ISSN 2432-1818

三井住友建設技術研究開発報告
TECHNICAL RESEARCH REPORT OF
SUMITOMO MITSUI CONSTRUCTION

No.21 2023

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三井住友建設技術研究開発報告 第21号
【論文・報告】
No.

タイトル

1

アンボンドPCaPC柱梁接合部のせん断終局耐力に関する実験的研究松永 健太郎
新上 浩
田野 健治

1

2

コンクリート接合面の力学的性状に関する実験的検討

古澤 護
田野 健治
松永 健太郎7

3

セメントを用いない超低収縮高強度繊維補強コンクリートの材齢４年までの強度特性

佐々木 亘
篠崎 裕生
松田 拓

15

4

副産物を大量に使用し収縮と発熱を抑制した50MPa級コンクリートの強度発現に与える温度の影響

䑓 哲義
小宮 克仁
佐々木 亘
松田 拓

21

5

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その4 長期材齢における力学特性・収縮性状・クリープ性状－

坂本 遼
峯 竜一郎
小宮 克仁
松田 拓

25

6

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その5 長期材齢における爆裂試験結果－

小宮 克仁
峯 竜一郎
坂本 遼
松田 拓

31

7

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その6 実大RC柱の載荷加熱試験－

峯 竜一郎
坂本 遼
小宮 克仁
松田 拓

37

8

WHOLE LIFE CARBON EMMISSIONS OF LOW-CARBON HIGH
DURABILITY NON-METALLIC BRIDGES

ゼリン アリファ
篠崎 裕生

43

ギル アミット
川島 学

51

執筆者

ページ

低炭素で耐久性に優れた次世代非鉄製橋梁の生涯炭素排出量
9

ESTIMATION OF POST-DISASTER CO2-EMISSIONS USINGINTEGRATED SIMULATIONS OF DISASTERS AND ECONOMY
災害・経済のシミュレーションを用いた災害後のCO2排出量の推定

10弾性波を用いた埋設物探査手法の適用性に関する基礎的検討

程塚 保行
神山 圭佑
川島 学

59

11

TMDを内蔵したボイドスラブの重量床衝撃音の低減効果

小林 秀彰
市川 友己

65

12

排水立て管および横主管から発生する騒音の特性

市川 友己
小林 秀彰
中藤 達彦
藤田 裕樹

71

13

机上にヒーターを設置した熱気流システムの換気効果に関する解析
検討

酒井 英二
小島 千里
紺野 康彦
菰田 裕士
池原 基博

77

14

INVESTIGATION OF THE WIND FORCES ON RECTANGULAR
OVERHANG BUILDINGS USING URANS

ドアン セイ ロン
小島 千里
川島 学

85

非定常RANSを用いた矩形のオーバーハングを有する建物に作用す
る風力の検討【社外発表論文一覧】93アンボンド PCaPC 柱梁接合部のせん断終局耐力に関する実験的研究

アンボンド PCaPC 柱梁接合部のせん断終局耐力に関する実験的研究
Experimental Study on Ultimate Shear Capacity of Precast Prestressed Concrete
Beam-Column Joints Post-tensioned by Unbonded Tendons
R&D センター

松永

健太郎

KENTARO

MATSUNAGA

R&D センター

新上浩

HIROSHISHINJO

R&D センター

田野

健治

KENJI

TANO

柱と梁のいずれもアンボンド PC 部材とした柱梁接合部の実験を実施した。柱梁接合部に鉛直方向と水平方向の貫通孔を設けて，体積空隙率を実験変数とした。アンボンド PCaPC 柱梁接合部のせん断終局耐力は，体積空隙率が約 10%の場合にはボンド PC のせん断終局耐力式による計算値と同等となり，体積空隙率が約 15%の場合にはその計算値を 9%下回った。柱梁強度比が 1 程度の試験体であったが，破壊形式は接合部降伏破壊
ではなくコンクリート圧壊型の釣合破壊であった。
キーワード：アンボンド PC，柱梁接合部，せん断終局耐力，体積空隙率，釣合破壊

Loading tests were conducted on precast prestressed beam-column joints in which both columns andbeams were post-tensioned by unbonded tendons. Vertical and horizontal through-holes were provided atbeam-column joints, and the volume void ratio was used as an experimental variable. The ultimate shear
strength of unbonded PCaPC beam-column joints was equivalent to the calculated value by bonded PC
formula when the volume void ratio was about 10%, and it was 9% lower than the calculated value when
it was about 15%. Although the column-to-beam strength ratio of the test specimen was about 1, the beamcolumn joint yielding had not occurred.
Key Words: Unbonded Prestressed Concrete, Beam-column Joint, Ultimate Shear Capacity, Volume Void
Ratio, Balanced Failure

１．はじめにめ，そのせん断終局耐力はボンド PC 部材よりも低下す
る可能性がある。過去に行われてきたアンボンド PC 柱

アンボンドプレストレストコンクリート（以下，アン

梁接合部の研究では梁のみをアンボンド PC 部材とした

ボンド PC）圧着工法は，アンボンド PC 鋼材とコンクリ

ものがほとんどであり例えば 1)，柱もアンボンド PC 部材

ートの間の付着がないことから，プレキャスト部材の解とした研究は著者らが過去に実施した T 形および L 形接体が容易で，かつ部材をリユースすることが可能な工法

合部の実験 2)程度である。この実験では，梁と柱梁接合である。リユースすることにより，プレキャスト部材の部間を PC 鋼棒破断時の梁部材落下防止用の接合筋が貫製作に伴う CO2 排出量を削減することができる。本工法通していたり，柱梁接合部内に鉄骨梁が挿入された複合の構造的な特長は，大きな変形性能と高い復元性能を有構造であったため，純アンボンド PC の柱梁接合部ではしており，免震構造と組み合わせることで地震時の損傷なかった。そこで本研究では，柱と梁のいずれも純アンを抑制できることである。地震後の継続使用性という社

ボンド PC とした柱梁接合部のせん断終局耐力を把握す

会的な要求に加えて，BCP（事業継続計画）対策にも有ることを目的として，柱梁接合部内の体積空隙率を実験

効な工法である。

変数とした構造実験を実施した。

柱と梁をアンボンド PC 部材とすると，柱梁接合部には鉛直および水平方向の貫通孔による空隙が多くなるた1

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

図-1

試験体形状と配筋表-1２．実験計画（１）試験体概要
試験体形状を図-1 に，試験体一覧を表-1 にそれぞれ

試験体一覧
J-10

試験体名

J-15

断面 bb×Db

330×450mm

組立筋 / あばら筋

4-D10 / 2-D10@50 (pw=0.86%)※1
2×4-19PC 鋼棒

梁

有効プレストレス力 Pe※2

0.69Py※3

0.73Py※3示す。試験体は十字形柱梁接合部（柱と梁の側面は同面）

プレストレスレベル

0.21

0.22

であり，梁，柱および柱梁接合部それぞれをプレキャス

断面 bc ×Dc

330×360mm

ト部材として，柱梁接合部周りの 4 面すべての目地（厚組立筋 / 帯筋

8-D13 / 4-D10@50 (pw=1.73%)※1

さ 20mm）に無収縮モルタルを打設した。PC 鋼棒を用

2×2-19PC 鋼棒

柱

有効プレストレス力 Pe※2いて柱と柱梁接合部，梁と柱梁接合部の順に圧着接合しプレストレスレベル

0.55Py※3

0.56Py※3

0.11

0.11

た。各断面における緊張力の導入はたすき掛けの位置に

柱梁

組立筋 / 横補強筋

ある PC 鋼棒を 2 本ずつ行った。実験変数は柱梁接合部

接合

孔数 [水平/鉛直]

8/4

12 / 6

部

体積空隙率

9.9 %

14.9 %

内の体積空隙率である。柱と梁の配筋と形状は 2 体ともそれぞれ同一であり，J-15 の柱梁接合部内の孔（直径※1：pw は補強筋比。※2：載荷開始時の PC 鋼棒張力。※3：Py はPC 鋼棒の規格降伏耐力。※4：pjw は横補強筋比。

38mm）の数を水平・鉛直の各方向とも J-10 の 1.5 倍と表-2した。これにより，J-10 の体積空隙率（貫通孔によって欠損した体積を柱梁接合部全体積で除した比）は約 10%，
J-15 は約 15%である。破壊形式は梁および柱の曲げ降伏に対して柱梁接合部のせん断破壊が先行するように計画した。コンクリートとモルタルおよび鋼材の材料試験結果を表-2 および表-3 にそれぞれ示す。

試験

コンクリートとモルタルの材料試験結果

コンクリート※1 (N/mm2)

載荷装置を図-2 に示す。柱の上下端をピン・ローラ

目地モルタル (N/mm2)

圧縮

ヤング

割裂引張

圧縮 ヤング

割裂引張

強度

係数※2

強度

強度 係数※2

強度

J-10

54.1

34500

3.79

139

47300

8.03

J-15

55.7

33100

3.23

137

45900

8.27

体

※1：粗骨材の最大寸法は 20mm。※2：1/3 割線弾性係数

表-3（２）載荷概要

4-D13 / 2-D6 (pjw=0.43%3)で計算)※4

径

鋼種

D13

SD295

鋼材の材料試験結果

降伏強度

引張強度

ヤング係数

(N/mm2)(N/mm2)(N/mm2)

伸び
(%)

347

480

18300021.8

ー支持とし，3000kN 油圧ジャッキにより柱に一定軸力

D10

SD295

349

477

18200023.7（軸力比 0.2）を載荷して，東西の梁先端の 1000kN 油圧

D6

SD295

413※

531

192000

20.4

19

C種1号

1185※

1282

20200012.4

ジャッキにより正負交番漸増繰り返し載荷を行った。層2※0.2%オフセット耐力

アンボンド PCaPC 柱梁接合部のせん断終局耐力に関する実験的研究

200

1000kN
ジャッキ

軸力

300

接合部せん断終局耐力

100
0

-100

正
負

図-2

接合部せん断終局耐力

200
層せん断力 (kN)

1000kN
ジャッキ

300

3000kNジャッキ

東層せん断力 (kN)

西

100
0

-100

最大層せん断力
接合部
せん断ひび割れ
梁曲げひび割れ
梁の離間

-200

-200

-300
接合部せん断終局耐力-2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2
層間変形角 R (%)-300
接合部せん断終局耐力-2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2
層間変形角 R (%)(a) J-10
図-3

載荷装置

西梁

東梁

東面

(b) J-15
層せん断力－層間変形角関係

西梁

東梁

南面

上面
北面
北面と東面

下面

上面と南面と東面
上面(a) J-10(b) J-15
写真-1 最終破壊状況（上段：柱梁接合部側面，下段：解体後の柱梁接合部）

間変形角 R=±0.0625%を 1 サイクル，±0.125，±0.25，

れ示す。両試験体とも R=±0.5%程度で柱梁接合部の対±0.5，±1.0，±2.0%を 2 サイクルずつとした載荷履歴

角線方向にせん断ひび割れが生じ，R=±0.9%程度で最で，荷重制御により目標変位まで載荷した。

大層せん断力に達した。J-10 では，最大層せん断力時に計測フレームを 2 種類取り付けた。一つは柱上下の反は下柱の損傷が大きく，柱梁接合部のせん断破壊は生じ

曲点位置に固定するタイプのもので，この計測フレームていなかった。その後の加力で上柱および東西の梁端部を基準として梁先端の変位から層間変形角 R を算出した。

が圧壊し，R=±2.0%で柱梁接合部のせん断破壊が生じ

もう一つは部材ごとに独立した計測フレームを取り付け，た。J-15 では，上下柱および東西梁の 4 部材とも端部が計測方法は文献 4)を参照した。

圧壊した後，柱梁接合部のせん断破壊が生じて急激に耐計測項目は，反曲点位置の変位，柱梁接合部の対角線力が低下した。日本建築学会「プレストレストコンクリ

方向の変位，各部材間の相対変位，鉄筋のひずみ，コンート造建築物の性能評価型設計施工指針（案）・同解説」

クリートおよび目地モルタルのひずみである。

3)では体積空隙率が8%程度より大きいとせん断終局耐力の計算値に対する実験値の比が 1 を下回ることが指摘

３．実験結果されているが，本実験では体積空隙率が約 10%の J-10 では 1.01 となり，約 15%の J-15 では 0.91 となった（表-（１）破壊性状とせん断終局耐力

