし、建設機械のエン

2.3 試聴音評価に関する課題

ジン音などは大音量で低周波音の周波数領域も対策対象

環境によっては、評価点に伝搬する音が 1 つではない。

となることが多く、モバイル端末の内蔵マイクでは最大

また、同じ音でも、屋外と室内、室内の空調条件といっ

80dB、低い周波数は 100Hz 程度までが限界であること

た暗騒音の状況により聴感が異なる。既開発システムでから、工事騒音評価時には指定の外付けマイク（例えば、は、表示画面上で再生できる試聴音は 1 つのみのため、

エムアイセブンジャパン社製「i437L Class 2」3)）の使

暗騒音の影響を含めた試聴や複数音源が同時に伝搬する用を必須とする。また、試聴音を再生するヘッドホンに

条件時には、適切な試聴音の再生が難しい。したがって、ついても低周波の音が十分に再生できる指定の機器（例

試聴音の再生に関する修正が必要である。

えば、SONY 社製モニターヘッドホン「MDR-M1ST」
4)）を利用する。この構成により、音圧レベルは 30dB～

さらに、複数の音を同時に再生する場合には、評価ごとにそれぞれの音の再生開始時間が異なると、同じ試聴100dB、周波数は 25Hz 帯域～5000Hz 帯域まで対応可能

音の再生でも聴感が異なるため、複数試聴音の同時再生となる。
一方、録音時に 100dB を超える場合には、図－２に機能が必要である。

示すようなサチュレーションが生じても、これまでのシステムには波形表示機能がないため、システム使用者が３．システムの改良

気づかずに試聴音作成作業を進めてしまう懸念がある。
3.1 工事騒音評価への拡充

そこで、図－３に示すように、システム上では音源の波a. システム機器構成

形とサチュレーションが生じている可能性を示す閾値ラ

工事騒音のレベルや低周波数領域の評価を考慮し、シインを表示させ、システムに登録されている音源が正しステム構成を修正した。改良したシステム機器の基本構く録音されていることを確認する機能を設けた。録音波- 90 -

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月

形が閾値ラインを超えた際は、警告が表示される。
サチュレーションが生じている可能性がある場合には、
振幅

距離減衰を期待して音源から離れて録音するか、騒音計等の専用機器での録音を検討する必要がある。
ｂ．ブラウザ画面の構成

時間

建築音環境評価と工事騒音評価を分けるため、シス

正常な波形

テムのブラウザ画面の構成を修正した。モバイル端末等
振幅からインターネット経由でクラウドに接続した後のブラウザ画面の構成を図－４、操作画面例を図－５に示す。
対象となる音源や対策に用いる材料が建築音環境を検時間討する場合と異なることが多いので、ログイン後に「建サチュレーションが生じている波形

築音環境」と「工事騒音」の評価対象を選択する画面を

図－２ サチュレーション

追加し、各種機能選択画面以降を分離した。
工事騒音評価の各種機能選択画面においては、床衝撃
音や残響時間など不要な計算機能のアイコンを非表示とし、データベースも建築音環境評価用とは別に新しく設け、それぞれの評価で扱う予測計算プログラムやデータを混同せずにシステムを利用できるようにした。
3.2 試聴音を作成するための予測計算に関する課題【拡大図】

予測計算に関しては、図－６に示すようにデータベー
ス画面に CSV データ作成機能を設け、システムとは別に表計算ソフトによる CSV データの作成やアップロー
ド作業を不要にし、利便性を向上させた。また、工事騒
音予測時に 3 次元騒音予測計算ソフトを利用して騒音伝波形振幅の閾値
（赤ライン）

搬の計算を行った場合でも、従来に比べて容易に試聴音作成に反映できるようにした。

波形振幅の閾値を超えた場合に警告表示

図－３ サチュレーション確認機能◆予測計算 ※6項目

建築
音環境

・外部騒音に起因する室内騒音
・隣室から伝搬する騒音・建物内外から近隣へ伝搬する騒音（近隣建屋の特定地点まで）
・空調設備起因の室内騒音
・床衝撃音
・音の響き（残響時間）◆機器補正・音源分析・試聴音作成◆データベース（建築音環境用）