4）。

層せん断力－層間変形角関係を図-3 に，最終破壊状

両試験体とも柱梁強度比が 1 程度であるが，接合部降況を写真-1 に，実験値と計算値の一覧を表-4 にそれぞ

伏破壊ではなくコンクリート圧壊型の釣合破壊であった。

3三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

表-4

実験値と計算値一覧

層せん断力実験値 (kN) [記載例：正載荷時/負載荷時]
試験 梁 [上段：東梁，下段：西梁]
体

J-10
J-15

離間※1

曲げ
ひび割れ

+240 / － +249 / －柱 [上段：上柱，下段：下柱]
離間※1

圧壊

曲げ

せん断 最大

圧壊

ひび割れ

耐力計算値（層せん断力に換算）
梁 (kN)

接合部
ひび割れ－ / -241 +240 / － +249 / -210 +276 / -281

+249

+279

－ / － +249 / -243 +249 / － +249 / -249 － / -249 +279 / -281

/-249

/-281

－ / -220 +233 / -232 +189 / －

+225

+251

+233 / -232 +215 / － +189 / － +233 / -232 － / － +225 / -232

－ / -228 － / － +189 / －

/-228

/-232

柱梁 柱梁接合部 3) (kN)

柱 (kN)

離間 降伏※2 離間 降伏※2

強度

せん断

せん断

比※3 ひび割れ 終局

実験値※5
/

計算値※6
※4

146

276

138

288

1.04

269

276

1.01

155

291

143

297

1.02

276

276

0.91

※1：部材端部圧着面の回転に伴う目開きのことで，目視により確認。※2：曲げ降伏耐力は曲げ終局耐力の 0.9 倍。曲げ終局耐力計算 5)時の梁の引張側 PC 鋼材張力は竹本式（鉛直荷重用），圧縮側 PC 鋼材張力は載荷開始時の張力 Pe。※3：アンボンド PC 柱と梁の曲げ降伏耐力（または曲げ終局耐力）の比。※4：鉛直方向の貫通孔による空隙を考慮。応力中心間距離を 0.8Db と仮定。※5：正載荷時の最大層せん断力。※6：
柱梁接合部のせん断終局耐力。

P/Pe (%)120

P/Pe (%)120

100

100

80

80

60

60

40

40

20

20

-2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1
層間変形角 R (%)

1.5

2

3000
横補強筋ひずみ s ()横補強筋ひずみ s ()2

ピーク時 PC 鋼棒張力残存率

降伏ひずみ sy

1000
0

-1000
0

1.5

(b) J-15

3000
2000

※いずれも2本の平均-2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1
層間変形角 R (%)(a) J-10
図-4

梁1段目
梁2段目
梁3段目
梁4段目
柱東側
柱西側

0.5
1
1.5
層間変形角 R (%)

2

2000

降伏ひずみ sy

1000
0

-1000
0

(a) J-10
図-5

SJ1
SJ2
SJ3
SJ4
SJ5
SJ6

0.5
1
1.5
層間変形角 R (%)2(b) J-15
接合部横補強筋のひずみの推移

塩原はアンボンド PC 柱梁接合部では接合部降伏破壊は

ルタル部を切断し，強制的に力を与えて解体した。解体生じえないことを理論的に示しており 6)，本実験からも後の柱梁接合部からは，貫通孔近傍とそれ以外の部分の接合部降伏破壊が起きないことが明らかになった。

破壊状況に明確な差異は見られなかった。

部材端部に生じた曲げひび割れに加えて，モルタルの接着強度が大きい部分もあったことから，梁の離間開始（２）PC 鋼棒張力残存率と接合部横補強筋のひずみ

後に圧着面の途中から梁部材内に伸展するひび割れも生

有効プレストレス力 Pe に対する各ピーク時の PC 鋼棒

じた。圧着面全体が大きく離間しない状態で層間変形角の張力 P（ひずみゲージ 6 枚の平均より算出）の比と層が増大したため，柱および梁部材の曲げ変形が大きくな

間変形角の関係を図-4 に示す。2 体とも梁の PC 鋼棒のり，端部の曲げひび割れが生じたものと考えられる。

張力に大きな変動は見られなかった。J-10 の柱の PC 鋼

実験終了後に PC 鋼棒の緊張力を解放し，それぞれの棒の張力が R=±1.0%から変動しているのは，下柱の曲

プレキャスト部材に解体した。解体後の柱梁接合部を写げ剛性が圧壊によって低下し，上柱と東西梁の 3 部材が真-1 の下段に示す。梁の離間は一部に見られたものの，一体となって回転しやすくなったためと考えられる（図圧着面全体が完全に離間していないため，PC 鋼棒の緊-4(a)左）。

張力の解放だけでは解体できなかった。そこで，目地モ

4

接合部横補強筋のひずみs の推移を図-5 に示す。接合アンボンド PCaPC 柱梁接合部のせん断終局耐力に関する実験的研究

部のせん断ひび割れが正載荷時に生じる対角線上の位置

之：アンボンド PC 鋼材で圧着接合した PCaPC 柱梁にひずみゲージを貼り付けた（図-1）。せん断ひび割れ

接合部の耐震性能，日本建築学会大会学術講演梗概

が生じてから引張ひずみが増大し始めたが，最大層せん

集（近畿），構造Ⅳ，pp.741-742，2014.9

断力時までに引張降伏ひずみ sy に達した横補強筋はな

2）大圖友梨子，下平悠夏，田野健治，松永健太郎，新かった。J-10 では，R=+2.0%でせん断ひび割れ幅が大き

上浩，松田拓，峯竜一郎，谷昌典：柱をアンボンド

くなり，柱梁接合部の中心部に近い横補強筋が降伏した。

PCaPC 部材とした柱梁接合部の実験的検討（その 1，2），日本建築学会大会学術講演梗概集（北海道），

４．まとめ

構造Ⅳ，pp.685-688，2022.7
3）日本建築学会：プレストレストコンクリート造建築

柱と梁のいずれもアンボンド PC 部材とした柱梁接合物の性能評価型設計施工指針（案）・同解説，2015.2

部の実験を実施した。柱梁接合部に設けた鉛直方向と水

4）楠原文雄，塩原等：接合部回転角を含む RC 造柱梁

平方向の貫通孔による体積空隙率を実験変数とした。ア

接合部部分架構の変形成分と応力およびその測定法，

ンボンド PCaPC 柱梁接合部のせん断終局耐力は，体積

コ ン ク リ ー ト 工 学 年 次 論 文 集 ，Vol.28，No.2，pp.

空隙率が約 10%の場合にボンド PC のせん断終局耐力式

355-360，2006.7

による計算値と同等となり，体積空隙率が約 15%の場合にその計算値を 9%下回った。

5）日本建築学会構造委員会プレストレストコンクリー
ト構造運営委員会：古くて新しい・アンボンド PCが紡ぐ未来の空間創造，2021 年度日本建築学会大会

謝辞：本実験の実施および結果の検討に至るまで，京都（東海）構造部門（PC）パネルディスカッション資大学准教授 谷昌典博士には，多くのご指導，ご助言を料，2021.9

いただきました。ここに謝意を表します。

6）塩原等：鉄筋コンクリート柱梁接合部：梁曲げ降伏型接合部の耐震設計，日本建築学会構造系論文集，

参考文献

第 74 巻，第 640 号，pp.1145-1154，2009.6

1）新井昴，栗本健多，北山和宏，金本清臣，田島祐5三井住友建設技術研究開発報告6

第 21 号

コンクリート接合面の力学的性状に関する実験的検討

コンクリート接合面の力学的性状に関する実験的検討
Experimental Study on Mechanical Characteristics of Concrete Joints
R&D センター

古澤護

MAMORU FURUSAWA

R&D センター

田野健治

KENJI TANO

R&D センター

松永

健太郎 KENTARO MATSUNAGA

主として高層 RC 造建物に適用される PCa 工法のうち，ハーフ PCa 工法では，PCa 部材と現場打ち部の一体性の確保が重要である。両者の一体性の確保には，一般的に目荒らし処理やシヤーキーによる接合が用いられるが，施工性や施工品質の不均一性といった課題も残されている。そこで，これらの代替となりうる
種々の処理を施した接合面を有する試験体を用いた 2 面せん断実験および 1 面せん断実験を実施した。接合面に処理を施さずに打継ぎを行った場合に比して，凹凸を有するシート類で処理を行った場合は約 2.9 倍，
目荒らし処理を行った場合は約 6.1 倍のせん断強度を有することが分かった。
キーワード： 接合面，ずれ，せん断応力度，剛性，摩擦係数

Among the PCa construction methods that are mainly applied to high-rise RC buildings, in the half-PCa
construction method, it is important to ensure the integrity of the PCa members and the cast-in-place parts.
Generally, to secure the integrity of both members, concrete roughening and shear key connections areused. Nevertheless, there are still problems such as complexity of constructing shear keys and work quality.
Therefore, assuming half-PCa members, double shear push out tests and slant shear tests were carried out
using concrete block specimens with joints surfaces treated with various alternatives to concreteroughening and shear keys. The results of double shear push out tests confirmed that the shear strength
increased by about 2.9 times with the treatment using uneven sheets and about 6.1 times with the treatmentusing concrete roughening compared with no treatment on the concrete joints surface.
Key Words: Concrete joints, Slip, Shear stress, Stiffness, Static friction coefficient

１．はじめに高層 RC 造建物で採用されているプレキャスト（以下，PCa）工法はフル PCa 工法とハーフ PCa 工法に大別される。ハーフ PCa 工法の場合には，PCa 部材と現場打ち部との接合面で一体性を確保することが重要である。接合
面の一体性の確保にはシヤーキーを用いる場合 1） や目荒らし処理が一般的であるが，ハーフ PCa 部材を製作する際に鋼製型枠面にシート類を貼り付けて凹凸を形成することで施工性の向上や表面処理の不均一性の解消を図ることができる。
本報では，接合面に種々の処理を施した試験体のせん断強度の把握を主な目的とした 2 面せん断実験および，
摩擦係数の検討を目的とした 1 面せん断実験（図-1 参照）を実施し，その実験結果を考察した。2 面せん断実
験の結果については，せん断応力度－鉛直ずれ変位関係を 2 直線でモデル化する方法について検討を行った。

図-1

本研究で対象とする試験体の基本構成

7

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号表-1

2000kN万能試験機
上端・下端ともに試験体接触面は
石膏キャッピング

球座治具
鉄板治具

200
100

50

先打ち部
後打ち部

50

50

100

100
400

100

50

50

50

100

100

50

50

[裏面]

100

100

3.81

4.03

Ec *2[N/mm2]

3.10×104

3.05×104

100

[側面]

[表面]