ログイン◆予測計算 ※１項目
・建物内外から近隣へ伝搬する騒音（近隣建屋の特定地点まで）◆機器補正・音源分析・試聴音作成◆データベース（工事騒音用）

評価対象選択工事
騒音

各種機能選択図－４ システムのブラウザ画面の構成- 91 -

各種機能奥村組技術研究年報 No.49

予測計算画面

試聴音作成・再生画面

データベース画面

図－５ 操作画面例
3.3 試聴音再生画面
試聴音再生画面において、既開発システムでは、1 画
面に 1 つの試聴音のみ再生可能としていた。改良システ
ムにおいては、同時再生機能だけでなく下記ⅰ～ⅲに記載した対策効果の評価も容易に行えるように、最大 3 つの試聴音を同画面で再生できるように修正している。
ⅰ．対策前後の聴感比較
試聴音 A（対策前）と試聴音 B（対策後）の比較
ⅱ．対策方法の聴感比較
試聴音 B（対策 1）と試聴音 C（対策 2）の比較
ⅲ．暗騒音を再生した状態での聴感比較
暗騒音を再生しながらⅰまたはⅱの試聴
さらに、図－７に示すように音源選択ボックスの隣にチェックボックスを設け、チェックされた試聴音を同時に再生開始できるようにした。それにより、再生開始時間のずれによる聞こえ方の変化を防ぎ、常に同じ試聴が可能となった。
４ システムの利用手順
図－６ csv データ作成画面例
4.1 対象音の収録とアップロード
改良システムを用いて騒音評価を行う際の対象音の録音から試聴音再生までの作業順序を図－８に示す。以下
では、操作の流れに従って図－８について詳説する。
始めにサンプリング周波数 48000Hz の WAV 形式（16ビットまたは 24 ビット）で録音できるアプリを利用して対象音の録音を行う。予めシステムのデータベースに対象音が保存されている場合には録音作業は省略する。
SIM 搭載型モバイル端末等からインターネット経由
でシステムのクラウドに接続後、ブラウザのログイン画
面上でログインする。ログイン後、評価対象を選択する
画面にて「建築音環境」または「工事騒音」を選択する。

チェックボックス

図－７ 試聴音再生・比較画面

その後、各種機能選択画面にて、「ストレージ」を選択- 92 -

2023 年 9 月

奥村組技術研究年報 No.49

検討・評価開始

システムデータベースの
対象音の音源データの有無無し
対象音を録音有り

システムのクラウドにログイン

システムのクラウドにログイン

評価対象選択画面にて「建築音環境」・「工事騒音」を選択

評価対象選択画面にて「建築音環境」・「工事騒音」を選択

録音データをデータベースにアップロード

NG
録音データのサチュレーション確認
OK
録音したマイクに応じて録音データの補正

既にデータベースに予測計算結果の減音量（試聴音作成パラメータ）が登録されている場合
予測計算
システム以外の予測計算結果を利用システムの予測計算機能を利用
音源データのオクターブバンド分析

システム以外の計算（市販の3次元騒音シミュレーションソフト利用等）

騒音伝搬の予測計算

予測結果より減音量（試聴音作成パラメータ）を算出

減音量（試聴音作成パラメータ）の作成

減音量をシステムにデータベース化評価する試聴音の作成（予測計算結果を反映した試聴音）

絶対値評価
試聴音の評価方法
相対評価
再生に利用する
ヘッドホン特性のキャンセル処理

試聴音の再生・比較・評価

検討・評価終了

図－８ システム利用の作業順序
し- 93 -

2023 年 9 月

奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月し、ストレージ画面にて録音データをシステムのデータた試聴音の妥当性については、今後、実工事現場にて検ベースへアップロードする。

証していく。

4.2 音源データのマイクロホン補正
録音した音源データは、マイクロホンの特性に依存し５．まとめたデータであることから、マイクロホン補正を行い、マイクロホンの特性をキャンセルする。

今回、既開発システムの操作画面の構成やプログラム

各種機能選択画面の「機器補正・音源分析・試聴音作の追加・修正を行い、建築音環境の評価だけでなく工事成」を選択後、マイクロホン補正画面にて録音データを騒音の評価へ利用できるシステムに改良した。