100

σsp [N/mm2]

f'c :圧縮強度，σsp :割裂引張強度，Ec :静弾性係数*1･･･実験期間の開始・中間・終了時点の平均値*2･･･1/3 割線剛性試験機と治具の接触面はシリコンオイル塗布およびテフロンシート敷き

[表面]

200

コンクリートの材料特性*1
先打ち部
後打ち部
49.5
54.6

f'c [N/mm2]

接合面

50

コンクリートの材料特性

全試験体

50

400

※寸法単位 ：mm

※裏面は表面側からの透視図
裏面も正面と同じ位置で計測
水平目開き
変位
鉛直ずれ変位406040※変位の値は原則として破壊面側4本の平均値（計測不良が生じたPS3試験体除く）

2 面せん断実験の実施状況

写真-1

図-2 2 面せん断実験の試験体形状と載荷方法

２．２面せん断実験

表-2

2 面せん断実験の実験結果一覧
最大せん断応力度（１） 実験概要ａ）試験体
2 面せん断実験の試験体形状と載荷方法を図-2 に，コンクリートの材料特性を表-1 に示す。試験体は接合面
を 2 面有するコンクリートブロックであり，後打ち部の幅と鉄板治具の幅を同一とした。実験変数は接合面の処
理方法である。PCa 部材製造時の鋼製型枠面を想定し，接合面を無処理としたシリーズ（以下，ST），約 30mm
間隔で 10mm 程度の突起を有するコンクリート打ち継ぎ
目処理用樹脂シートにより凹凸を設けた KK シリーズ
（以下，KK），約 4mm 間隔で 2mm 程度の突起を有する
透水型コンクリート型枠シートにより凹凸を設けた PS
シリーズ（以下，PS），接合面に遅延材を塗布して骨材を洗い出し処理し目荒らしした AG シリーズ（以下，AG）の 4 種類と，接合面の無い一体打ちシリーズ（以下，NJ）を加えた 5 シリーズ構成とした。試験体数は各シリーズ 5 体の合計 25 体である。
ｂ）載荷方法および計測方法
2000kN 万能試験機の台座に試験体の先打ち部のみを支えるように設置し，後打ち部のみを鉛直方向に載荷することで一方向押し抜き載荷を行った。万能試験機に取

試験体
No.
1
ST
2
3
＊除外 4
＊除外 5
1
KK
2
3
＊除外 4
＊除外 5
1
PS
2
3
＊除外 4
＊除外 5
1
AG
2
3
＊除外 4
＊除外 5
1
NJ
2
3
＊除外 4
＊除外 5

最大値

平均値

τ max

avg.τ max

δv. max

2

[mm]

2

[N/mm ]

1.1
1.2
1.3
0.71
1.6
3.8
3.5
3.2

鉛直ずれ変位 破壊形式 ＊2[N/mm ]

-2

No.1~3平均値

1.2

No.1~3平均値

3.5

取り付けた変位計により鉛直方向（以下，鉛直ずれ変位）
および水平方向（以下，水平目開き変位）の変位を計測

8

1.7×10 せん断（右側）-3
7.0×10 せん断（右側）-3
2.3×10 せん断（左側）-3
1.3×10 せん断（右側）-3
9.0×10 せん断（右側）-3
4.3×10 せん断（右側）-3
9.5×10 せん断（右側）-2
1.3×10 せん断（左側）

載荷不良

3.1
3.6
3.4
3.4
2.4
4.1
7.8
6.5
7.9
8.9
8.1
4.7
5.1
5.0
2.9
5.4

-3

No.1~3平均値

3.4

No.1~3平均値

7.4*1
No.1~3平均値

4.9

7.0×10 曲げ（後打部）-3
7.7×10 せん断（左側）-2
4.9×10 せん断（左側）-3
3.0×10 せん断（左側）-3
7.2×10 曲げ（後打部）-3
9.3×10 せん断（左側）-2
5.1×10 せん断（左側）-1
1.2×10 せん断（両側）-2
3.2×10 せん断（左側）-2
4.3×10 曲げ（後打部）-2
1.1×10 曲げ（後打部）-3
7.1×10 曲げ（中央）-3
1.1×10 曲げ（中央）-3
3.8×10 曲げ（中央）-3
6.9×10 曲げ（中央）-3
6.5×10 曲げ（中央）100＊1…NJ 試験体は曲げ破壊が先行したため，せん断強度は表中の値以上となる。
＊2…破壊形式に付記した破壊面は表面から見た方向である。NJ シリーズについて
は全試験体曲げ破壊に至ったが，後打ち部を有さないため表記を区分した。

り付けた鉄板治具と後打ち部の幅を一致させた。変位計
測については，試験体の左右接合面の上下および表裏に（破壊面）した（図-2 および写真-1 参照）。

コンクリート接合面の力学的性状に関する実験的検討

凡例：

鉛直ずれ変位

せん断応力度： τ [N/mm2]

ST No.2

1.5

1.5

1.0

1.0

0.5

0.5

0.0
0.000

0.005

0.010

0.015

2.0

せん断応力度： τ [N/mm2]

5.0

2.0

ST No.1

0.0
0.000

0.005

0.010

ST No.3

ST No.4, No.5
1.5

1.0

1.0

← ST No.5 鉛直↙ST No.4 鉛直
0.5

0.5※STNo.4，5 のモデル化の検討は省略した

0.0
0.000

0.005

0.010

0.015

0.0
0.000

4.0

3.0

3.0

2.0

2.0

1.0

1.0

ST 試験体

0.005

0.010

0.015

3.0

3.0

2.0

2.0

1.0

1.0

0.0
0.000

3.0

2.0

2.0

1.0

1.0

0.0
0.000

0.005

0.010

0.015

せん断応力度： τ [N/mm2]

5.0

PS No.3
4.0

0.0
0.000

0.005

0.010

0.015

5.0

← PS No.5 鉛直

3.0↙PS No.4 鉛直
2.0

2.0

※No.3
は変位計測不良より※No.3は変位計測不良より1.0
モデル化の検討対象から除外
モデル化の検討対象から除外

1.0

0.0
0.000

0.005

0.010

0.0
0.000
0.015

※PSNo.4，5 のモデル化の検討は省略した
0.005

0.010

0.015

鉛直ずれ変位：δv，水平目開き変位：δH [mm]図-5PS 試験体KK 試験体

0.015

0.0
0.000

※KK No.4 は載荷不良のためデータ無し※KKNo.5 のモデル化の検討は省略した
0.005

0.010

0.015

せん断応力度－変位関係（２） 実験結果
表-2 に実験結果一覧，図-3～図-7 に各シリーズのせ

せん断応力度－変位関係
10.0

AG No.2

AG No.1
8.0

8.0

6.0

6.0

4.0

4.0

2.0

2.0

0.0
0.00

0.02

0.04

0.06

10.0

PS No.4, No.5
4.0

3.0

せん断応力度： τ [N/mm2]

3.0

0.015

10.0

せん断応力度： τ [N/mm2]

せん断応力度： τ [N/mm2]

4.0

0.010

0.010

鉛直ずれ変位：δv，水平目開き変位：δH [mm]PS No.2

4.0

0.005

0.005

KK No.5
4.0

図-4

5.0

PS No.1

0.0
0.000

KK No.2

5.0

KK No.3

せん断応力度－変位関係

5.0

0.015

4.0

鉛直ずれ変位：δv，水平目開き変位：δH [mm]

図-3

0.010

5.0

2.0

1.5

4.0

0.005

最大圧縮応力度点

5.0

KK No.1

0.0
0.000

0.015

せん断応力度： τ [N/mm2]

せん断応力度： τ [N/mm2]2.0

最大せん断応力度点

荷重変形関係のモデル化

水平目開き変位

0.0
0.00

0.02

10.0
8.0

6.0

6.0

4.0

4.0

2.0

2.0

0.0
0.00

0.0
0.00

0.06

AG No.4 鉛直↓

AG No.3
8.0

0.04

AG No.5 鉛直↑※AGNo.4，5 のモデル化の検討は省略した

AG No.4,No.5
0.02

0.04

0.06

0.02

0.04

0.06

鉛直ずれ変位：δv，水平目開き変位：δH [mm]図-6AG 試験体せん断応力度－変位関係

った。以降では各シリーズで検討対象とした試験体について述べる。

ん断応力度－鉛直ずれ変位および水平目開き関係，写真

破壊形式は 2 種類に分類でき，接合面でせん断破壊し-2 に試験体を正面より見た最終破壊状況，写真-3 に破た ST，KK，PS，AG シリーズと，試験体下端中央に微壊面の様子をそれぞれ示す。せん断応力度の算定は荷重

細なひび割れが生じて曲げ破壊した NJ シリーズである。

を接合面（2 面分）の断面積で除して算出した。なお，

ST シリーズを基準とした各試験体の接合面のせん断強

図中の赤線は，後述する荷重－鉛直ずれ変位関係を 2 直度（No.1～No.3 の平均値）は，KK，PS シリーズは約線で近似したものである。各シリーズ 5 体実験を行い，2.9 倍，AG 試験体は約 6.1 倍となった。なお，曲げ破壊

載荷不良のデータとばらつきを考慮して最大または最小と判断した NJ 試験体については，せん断破壊よりも曲のせん断強度を示した試験体を除外して各種の検討を行げ破壊が先行したことから， 約 4.1 倍以上のせん断強度9

第 21 号

三井住友建設技術研究開発報告

凡例：

鉛直ずれ変位

水平目開き変位

せん断応力度： τ [N/mm2]

NJ No.2

NJ No.1
6.0

6.0

4.5

4.5

3.0

3.0

1.5
0.0
0.000

0.005

0.010

0.015

b）KK No.3 試験体

0.0
0.000

0.005

0.010

c）PS No.3 試験体d）AG No.1 試験体

0.015

7.5

NJ No.3

NJ No.4,No.5

6.0

6.0

4.5

4.5

3.0

3.0

1.5
0.0
0.000

a）ST No.2 試験体

1.5※ NJ シリーズは曲げ破壊のため，モデル化の検討を省略した

7.5

せん断応力度： τ [N/mm2]

最大圧縮応力度点

7.5

7.5← NJNo.5 鉛直↙ NJ No.4 鉛直

1.5

0.005

0.010

0.015

0.0
0.000

e）NJ No.5 試験体
0.005

0.010

0.015

鉛直ずれ変位：δv，水平目開き変位：δH [mm]図-7NJ 試験体せん断応力度－変位関係

写真-2

2 面せん断実験の最終破壊状況を有すると考えられる。
ST シリーズでは，水平目開き変位より鉛直ずれ変位の値が先行して増加していたことから，曲げ変形はほとんど生じていないと判断し，接合面は純せん断に近い状態であったと推測される。さらに，破壊面は平滑な状態を維持したまま接合面に沿って破壊したことから，接合面のコンクリートの付着が失われたことで接合面のせん
断破壊に至ったと考えられる。

a）ST No.2 右b）KK No.3 左c）PS No.3 左KK シリーズでは，試験体ごとにばらつきはあるが，概ね水平目開き変位よりも鉛直ずれ変位が先行して増加した。しかし，ST シリーズと比較すると相対的に鉛直ずれ変位が小さい段階から水平目開き変位の増加が記録されていた。これは，ST シリーズのように接合面が平滑もしくは凹凸が浅い場合には接合面は純せん断に近い※破壊面はすべて
先打ち部側の側面状態となり水平目開き変位がほとんど生じずに破壊に至る一方，KK シリーズのように凹凸の高さが ST シリー
ズと比べて相対的に大きい場合には，微小な曲げ変形がd）AG No.1 左
写真-3e）NJ No.5 右
2 面せん断実験の破壊面の様子生じることで後打ち部がハの字形に変形し水平目開き変

断破壊と判断した。載荷後には，接合面に貼付した型枠位が生じると推測される。破壊形式については，今回の面シートに由来する 2mm 程度の凹凸が破壊されて剥落実験においては水平目開き変位が極めて小さかったことした様子を全試験体で確認した。

および接合面に沿って破壊したことに鑑みてせん断破壊

AG シリーズについては，せん断応力度－鉛直ずれ変と判断した。載荷後の接合面については，打継目シート

位関係から， =2.6～3.9 N/mm2 近傍において鉛直ずれによる 10mm 程度の突起が破壊面に残存した試験体と残変位が急激に進行した後に再び応力度が増大しているこ存しない試験体が混在していた。

とが確認され，他のせん断破壊型の試験体とやや異なる

PS シリーズでは，試験体ごとにばらつきはあるが，推移を示した。これは接合面で鉛直ずれ変位が生じたもST シリーズと同様に水平目開き変位よりも鉛直ずれ変のの，目荒らしによって露出した骨材のかみ合いが作用位が先行して増加した。破壊形式については，KK シリ

したものと考えられる。しかしながら，骨材のかみ合いーズと同様に接合面に沿って破壊が進んだことからせんによる耐力の上昇は，目荒らし処理による凹凸の高さや10コンクリート接合面の力学的性状に関する実験的検討

τ[N/mm ]2

間隔，目荒らし処理がなされる面積によっても変化する

折れ点と考えられ，これらの要因が及ぼす影響に関する検討に

Ks

τmax

最大せん断
応力度点

直線②

1.0

ついては今後の課題である。
NJ シリーズについては，他のシリーズと異なり，接合面を持たないために大きく異なる破壊性状を示した。

0.5

他のシリーズでは載荷不良となった試験体を除いて接合

1/3τmax

直線①

面に沿ってせん断破壊に至ったが，NJ シリーズでは試Ks

験体下端中央に微細なひび割れが生じた。この微細なひ

0.0
0.000

0.005

δv.1/3

び割れは，発生後すぐに拡幅し，試験体の中央部分を貫(a)

くようにして上端まで伸長し破壊に至った。

τ

する検討

0.010

0.015

δv.maxδv.scr

鉛直ずれ型モデル（ST，KK，PS 試験体）

[N/mm2]

Ks

τmax
τscr

（３） せん断応力度-鉛直ずれ変位関係のモデル化に関

実験値
直線①
直線②

δv[mm]

最大せん断
応力度点

直線③

折れ点

2 面せん断実験や後述する 1 面せん断実験について，接合面の応力状態の検討を含めて解析的に検討を進める
1/3τmax

ために必要なモデル化を，図-3～図-7 に示す各シリー

直線①ズのせん断応力度－鉛直ずれ変位関係を用いて検討した

Ks（図-8，表-3 参照）。接合面処理の粗度の程度により骨δv.1/3 δv.scr（＝0.006）

材のかみ合いの程度が異なると考え，接合面の凹凸が浅(b)

く，骨材の露出は見られなかった ST，KK，PS シリーズ
図-8の場合と，相対的に凹凸が深く接合面全面に処理が施されている AG 試験体の場合とでモデル化の手法を分けて検討を試みた。前者を鉛直ずれ型（接合面で鉛直方向にずれが生じる場合），後者を骨材かみ合い型（骨材のかみ合いが生じる場合）と称してモデル化を行った。いず

表-3

れの場合にも，原点と最大せん断応力度の 1/3 の点を結ぶ直線（直線①）の傾きをモデル上の初期剛性とした。
鉛直ずれ型の場合には直線①と直線②（最大せん断応力度の値）との交点を，骨材かみ合い型の場合には直線①と鉛直ずれ変位 δv＝0.006mm の交点を折れ点として定義し，バイリニアでモデル化を行った。鉛直ずれ変位
δv＝0.006mm の値については，実験値を考慮して定めた値である。直線③は，直線①上に定めた折れ点と最大せん断応力度点を結ぶ直線である。表-3 から，剛性は試
験体によってばらつきが大きいものの，KK シリーズが

δv.max

骨材かみ合い考慮モデル（AG 試験体）

せん断応力度-鉛直ずれ変位のモデル化

せん断応力度－鉛直ずれ変位のモデル化の検討
剛性の算出点

試験体

S
T
K
K
P
S
A
G

実験値
直線①
直線③

δv[mm]

応力度
1/3 τ max
[N/mm2 ]

1
2
3
1
2
3
1
2
3
1
2
3

0.35
0.40
0.47
1.3
1.2
1.1
1.2
1.1
1.1
2.6
2.4
2.6

ずれ変位
δv.1/3

折れ点
初期剛性
Ks

τ scr
[N/mm2 ]3[mm][N/mm ]

1.7×10 -3

210
410
1400
3900
1500
480
600
410
2260
1300
920
1300

1.0×10 -3
0.33×10 -3
0.33×10 -3
0.75×10 -3
2.3×10 -3
2.0×10 -3
2.8×10 -3
0.50×10 -3
2.0×10 -3
2.6×10 -3
2.0×10 -3

応力度

3体
平均

673
3体
平均

1960
2体
平均
*1

505
3体
平均

1173

1.1
1.2
1.3
3.8
3.5
3.2
3.6
3.4
3.4
7.8
5.5
7.8

ずれ変位
δv.scr[mm]
5.0×10 -3
3.0×10 -3
0.94×10 -3
1.0×10 -3
2.3×10 -3
6.8×10 -3
6.0×10 -3
8.3×10 -3
1.5×10 -3
6.0×10 -3
6.0×10 -3
6.0×10 -3*1…PS 試験体の剛性に関する検討は，変位計測不良の PS No.3 を除外した PS No.1，
No.2 の実験データにより実施した。

最も大きく，ST シリーズの約 2.9 倍であった。構築したモデルを図-3～図-7 に併記した。モデルと実験結果は
ST，KK，PS シリーズでは比較的整合したが，AG シリーズでは整合性に課題が残った。

３．１面せん断実験（１） 実験概要ａ）試験体
1 面せん断実験に用いた試験体と載荷を図-9，接合面の処理状況を写真-4 にそれぞれ示す。材料特性は先述
した 2 面せん断実験の試験体と共通である。試験体は，200×200×450 の直方体とし，天端面および下端面に対

図-9

1 面せん断実験の試験体と載荷方法

11三井住友建設技術研究開発報告

凡例：No.1 軸方向変位

No.2 軸方向変位

1500

荷重：P [kN]

1000
500

0.50

1.00

1.50

2.00

1000
500
0
0.00

2.50

0.50

軸方向変位：δ[mm]※最終破壊状況は PS3 試験体

荷重：P [kN]

荷重：P [kN]

500

1.00

1.50

2.00

2.50

2.00

※最終破壊状況は AG2 試験体

2000

1000

0.50

1.50

b）KK No.1～No.3

1500

0
0.00

1.00

軸方向変位：δ[mm]a）ST No.1～No.3
2000

最大圧縮応力度点※最終破壊状況は KK1 試験体

2000

1500

0
0.00

最大せん断応力度点

No.3 軸方向変位※最終破壊状況は ST2 試験体

2000

荷重：P [kN]

第 21 号

1500
1000
500
0
0.00

2.50

0.50

軸方向変位：δ[mm]c）PS No.1～No.3
図-10 1 面せん断実験

1.00

1.50

2.00

2.50

軸方向変位：δ[mm]d）AG No.1～No.3
荷重－軸方向変位関係および最終破壊状況

して約 60°傾斜させた接合面を有するコンクリートブ
ロックである。なお，試験体のサイズは接合面処理の際の施工性，試験体セット時の作業性を考慮して決定した。
接合面の傾斜角度については，45°とした松藤・大村

b）KK

a）ST

らの研究 2）および大津らの研究 3）において圧縮破壊に

写真-4

c）PS

d）AG

接合面の処理状況至った場合と接合面のせん断破壊に至った場合が混在し表-4ていたため，これよりも傾斜角度を大きい 60°とした。
実験変数は 2 面せん断実験と同様に，PCa 部材製造時の鋼製型枠面を想定した ST シリーズ，コンクリート打ち

試験体

継ぎ目処理用樹脂シートによる処理を施した KK シリー
ズ，透水型コンクリート型枠シートによる処理を施したST

PS シリーズ，遅延材を塗布した後にブラスト処理を施した AG シリーズの 4 シリーズ構成とした。試験体数はKK

各シリーズ 3 体の合計 12 体である。
ｂ）載荷方法および計測方法

PS

3000kN 万能試験機を用いて一方向単調載荷を行った。
試験機の台座および載荷ヘッドに接して設置した鉄板治具と試験体間には，石膏キャッピングを施すことにより荷重の偏りを防止した。軸方向変位は，試験体の下端側の鉄板治具にマグネットスタンドで変位計を固定し，載荷ヘッドに変位計先端を当てることで計測を行った（図-9 参照）。

12

AG

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

1 面せん断実験の実験結果一覧

最大荷重
Pmax
[kN]
1432
1536
1326
1732
1706
1660
1637
1739
1690
1446
1686
1620

圧縮応力度
最大値

平均値

σBmax

σB.avg

破壊
形式

35.8

せん断破壊

42.5＊

圧縮破壊

42.2＊

圧縮破壊

39.6＊

圧縮破壊

2

[N/mm ]
35.8
38.4
33.2
43.3
42.7
41.5
40.9
43.5
42.3
36.2
42.2
40.5

*KK，PS，AG 試験体については，せん断破壊せずに圧縮破壊に至ったため，実際には表中の数値以上のせん断強度を有すると考えられる。

コンクリート接合面の力学的性状に関する実験的検討（２） 実験結果

からも，シート類による処理や目荒らし処理によりせん

図-10 に各シリーズの荷重－軸方向変位関係，表-4 に断強度が増加することが分かった。摩擦係数に関する検実験結果一覧をそれぞれ示す。ST シリーズでは，すべ討は，試験方法を含めて検討が不十分であり，今後の検ての試験体において最大荷重時に接合面でずれが生じ，討課題である。

急激な耐力低下が生じた。KK，PS および AG シリーズ
では，PS シリーズの試験体の一部で接合面に沿った微

謝辞：本実験の遂行にあたり，東京都市大学 大村哲矢准教授

小なひび割れを確認したが，接合面でずれが生じることに貴重な御助言および御指導をいただきました。特に，1 面せ

はなく最終的にすべての試験体で圧縮破壊に至ったこと

ん断実験に関する実験計画および実験実施ついては，大村准教から，接合面のせん断強度は圧縮強度以上であったと考授ならびに大村研究室の皆様の御協力を得ました。ここに記しえられる。