使用した外付けマイクとモバイル端末の組み合わせに応システムの改良点は次のⅰ～ⅴである。

2)で報告した実験室実

ⅰ．事騒音で発生が多い低音域の録音、再生を行える

験によりデータベース化した値を用いる。なお、この画

ようにシステムのマイクやヘッドホンを見直した面にて、録音データのサチュレーションの有無など、録ⅱ．建築音環境評価と工事騒音評価の操作画面とデーじて補正する。補正値には、既報

音波形に問題ないことを確認する。サチュレーションがタベースを分離し、画面構成を追加・修正した生じている可能性がある場合には、録音作業に戻る。

ⅲ．大音量の騒音録音時に生じるサチュレーション確4.3 予測計算

認機能を追加したシステムに実装した波形分析プログラムにより音源

ⅳ．システム外の市販の予測計算ソフト等による騒音データをオクターブバンド分析後、予測計算プログラム

予測結果や新材料の音響透過損失や吸音率を容易を利用し、試聴音を作成するためのパラメータ（周波数にシステムに反映できるように、データベース画

帯域別の減音量＝録音位置と評価位置のオクターブバン

面を修正したドレベル差）を算出し、データベースへ保存する。予測

ⅴ．複数音源・暗騒音を考慮した試聴が行えるように計算時にデータベース化されていない材料の音響透過損

試聴音の再生・評価画面を修正し、複数試聴音の失や吸音率を利用したい場合には、今回追加した機能に再生開始時間を合わせて同時再生できるように配よりデータベースへ予め保存しておく。

慮した

屋外の騒音伝搬計算において、地形や周囲反射、騒音対策範囲等、条件が複雑な場合、工事騒音の技術提案時

６．あとがきに騒音レベルのコンター図マップと合わせて利用したい
場合には、システム以外の計算ソフト等で計算を行う。

既開発システムを改良したことにより、工事騒音評価

例えば、周波数帯域別に音圧レベルを算出できる市販のだけでなく建築音環境評価においても、評価点へ同時に

3 次元騒音シミュレーションソフトを利用し、録音した伝搬する複数音源の評価や暗騒音の影響を反映した試聴音源と評価点における音圧レベルの減音量（試聴音作成等が行える。

パラメータ）を算出後、システムのデータベース画面に改良システムの工事騒音評価への利用については、技て、周波数帯域別に減音量を入力後、保存する。

術提案時や施工計画時に工事関係者同士や発注者との意

4.4 試聴音作成・再生・比較

思疎通などに利用することを想定している。

マイクロホン補正を行った音源データに減音量（試聴今後は、改良システムにて作成した試聴音の妥当性の音作成パラメータ）を施して試聴音を作成する。

検証を行い、効果的な工事騒音対策の立案などにも有効

騒音対策 A と B の効果比較など試聴音の相対評価を活用したい。

行う場合には、試聴音の再生・比較画面にて、比較した
い試聴音を選択後、それぞれ再生して評価を行う。

【参考文献】

騒音の大きさの良し悪しを判断したいなど絶対値評価

1) 児玉朗蘭、稲留康一、「音環境プレゼンテーションシを行う必要がある場合には、ヘッドホン特性のキャンセ

ステムの開発」、奥村組技術研究年報、No.35 、

ル処理を行い、指定のヘッドホンで再生を行う。なお、

pp.107-112、2009

ヘッドホン特性のキャンセル処理には、既開発システム

2) 柳沼勝夫、稲留康一、「音環境プレゼンテーションシと同様に、既報 2)で報告した実験により予めデータベー

ステムの拡充」、奥村組技術研究年報、No.47 、ス化した値を用いる。

pp.109-114、2021
3) エムアイセブンジャパン社ホームページ、

以上の作業手順を終えて試聴音の評価を行い、騒音対

https://www.mi7.co.jp/products/mic-w/i-series/i437l.php

策の要否や良し悪し等を評価する。

4) SONY 社ホームページ、

なお、今回は、本システムの波形処理や予測計算プロ

https://www.sony.jp/headphone/products/MDR-M1ST/

グラムについては既開発から変更を行っていないため、試聴音の作成精度は既開発システムと同等だが、作成し- 94 -

奥村組技術研究年報 No.49 2023 について
本冊子に掲載した論文の本文は、弊社ホームページ技術研究所サイトからご覧ください。
https://www.okumuragumi.co.jp/technology/tri/
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奥 村 組 技 術 研 究 年 報 No. 49
2023年9月1日発行
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