て感謝の意を表します。

なお，圧縮破壊に至った KK，PS および AG シリーズについて，実験で得られた圧縮強度は表-1 に示す材料

参考文献

試験結果に比して小さい値を示した。これは，文献 4)に

1） 村田義之ほか：流し込み形成による外殻 PCa 柱部材の研も示されるように，供試体寸法や形状の違いによるもの

究：（その 4）押し抜きせん断試験，日本建築学会大会学であると考えられる。

術講演梗概集（中国），C-2，構造Ⅳ，pp.881-882，1999.7
2） 松藤洋明，岩崎恭平，大村哲矢：打ち重ね部を有するコ

４．まとめ

ンクリート壁の構造性能に関する基礎研究，コンクリー
ト工学年次論文集，vol.42，No.2，pp.649-654，2020.7

ハーフ PCa 工法の先打ち部と後打ち部の接合面を想定

3） 大津美加ほか：コンクリート打継面における摩擦力とせした 2 面せん断実験および 1 面せん断実験を実施した。

ん断力に関する考察

実験変数は両実験ともに接合面の処理方法とした。2 面

ん断力と摩擦力に関する考察，日本建築学会大会学術講

せん断実験より，接合面を無処理とした場合と比較して演梗概集（九州），材料施工，pp.315-316，2016.8

接合面をシート類による処理とした場合は約 2.9 倍，目
荒らし処理とした場合には約 6.1 倍の接合面のせん断強

その 2 45°打継円柱試験によるせ

4） 谷川恭雄ほか：構造材料実験法〈第 3 版〉，森北出版，
pp.182-184，2008.3度を有することを確認した。1 面せん断実験による結果

13

三井住友建設技術研究開発報告14

第 21 号

セメントを用いない超低収縮高強度繊維補強コンクリートの材齢４年までの強度特性

セメントを用いない超低収縮高強度繊維補強コンクリートの
材齢４年までの強度特性
Mechanical Properties of Ultra-low Shrinkage High-strength Fiber Reinforced Concrete
without Portland Cement up to 4 Years
R&D センター

佐々木亘

WATARU

SASAKI

R&D センター

篠崎

裕生

HIROO

SHINOZAKIR&D センター

松田

拓

TAKU

MATSUDA

近年，CO2 排出量削減に関する取り組みが急務となり，建設産業においても様々な検討がなされている。筆者らはポルトランドセメントを用いなくても高い強度を発現でき，かつ収縮量も極めて小さいコンクリートを開発した。さらに，高耐久性による供用中の CO2 排出量低減も目指し，このコンクリートと短繊維による鉄筋の省略や FRP 技術を組み合わせた PC 桁を実際に架設し検証を行なっている。本稿では，この取り組みのうち，
実環境における材齢２～４年までの強度特性の変化について確認した結果を報告する。確認の結果，強度特性に大きな変化は確認されず，圧縮強度やひび割れ発生強度は材齢の経過に伴って徐々に増進している傾向にあることがわかった。
キーワード：ゼロセメント，短繊維補強コンクリート，屋外暴露，長期材齢

In recent years, efforts to reduce CO2 emissions have become an urgent issue, and various studies are being
conducted in the construction industry. The authors have developed a concrete that has high strength andextremely low shrinkage without using Portland cement. Furthermore, with the aim of reducing CO2 emissions
during service due to high durability, we are actually erecting and verifying PC girders that combine shortfibers and FRP reinforcement to omit rebars. This paper reports the results of confirming the mechanicalproperties from two to four years of age in the actual environment. As a result, no significant change inmechanical properties was confirmed, and it was found that the compressive strength and crack strengthtended to increase gradually with the aging of the material.
Key Words: Portland cement free, Fiber reinforced concrete, Outdoor exposure, Long term age

１．はじめにこのコンクリートと短繊維による鉄筋の省略や FRP 緊
張材を組み合わせた PC 桁（以下，実証桁と呼ぶ）を実

近年，CO2 排出量削減に関する取り組みが急務となり，際に製作・架設し検証を行っている 3), 4)。本稿はこの取建設産業においても様々な検討がなされている。コンク

組みのうち，実証橋製作時に採取し屋外環境に暴露したリート材料においては，例えば，一般的な RC 構造物へ供試体による，材齢 4 年までの強度特性について報告すの適用を想定した強度域のコンクリートを中心に産業副るものである。

産物由来の混和材の使用量を高める検討が活発に行われ，土木学会から指針案も発刊されている 1)。そのような中，２．実証桁およびコンクリートの概要

筆者らは，超高強度コンクリートをベースとして粉体および細骨材に産業副産物を使用することで，ポルトラン

図-1 に実証桁の概要，写真-1 に架設時の状況を示す。

ドセメントを用いない条件でも高い強度を発現でき，か

この桁は，コンクリート製品工場（栃木県下野市）から

つ収縮量も極めて小さいコンクリートを開発した 2)。さ国道への出入り口に架設されているプレテンション合成

らに，高耐久化による供用中の CO2 排出量削減も目指し，桁橋を構成する桁の１つである。本橋梁は元々，補強材・

15

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号（単位：mm）

図-1

写真-1

実証桁の概要写真-2

実証桁の架設状況表-1

コンクリートの材料および配合
単位量 [kg/m3]

配合指標
水結合材
単位
比
粗骨材
W/B
絶対容積
[%]
[m3/m3]
12.0

0.200

スランプフローの一例

B

短繊維
混入率
[%]

空気量
[%]

W

1.0

3.0

100

BF

FA

SF

Ex

447

244

122

20

S

G

Fb

974

526

78.5

【使用材料】BF：高炉スラグ微粉末 4000（密度 2.88 g/cm3），FA：フライアッシュ I 種（密度 2.35 g/cm3），SF：シリカフューム（密度 2.27 g/cm3），Ex：
膨張材（密度 3.19 g/cm3），S：フェロニッケルスラグ細骨材（表乾密度 2.90 g/cm3），G：硬質砂岩砕石 2005（表乾密度 2.63 g/cm3），Fb：φ0.2×15mm 鋼
繊維（密度 7.85 g/cm3）が，3 本の桁のうちの 1 本を建設から 28 年経過した 2018
年に撤去して耐荷力の確認やアラミド FRP ロッドの化学分析などを行なった 6)。本実証桁はこの撤去した桁の代わりに，セメントを用いない超低収縮高強度繊維補強
コンクリートとアラミド FRP 緊張材を組み合わせた桁を 2019 年に製作し架設したものである 4)。
表-1 に実証桁に用いたコンクリートの材料および配合を示す。結合材として高炉スラグ微粉末，フライアッシュ，シリカフュームおよび膨張材を組み合わせており，

140
養生条件：35℃36h蒸気→脱型→ 90℃48h蒸気→20℃60%RH

500
長さ変化率 [×10-6]

用しない橋梁として 1990 年に建設されたもの

600

5)である

120

400

100

300

80

長さ変化率

200

60
温度

100

温度 [℃]

緊張材にアラミド FRP ロッドを用いることで鋼材を使

40

0

20

-100

0
0

100

200

300

400

材齢 [日]

収縮

図-2

長さ変化率の測定結果の一例

大部分が産業副産物由来の粉体である。細骨材にも産業副産物であるフェロニッケルスラグ細骨材を使用していは短繊維補強コンクリートであり，かつ単位水量が非常る。短繊維には超高強度繊維補強コンクリート（以下，に小さいが，写真-2 に示すように，フレッシュ時のスラUFC）7)で用いられる細径の鋼繊維を用いている。本配合

ンプフローは 600～700 mm 程度を確保できる。実証桁製

16

200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

70

70

60
55
50
45
40
35
圧縮強度

静弾性係数

静弾性係数 [kN/mm2]65
静弾性係数 [kN/mm2]

圧縮強度 [N/mm2]

セメントを用いない超低収縮高強度繊維補強コンクリートの材齢４年までの強度特性

30

1

2

3

4

50
示方書式×1.3

40
30
20

示方書式

10
0

25
0

白抜きは文献3)のデータ

60

0

5

50

材齢 [年]

図-3

圧縮強度および静弾性係数の経時変化

図-4

作時には，前置き後 35℃36 時間の一次養生と 90℃48 時ートでありながら，材齢 6 日で 150 N/mm2 程度の圧縮強度を発現する。また，このような高い圧縮強度を発現しながら収縮ひずみを生じないことも大きな特徴の一つである。図-2 に 100×100×400 mm の角柱供試体に埋込み型ひずみ計を埋め込んで測定した，打ち込み直後からの長さ変化率の一例を示す。一次養生中に膨張側へ推移した

静弾性係数 [kN/mm2]

間の二次養生という二段階の蒸気養生を行なった。この養生により，ポルトランドセメントを用いないコンクリ

60
59
58
57
56
55
54
53
52
51
50

150

200

圧縮強度と静弾性係数の関係

材齢２～４年
材齢１年まで
材齢２か月まで

155

160

後，二次養生では若干収縮側への挙動が見られるのみでその後の収縮ひずみは小さく，打込み直後を起点とした

100
圧縮強度 [N/mm2]

図-5

165
170
圧縮強度 [N/mm2]

175

180

圧縮強度と静弾性係数の関係（拡大）場合の長さ変化率は膨張側で推移するような挙動を示した。また，コンクリートの圧縮クリープや桁自体の長さ変化も非常に小さく寸法安定性に優れており 4)，プレキ（２）測定結果

ャスト部材として用いた際に，現地で接続する他の構造

図-3 に圧縮強度および静弾性係数の経時変化を示す。

物等に与える影響が小さい部材となっていると言える。

蒸気養生終了直後は 160 N/mm2 程度であったが，材齢 4
年では 170 N/mm2 を超える程度となっている。4 年の間

３．長期強度の測定に大きな変化はなく，先述の蒸気養生を行なうことで，以降の圧縮強度は極めて安定した値を示すことがわかる。

（１）測定方法
実証桁の製作と同時期に，同じ方法でコンクリートを練り混ぜ，ϕ100×200 mm 円柱供試体，100×100×400 mm 角

蒸気養生終了直後から材齢 4 年までの静弾性係数の測定値は 55～57 kN/mm2 であり，ほとんど変化は認められなかった。

柱供試体を採取し，実証桁と同様の養生を行った。その図-4 に圧縮強度と静弾性係数の関係を示す。図中には後，千葉県流山市の雨掛かりのある屋外環境に暴露し，参考として，コンクリート標準示方書に示される圧縮強所定の材齢毎に試験室にて圧縮強度および静弾性係数，度とヤング係数の関係式から求められる値，ならびにそひび割れ発生強度，引張軟化特性の測定を行なった。

の値を 1.3 倍した値も併せて示した。さらに，配合検討

ひび割れ発生強度は，UFC 指針 7)を参考に，割裂引張

時のデータである文献 3)のデータ（図中の白抜き）も示

強度試験において供試体端面のひずみを測定し，ひずみしている。圧縮強度静弾性係数の関係は，配合検討時の変化が不連続になった応力をひび割れ発生強度とした。

値と同様に，おおむね示方書式の 1.3 倍が示す曲線の延引張軟化特性は，JCI-S-002-2003 および JCI-S-001-2003 付

長線上にあり，材齢 4 年までの範囲ではその関係に大き属書に準じて，切欠きのあるはりの曲げ試験結果を逆解な変化も生じていないようである。

析することによって求めた。圧縮強度および静弾性係数

図-5 は図-4 に示したデータの内，今回取得したデーは材齢 4 年，ひび割れ発生強度は材齢 3 年，引張軟化特タを拡大して示したものである。この図からは，概ね材

性は材齢 2 年まで測定を行なった。

齢 1 年までは圧縮強度の変化に応じて静弾性係数も変化

17第 21 号

12

14

10

12
引張応力 [N/mm2]

ひび割れ発生強度 [N/mm2]

三井住友建設技術研究開発報告

8
6
4
2

試験材齢
2週
3か月
1年
2年

10
8
6
4
2

0
0

1

2

3

4

0

5

0

1

材齢 [年]

図-6

図-7

ひび割れ発生強度の経時変化

2
3
仮想ひび割れ幅 [mm]4

引張軟化特性の経時変化しているように見える一方で，材齢 2 年以降は，圧縮強ートにおいては鋼繊維の腐食に対する抵抗性を低下させ度が増加しても静弾性係数はほとんど変化していないよる可能性がある。一方で前述の通り，このコンクリート

うに見える。前述の通り，圧縮強度および静弾性係数のはマトリクス中への水分の浸透に対する抵抗性が非常にどちらも値の変化は大きくなく，特に静弾性係数につい高い。さらに超低水結合材比であり組織が極めて緻密でては極めて狭い範囲での値の変化であるため，供試体ごあることに鑑みると，鋼材への水や酸素の供給は相当にとのばらつきの影響である可能性が高い。また，現時点

小さくなっていることが考えられる。このことはカソーでの数値の変化の範囲自体も，部材の構造性能に影響をド反応を抑制するため，鋼材腐食を抑制する方向に働く。

与えるものではないと考えられる。しかし，ポルトラン

鋼繊維の腐食が進行すると引張軟化特性の低下に繋がる

ドセメントを用いない等，特殊な条件を有するコンクリと考えられるが，今回確認した範囲では，引張軟化特性ートであるため，今後の追跡調査およびデータの蓄積ににおける応力の低下や曲線の形状の変化は生じておらず，

より，実環境での経時による物性変化の傾向であるのか

引張軟化特性に影響を与えるような鋼繊維の腐食は生じ

検討・確認していく必要があるものと考えられる。

ていないと考えられる。

図-6 にひび割れ発生強度の経時変化を示す。圧縮強度や静弾性係数に比べると，測定材齢によって値の変動が４．まとめ

大きいが経時的な変化の傾向も大きいようである。すな
わち，蒸気養生直後は 8 N/mm2 前後であったが，その後ポルトランドセメントを用いない超低収縮高強度繊維

1 年の間に 10 N/mm2 程度に増加し，その後も漸増傾向に補強コンクリートについて，雨掛かりのある屋外環境にある。ひび割れ発生強度はその測定方法から，他の強度暴露した供試体を用いて材齢 4 年までの各種強度特性を指標に比べて乾燥の影響が大きくなり 9)，特に供試体表調べた。その結果，以下の知見を得た。

面の状態の影響が大きくなるものと考えられる。本稿に①

圧縮強度および静弾性係数はそれぞれ材齢 4 年ま示したデータは，雨掛かりのある屋外に暴露した供試体

で大きな変化はなく，圧縮強度はどちらかというのデータである。このコンクリートは，水分浸透に対すと漸増傾向にある。

る抵抗性が大きく10)，内部への水分の浸透深さは極めて②

ひび割れ発生強度は材齢 1 年までの間に 8 N/mm2

小さいと考えられるが，雨掛かりによって表面の乾燥がから 10 N/mm2 程度まで増加し，その後も漸増傾防がれ，ひび割れ発生強度の増大に繋がった可能性があ

向にある。

る。

③

引張軟化特性に大きな変化はなく，鋼繊維やマト

図-7 に材齢 2 年までの引張軟化特性を示す。引張軟化

リクスに問題となるような変化は生じていない。

特性はマトリクスの影響だけでなく，短繊維の影響が大今後も引き続き調査を継続し，強度特性に与える実環

きい。このコンクリートはポルトランドセメントを使用

境での時間経過の影響を確認・検討していく予定である。

せず，高炉スラグ微粉末等の混和材を結合材として用いているため，類似の配合条件のコンクリート 11)と同様に

参考文献

細孔溶液中の pH は通常のコンクリートより小さくなっ

1) 土木学会：混和材を大量に使用したコンクリート構造ていると考えられる。pH が低下するとアノード反応が進
みやすくなるため，マトリクス中の鋼材，このコンクリ

18

物の設計・施工指針（案），2018. 92) Matsuda, T., Noguchi, T., Kanematsu, M. & Mine, R.:

セメントを用いない超低収縮高強度繊維補強コンクリートの材齢４年までの強度特性

Ultralow Shrinkage and High Strength Concrete without
Portland Cement, Proceedings of the fib congress 20183) 佐々木亘，松田拓，恩田陽介，䑓哲義：プレテンショ
ン部材へ適用可能な超低収縮高強度繊維補強コンク

7) 土木学会：超高強度繊維補強コンクリートの設計・施工指針（案），2004. 98) 土木学会：2022 年制定コンクリート標準示方書［設計編］，2023. 3

リートの開発，第 28 回プレストレストコンクリート

9) 佐々木亘，谷口秀明，樋口正典，宮川豊章：短繊維補の発展に関するシンポジウム論文集，pp. 673-678，

強コンクリートのひび割れ発生強度に与える養生方

2019. 11法の影響，コンクリート構造物の補修，補強，アップ4) 篠崎裕生，佐々木亘，三加崇，松田拓：サスティナビ
リティを追求した PC 橋梁の試み，コンクリート工学，
Vol. 59，No. 6，pp. 511-518，2021. 6

グレードシンポジウム論文報告集，第 13 巻，pp. 3340，2013. 11
10) 恩田陽介，佐々木亘，松田拓：ポルトランドセメント

5) 則武邦具，板井栄次，新井英雄，益子博志：アラミドを使用しない超低収縮高強度繊維補強コンクリート

FRP プレテン橋の設計と施工，第 1 回プレストレスの凍結融解抵抗性および物質透過抵抗性，土木学会第トコンクリートの発展に関するシンポジウム論文集，

76 回年次学術講演会講演概要集，V-403，2021. 9

pp. 261-264，1990

11) 小宮克仁ほか：ポルトランドセメントを使用しない超6) Yuji Nonami, Takashi Sanga, Taisuke Fujioka, Hiroshi

低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討

Asai: Bending property of full size PC girder using AFRP

その４：実験シリーズ II 室内試験における中性化抵

rods as pretension tendon which passed 28 years after

抗性と爆裂試験結果，日本建築学会 2022 年度大会（北construction, Proceedings of the fib symposium 2019海道）学術講演梗概集，pp. 665-666，2022. 9

19三井住友建設技術研究開発報告20

第 21 号

副産物を大量に使用し収縮と発熱を抑制した 50MPa 級コンクリートの強度発現に与える温度の影響

副産物を大量に使用し収縮と発熱を抑制した 50MPa 級
コンクリートの強度発現に与える温度の影響
The Influence of Temperature on the Strength Development of Low-heat and Low-shrinkage
50MPa Class Concrete Using High-volume By-products
R&D センター䑓AKIYOSHI

R&D センター

小宮

克仁

R&D センター佐々木亘

R&D センター

松田

哲義

拓

DAI

KATSUHITOWATARUTAKU

KOMIYASASAKIMATSUDA

CO2 排出量削減に関する取り組みとして産業副産物由来の混和材を大量に使用したコンクリートが提案されている。筆者らは，混和材だけでなく細骨材にも産業副産物を使用した圧縮強度の特性値が 50 MPa 程度の低収縮低発熱コンクリートを開発した。このコンクリートについて，本稿では，初期の強度発現に与える温度の影響を実験的に検討した。その結果，このコンクリートは通常のセメントコンクリートに比べて強度発現に与える温度の影響が大きいこと，圧縮強度の温度依存性を有効材齢により統一的に表現するためには，有効材齢を計算する際に用いる見かけの活性化エネルギーを通常のセメントコンクリートで用いられる値より大きくする必要があることなどが分かった。
キーワード：混和材，フェロニッケルスラグ細骨材，低収縮，低発熱

Concrete that uses a large amount of admixture derived from industrial by-products has been proposed as
an effort to reduce CO2 emissions. The authors have developed low-heat and low-shrinkage concrete withcharacteristic value of compressive strength of around 50 MPa, using not only supplementary cementitious
materials but also by-products as fine aggregates. In this paper, we experimentally investigated the effect oftemperature on the initial strength development of this concrete. As a result, the followings were obtained; 1)
In this concrete, the effect of temperature on strength development is larger than that of ordinary cement
concrete. 2) In order to uniformly express the effect of temperature on compressive strength by effective age,
it is necessary to use larger apparent activation energy than the value for ordinary cement concrete whencalculating the effective age.
Key Words: Supplementary cementitious materials, Ferronickel slag sand, Low shrinkage, Low heatgeneration

１．はじめにいる 1)。このコンクリートの基本的な条件では，水結合材比が非常に小さく，強度が高いだけでなくフレッシュ

CO2 排出量削減に関する取り組みが盛んに行われてお時の粘性が大きい。そこで，このコンクリートをベース

り，CO2 排出量の削減効果が得られる方法のひとつとしとして，フレッシュ性状をスランプで管理し，圧縮強度て，産業副産物由来の混和材を大量に使用しポルトランの特性値が 50MPa 程度の配合についても検討を行なっ

ドセメントの使用量を低減したコンクリートの検討も多ている 2)。一方で，結合材中の混和材量を高めると初期

く行われている。筆者らは，結合材だけでなく細骨材にの強度発現性が緩慢となる傾向にあり，適用に当たっても産業副産物を使用することで，高い強度と低収縮性がは，さらに，強度発現性に与える温度の影響についても同時に得られる環境負荷低減型コンクリートを開発して検討しておく必要がある。本稿は，開発したコンクリー

21

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

表-1

使用材料
密度
[g/cm3]記号

早強ポルトランドセメント

3.14

H

膨張材（石灰系，早強タイプ）

3.17

E

高炉スラグ微粉末 4000（セッコウ入り）

2.89

BF

フライアッシュ，JIS I 種

2.34

FA

材料

種類

結合材

シリカフューム

2.27

SF

細骨材

フェロニッケルスラグ細骨材（含水率 0.5%以下）

2.83

S

粗骨材

硬質砂岩砕石 2005

2.62

G

化学混和剤

高性能 AE 減水剤（ポリカルボン酸系）-

SP

AE 剤（ノニオン系特殊界面活性剤とカルボン酸系活性剤）-

AE

消泡剤（ポリオキシアルキレンアルキルエーテル系）-

DF注）細骨材の密度は絶乾密度，粗骨材の密度は表乾密度。化学混和剤は水の一部として計量。

表-2

単位量 [kg/m3]

水結合 細骨材
空気量
材比
率
[%]
W/B
[%]

W

0.30

127

46.5

6.0

表-3

コンクリートの配合
化学混和剤の使用量

B
計

H

E

BF

FA

SF

424

86

20

127

127

64

養生温度と圧縮強度の測定材齢

S

G

860

917

表-4

測定材齢 [日]養生温度[℃]

1

3

6

9

14

28

55

5

-

〇

〇

-

-

〇

〇

10

-

〇

〇

-

-

〇

〇

20

-

〇

〇

-

〇

〇

〇

40

〇

〇

〇

〇

〇

-

〇

SP
AE
DF
[B×%] [B×%] [B×%]
1.10

0.007

0.007

フレッシュ試験結果

供試体の
条件

スランプ
[cm]

空気量
[%]

練上り温度
[℃]

5℃

21.5

5.0

10.9

10℃

21.5

5.1

11.1

20℃

21.0

5.0

10.9

40℃

21.5

5.7

11.1

トに関して，比較的初期の材齢における強度発現性に与ンクリートの材齢 3～7 日で同程度の強度発現性を確保

える温度の影響について調べた結果を報告するものであし，さらに収縮ひずみと水和に伴う発熱量を低減できるる。

ものである 2)。

２．実験概要（２）実験方法および要因
本実験では，圧縮強度発現に与える温度の影響につい（１）使用材料および配合て検討した。すなわち，コンクリートを練り混ぜ，フレ

表-1 に使用材料，表-2 にコンクリートの配合を示す。

ッシュ性状を確認して ϕ100×200 mm 円柱供試体を作製

配合の条件は水結合材比 0.30，単位水量 127 kg/m3，単位したのち，直ちに 5℃, 10℃, 20℃, 40℃の恒温槽内に封緘

粗骨材絶対容積 0.350 m3/m3，結合材の構成は(H+E) : BF :状態で静置させ，圧縮強度と材齢の関係を調べた。また，

FA : SF = 25 : 30 : 30 : 15（質量比）かつ E = 20 kg/m3 であ併せて中央部に熱電対を埋め込んだ円柱供試体も作製し，る。細骨材は空隙構造が粗大で吸水率の大きいフェロニ

養生中の温度を測定した。表-3 に養生温度と測定材齢のッケルスラグ3)である。このフェロニッケルスラグ細骨組合せを示す。

材は気乾状態（含水率 0.5%以下）で使用し，配合計算上

コンクリートの練混ぜは公称容量 100 リットルの強制は絶乾状態として取り扱った。このコンクリートは結合

二軸ミキサを用いた。練混ぜ手順は，結合材および細骨材の 75%と細骨材に産業副産物を使用しており，標準的材を投入して 30 秒，その後化学混和剤を含む水と粗骨な温度条件では，早強ポルトランドを用いた 50MPa 級コ材を投入して 180 秒とした。なお，低温度の影響を中心

22

副産物を大量に使用し収縮と発熱を抑制した 50MPa 級コンクリートの強度発現に与える温度の影響に検討する目的で，練混ぜを含む供試体の製作は，雰囲120

気温度 9～10℃程度の環境で行なった。
圧縮強度 [MPa]100３．実験結果（１）フレッシュ性状
表-４に供試体の養生温度条件とそれぞれのコンクリ

8060
養生温度[℃]40

520

ートのフレッシュ試験結果を示す。各温度条件に供した

0

供試体は，それぞれ同じ日の異なるバッチとして練り混

10

20
40
いずれも封緘養生
1

10

100

注水からの経過時間 [日]ぜて製作したが，40℃の供試体を採取したバッチの試料で若干空気量が大きかったことを除けば，ほぼ同様のフ

図-1

材齢と圧縮強度の関係

レッシュ性状を呈する試料を製作できている。
（２）材齢と圧縮強度の関係
図-1 に材齢と圧縮強度の関係を示す。20℃条件の圧縮強度は，材齢 3 日で 31.4 MPa，材齢 6 日で 47.5 MPa，材
齢 28 日で 79.7 MPa，材齢 55 日で 89.8 MPa であった。
また，材齢 3 日,6 日,55 日の範囲では温度が高いほど圧
縮強度も大きい。図-2 に 20℃条件の圧縮強度に対する各温度条件での圧縮強度の比率（百分率）と材齢の関係

20℃に対する圧縮強度比 [%]250
養生温度[℃]
5

200

10

40

いずれも封緘養生
150
100
50
0

を示す。この図より，いずれの温度条件でも材齢の経過

1

10

100

注水からの経過時間 [日]に伴い圧縮強度比は 100%に近づくことがわかる。材齢55 日における各温度条件での圧縮強度比は，5℃では

図-2

材齢と圧縮強度比の関係

80.1%，10℃では 84.0%，40℃では 108.3%であった。一方，若材齢ほど，温度の影響が大きいことも明らかであ120る。材齢 3 日での圧縮強度比は，5℃では 37.7%，10℃で
いことがわかる。

４．考察

圧縮強度 [MPa]は 56.2%，40℃では 208%であり，温度による差異が大き

Ea/R = 4000

100
80
養生温度[℃]
5
10
20

60
40
20

図-1 に示した材齢と圧縮強度の関係に対して，𝐸 /𝑅を
4000 とした以下の式(1)，すなわちコンクリート標準示方

いずれも封緘養生

0
1

10∆𝑡 ⋅ 𝑒𝑥𝑝

𝐸
1
𝑅 293

1
273 𝑇 ∆𝑡1

ここに，𝑡：有効材齢 [日]1000

有効材齢 [日]書に示される有効材齢 4)で整理した結果を図-3 に示す。
𝑡

100

40

図-3

有効材齢と圧縮強度の関係

𝐸 /𝑅を 4000，すなわち，見かけの活性化エネルギーを

𝐸 ：見かけの活性化エネルギー [J/mol]

33.26×103 J/mol として有効材齢による整理をすると，各𝑅：気体定数 [ = 8.314 J/(mol⋅K)]

温度での圧縮強度の値には乖離があることがわかる。そ𝑇：温度 [℃]

こで，シリカフューム等のポゾラン質微粉末を用いた超∆𝑡 ：温度が𝑇である日数 [日]

高強度モルタル・コンクリートでの検討事例 5), 6)を参考

有効材齢の計算における温度は基本的に実測値を用いに，見かけの活性化エネルギーを変化させた有効材齢にた。熱電対による温度測定開始時の温度は概ね練上り温

ついて検討を行なった。特に，初期の強度発現を推定す度と同程度であったことから，有効材齢の起点は各試料る目的で，本検討で得たデータの内，有効材齢が 28 日まの注水時刻とし，その時の温度は練上り温度と仮定してでの範囲で整理した際に，有効材齢と圧縮強度の関係が計算を行なった。

直線関係で一意に表すことが出来る見かけの活性化エネ

23三井住友建設技術研究開発報告

圧縮強度，f'c [MPa]120

第 21 号

発現と温度の影響について調べ，有効材齢による整理に
Ea = 54.9 kJ/mol

f'c = 47.3 t' + 10.4 (1 < t' < 28)100

ついて検討した。その結果，以下の知見を得た。
① このコンクリートは通常のセメントコンクリートに80

比べて強度発現に与える温度の影響が大きい。

60② このコンクリートの圧縮強度に与える温度の影響を

養生温度[℃]
5
10
2040
いずれも封緘養生

40
20
0
0.1

1

10

100

有効材齢により統一的に表現するためには，有効材
齢を計算する際に用いる見かけの活性化エネルギー
を通常のセメントコンクリートで用いられる値より大きくする必要がある。

1000

修正有効材齢，t' [d]図-4③ 見かけの活性化エネルギーを 54.9×103 J/mol とした
修正有効材齢を用いることで，このコンクリートの修正有効材齢と圧縮強度の関係

材齢初期における強度発現は式(2)で評価できる。
ルギーを最小二乗法により求めた。この結果得られた見かけの活性化エネルギーは 54.9×103 J/mol であった。この見かけの活性化エネルギーを式(1)に代入して得られ

参考文献

る有効材齢を修正有効材齢とし，圧縮強度の関係をプロ

1) T. Matsuda, T. Noguchi, M. Kanematsu, R. Mine: Ultralow

ットしたのが図-4 である。見かけの活性化エネルギーを

Shrinkage and High Strength Concrete without Portland

大きくする必要があるということは，高炉スラグ微粉末

Cement, Proceedings of the fib congress 2018

等の混和材を大量に使用したこのコンクリートにおいて，

2) 䑓哲義，佐々木亘，恩田陽介，松田拓：超低収縮・低少なくとも比較的初期材齢の強度発現性に与える温度の発熱型設計基準強度 50MPa 級コンクリートの開発，影響が通常のセメントコンクリートに比べて大きいこと

三井住友建設技術研究開発報告，第 20 号，pp. 45-48，を意味している。本検討の結果からは，このコンクリー

2022.

トでは，見かけの活性化エネルギーを 54.9×103 J/mol と3) 松田拓，蓮尾孝一，野口貴文：細骨材の違いが超高強した修正有効材齢と，図-4 中に示した式(2)を用いること

度コンクリートの性状に及ぼす影響，コンクリート工

で，実環境で多く想定されうる温度（5～40℃）条件での学年次論文集，Vol. 37，No. １，pp. 1117-1122，2015.

初期の強度発現について，比較的精度よく，推定が可能

74) 土木学会：2022 年制定コンクリート標準示方書［設であるものと考える。

計編］，2023. 3
𝑓

47.3 ⋅ 𝑡

10.4

2

ここに， 𝑓 ：圧縮強度 [MPa]5) 桐山宏和ほか：C3S 系セメントとポゾラン質微粉末を用いた超高強度モルタルの圧縮強度の温度依存性と𝑡′：活性化エネルギーを 54.9×10

3 J/mol とその評価方法に関する研究，土木学会論文集 E2，Vol.

した修正有効材齢 [日] 1𝑡

28

75，No. 3，pp. 157-168，2019.
6) 加藤優志，太田貴士，渡邉悟士，黒岩秀介：温水養生

５．まとめによる超高強度コンクリートの圧縮強度の早期判定
試験方法に関する基礎検討，コンクリート工学年次論

産業副産物を大量に使用し，収縮と発熱を抑制した 50
MPa 級のコンクリートについて，材齢 55 日までの強度

24

文集，Vol. 43，No. 1，pp. 845-850，2021. 7

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討―その 4 長期材齢における力学特性・収縮性状・クリープ性状―

ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 4

長期材齢における力学特性・収縮性状・クリープ性状－Examination on Practical Use of
Ultra-low Shrinkage and High Strength Concrete without Portland Cement－ Part4 Mechanical Characteristics, Creep and Shrinkage Properties in Long-term Age －R＆D センター

坂本

遼

RYO SAKAMOTO

R＆D センター

峯竜一郎

R＆D センター

小宮

克仁

KATSUHITO KOMIYARYUICHIRO MINE

R＆D センター松田

拓TAKU MATSUDA

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートのプレキャストコンクリート部材としての実用化に向け，室内試験により材齢 1 年における力学特性，収縮性状およびクリープ性状を確認した。その結果，1）一般的な高強度コンクリートに比べ圧縮強度の増進が大きく，静弾性係数が高いこと，2）材齢 1
年においても乾燥収縮ひずみおよび自己収縮ひずみが非常に小さいこと，3）載荷持続期間 1 年におけるクリープ係数が約 0.4 であることが確認された。
キーワード：ポルトランドセメント不使用，高強度コンクリート，長期材齢，力学特性，収縮性状
クリープ性状For practical use of ultra-low shrinkage and high strength concrete without portland cement as a precast
concrete member, mechanical characteristics, shrinkage properties and creep in the age of one year wereconfirmed by laboratory tests. As a result, the followings were confirmed;1) Compared to general highstrength concrete, increase in compressive strength was large, and static modulus of elasticity was high, 2)
In the age of one year, the dry shrinkage strain and the self-shrinkage strain were very small, 3) In theloading term of one year, creep coefficient was about 0.4.
Key Words: Non-portland cement, High-strength concrete, Long-term age, Mechanical characteristics,
Shrinkage, Creep

１．はじめに筆者らは，産業副産物を活用して使用材料由来の CO2
排出量の低減を図り，セメントを使用せずとも製造可能

近年，持続可能な社会の実現に向けて，二酸化炭素な超低収縮・高強度コンクリート（以下，サスティンク（以下，CO2 と称す）排出量削減の取り組みが進められリート（STC）と称す）を開発した 1),2)。STC の配（調）ている。建設分野では，主要資材であるコンクリートの合条件は，収縮・クリープの原因となる自由水量を減ら使用による CO2 排出量が着目されている。コンクリート

すことを目的に単位水量を極力低減し，かつ，低水結合の使用に伴う CO2 排出量のうち，ポルトランドセメント材比とする点に特徴がある。また，この水結合材比の低（以下，セメントと称す）の製造に起因する割合が大き下により懸念される自己収縮の増大は，フェロニッケル

く，産業副産物をセメント代替材料として使用したコン

スラグ細骨材（以下，FNS と称す）等の自己収縮低減効

クリートの検討が注目されている。

果の高い細骨材を採用することで解決している 3)。

25

第 21 号

三井住友建設技術研究開発報告表-1

コンクリートの配（調）合

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

Bの質量比率［NC：BFA：FA：SF：EX］

EX［kg/m³］SG

STC-RDC

15.0

60.4

HG

H-CON

28.6

45.0

名称

60±10

3.5

130

0：0.537：0.293：0.147：0023

20

FNS

3.0

170

1：0：0：0：0：0

0

S1+S2

※1
表-2
種類 記号

フェロニッケルスラグ細骨材
硬質砂岩砕石2005

物性値
密度：2.88g/cm³，
比表面積：4,400cm²/g
密度：2.40g/cm³，
比表面積：5,680cm²/g
密度：2.26g/cm³，
比表面積(BET法)：20.0m²/g
密度：3.17g/cm³，
比表面積：5,000cm²/g
表乾密度：2.98g/cm³，
粗粒率：2.60
表乾密度：2.63g/cm³，
実積率：59.0%

種類

W

上水道水

密度：1.00g/cm³

SP1

高性能減水剤Ⅰ種

ポリカルボン酸系

AF

空気量調整剤

アルキルエーテル系NC

普通ポルトランドセメント

S1

陸砂

S2

硅岩砕砂

LG

石灰砕石2005

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

W

上水道水

密度：1.00g/cm³

SP2

高性能AE減水剤
遅延形Ⅰ種

ポリカルボン酸
エーテル系

BFA

高炉スラグ
微粉末（石膏入り）FA

フライアッシュSF

シリカフュームEX
STCRDC FNS
HG

HCON

使用材料

膨張材

本報では，STC のうちセメントを使用しない配（調）※1

LG

S1:S2=50:50（質量比）

練
掻
練
練
粗骨材
混
き
混
混
粉体
排
水+化学 →
ぜ → 落 → ぜ →
細骨材 → ぜ →
出
混和剤
180
と
180
20
投入
投入
秒
し
秒
秒
図-1
表-3

練混ぜ手順

試験項目および試験方法

試験項目

試験方法

試験項目

試験方法

圧縮強度

JIS A 1108

乾燥収縮ひずみ

参考文献5)

静弾性係数

JIS A 1149

自己収縮ひずみ

参考文献5)

乾燥収縮ひずみ JIS A 1129-2

圧縮クリープ

JIS A 1157

標準
水中

打
20℃封かん
：込 →
→
養生
み

打
5～40℃
：込 →
封かん
み
7dry

各温度で封かん養生

打20℃封かん
：込 →
→
養生
み

図-2

材齢48時間から標準水中養生

材齢7日から
20℃，60%RHで気中養生

供試体の養生方法

キサを使用した。H-CON は市中のレディミクストコン

合（以下，STC-RDC と称す）を対象にして，プレキャ

クリート工場で製造して運搬した高強度コンクリートとストコンクリート部材としての実用化を目的に長期材齢し，水結合材比は 28.6 %，単位水量は 170 kg/m3 である。

における力学特性，収縮性状およびクリープ性状を室内

なお，STC-RDC のフレッシュコンクリート試験結果は試験で確認した。また，材齢 28 日の圧縮強度が STC-

既報 4） に示す通りであり，スランプフローは目標値とRDC と同程度の一般的な高強度コンクリート（以下，した 60±10cm を，空気量は目標値とした 3.5±1.5%をH-CON と称す）を用いて，力学特性と収縮性状の比較満たす結果となった。

検討を行なった。
（２）試験項目および試験方法

２．試験概要試験項目および試験方法を表-3 に示す。力学特性の確認として圧縮強度と静弾性係数を測定した。供試体の（１）配（調）合および使用材料

養生方法を図-2 に示す通りであり，標準水中養生では，

コンクリートの配（調）合を表-1 に，使用材料を表-

打込み完了直後から 20℃封かん養生を行い，材齢 48 時

2 に示す。STC-RDC の水結合材比は 15.0 %，単位水量

間から養生を開始した。封かん養生は，温度 5℃，10℃，

は 130 kg/m3 とした。結合材には，高炉スラグ微粉末，20℃，40℃とし，打込み完了直後から各温度で養生しフライアッシュ，シリカフュームおよび膨張材を使用し，た。乾燥条件の養生（以下，7dry と称す）は，材齢 7 日

細骨材には FNS を使用した。STC-RDC の練混ぜは，図まで 20℃封かん養生を行い，その後は温度 20℃，相対-1 に示す手順で行い，公称容量 100 リットル強制二軸ミ

湿度 60%の条件とした。

26

160

140

140

120
100
80
60

STC-RDC

4040℃封かん
20℃封かん
10℃封かん
5℃封かん

20
0
0

図-3

圧縮強度[N/mm²]

圧縮強度[N/mm²]

160

100

200
材齢[日]

圧縮強度試験結果

300

STC-RDC

120
100
80
60

封かん養生

0

図-4
70

140

60

120
100
80

H-CON

40

標準水中
20℃封かん
7dry

20
0
0

図-5

100

圧縮強度試験結果

200
材齢[日]

H-CON

300

標準水中
20℃封かん
7dry

0

400

160

60

STC-RDC4020

静弾性係数[kN/mm²]

圧縮強度[N/mm²]

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討―その 4 長期材齢における力学特性・収縮性状・クリープ性状―

200
材齢[日]

圧縮強度試験結果

STC-RDC

300

400

温度 20℃条件

大プロット：材齢1年

50
40
30

STC-RDC2010

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

0

400

100

0

温度 20℃条件

30

図-640℃封かん
20℃封かん
10℃封かん
5℃封かん
標準水中
7dry

60
90
圧縮強度[N/mm²]

H-CON
標準水中
20℃封かん
7dry

120

150

圧縮強度と静弾性係数との関係

収縮性状の確認として，自己収縮ひずみと乾燥収縮ープ試験用供試体と同一養生を行なった円柱試験体の載

ひずみを測定した。なお，乾燥収縮ひずみは 2 つの方法

荷時における圧縮強度の 1/3 とした。なお，試験は STC-

で測定を行なった。

RDC のみで実施した。

自己収縮ひずみの測定は，高流動コンクリートの自己収縮試験方法 5)（以下，自己収縮試験方法と称す）を

３．試験結果参考に，熱電対内蔵埋込型ひずみ計（以下，ひずみ計と
称 す ） を 用 い て 行 な っ た 。 供 試 体 寸 法 は 100×100×（１）圧縮強度400mm とし，温度 20℃の封かん状態における打込み直各温度で封かん養生を行なった STC-RDC の圧縮強度

後からのひずみを測定した。なお，線膨張係数を 10×

試験結果を図-3 に示す。材齢 1 年まで養生温度によらず-6 /℃と仮定して温度ひずみを除去した。

圧縮強度の増進が確認された。次に，温度 20℃の条件

乾燥収縮ひずみの測定は，JIS A 1129-2 に準じた方法

において，水分供給の条件が異なる標準水中，封かん，（以下，JIS 法と称す）と，自己収縮試験方法を参考に，

7dry の養生を行なった STC-RDC と H-CON の圧縮強度ひずみ計を用いた方法で行なった。供試体寸法は 100×

試験結果をそれぞれ図-4，5 に示す。STC-RDC は材齢 1

100×400mm とし，打込み直後から温度 20℃で封かん養

年まで養生条件によらず同等の強度発現を示した。材齢生を行なった。JIS 法では材齢 48 時間で脱型して材齢 7

91 日から材齢 1 年にかけての強度増進は標準水中，20℃

日まで標準水中養生を行なった。ひずみ計を用いた方法

封かん，7dry でそれぞれ約 20，29，14N/mm2 であった。

10

は材齢 7 日に脱型した。両測定方法ともに材齢 7 日以降

一方，H-CON の同期間での強度増進は標準水中と 20℃の養生条件は，温度 20℃，相対湿度 60%の環境とした。

封かんでそれぞれ約 12，9N/mm2 となり，7dry では強度

なお，ひずみの起点は乾燥開始時の材齢 7 日とした。

増進が見られなかった。既報 4)では，STC-RDC の強度

圧縮クリープ試験は JIS A 1157 に準拠して行なった。

増進に水分供給の条件が与える影響は非常に小さいこと

供試体はφ100×200mm の円柱供試体とし，打込み直後を確認しており，材齢 1 年においても同様の傾向が確認

から封かん状態で温度 20℃の環境で養生を行ない，材された。

齢 48 時間で脱型し，材齢 7 日まで標準水中を行なった。
その後，温度 20℃，相対湿度 60%の環境で養生し，材
齢 28 日から載荷を開始した。載荷応力度は，圧縮クリ（２）静弾性係数
圧縮強度と静弾性係数との関係を図-6 に示す。既報 4)27

第 21 号

STC-RDC
H-CON

-200
-400
-600

-1000

収
縮
を -1200
表す

100

自己収縮ひずみ[×10-6]

図-7

200
乾燥期間[日]

300

400

200
STC-RDC

-200
-400
-600
H-CON

-800

↓
収
縮
を
表
す

-1200
1

10
100
t+1[日] （t：打込み完了からの経過日数）

図-9

-600
-800

図-8

400

-1000

-400

収
縮
を-1200表
0.0
す

乾燥収縮ひずみ

0

STC-RDC
H-CON

-200

-1000

破線：ひずみ計を用いた測定結果
打込み直後から乾燥開始まで20℃封かん

0

0

↓

↓

実線：JIS法の測定結果
打込み直後から20℃封かん→材齢48時間で脱型・乾燥開始まで標準水中養生-800

クリープ係数乾燥収縮ひずみ[×10-6]0

乾燥収縮ひずみ[×10-6]

三井住友建設技術研究開発報告

1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0

0.5

1.0
質量減少率[%]

1.5

質量減少率と乾燥収縮ひずみとの関係
STC-RDC
対数 (STC-RDC)

y = 0.06ln(x) + 0.0491
R² = 0.9881

1

10
100
t+1[日] （t：載荷開始からの経過日数）

図-10

自己収縮ひずみ

1000

クリープ係数と同様に，材齢 1 年でも STC-RDC の静弾性係数は JA示す。H-CON の材齢 1 年の自己収縮ひずみは約 670×

SS5 に示される推定式 6)より与えられた値よりも高いこ

10-6 となった。一方，STC-RDC は初期に膨張側に挙動とが確認された。一般的な圧縮強度の範囲において，した後に収縮側に転じているものの，材齢 1 年でも収縮FNS を使用すると静弾性係数が大きくなる傾向

7)にあり，

本実験より高強度の範囲においても同様の傾向が確認さを示しておらず，自己収縮ひずみは非常に小さいことが確認された。

れた。また，圧縮強度の増加に伴って静弾性係数も増加していることが確認された。

（４）圧縮クリープ
圧縮クリープ試験結果から算出したクリープ係数を（３）収縮性状JIS 法とひずみ計で測定した乾燥収縮ひずみを図-7 に示す。乾燥期間 1 年の両測定結果は，H-CON で約 600×

図-10 に示す。STC-RDC のクリープ係数は載荷持続期
間 1 年でおよそ 0.4 となり，クリープ係数が対数的に増加することが確認された。

10-6，STC-RDC で約 250×10-6 となり，H-CON に比べて国内外の指針等に示されるクリープ予測式は様々あSTC-RDC の乾燥収縮ひずみは非常に小さいことが確認

り，例えば ACI-209 モデル 8)や JSCE モデル 9)が挙げらされた。また，乾燥開始までの養生条件が異なるものの，れるが，STC-RDC のようにセメントを使用しないコン

JIS 法およびひずみ計を用いて測定した乾燥収縮ひずみ

クリートの予測式や知見はない。既往研究 10)に示されは同様の結果となった。ひずみ計を用いた本測定は自己る圧縮強度が同程度のコンクリートのクリープ係数と比収縮試験方法を参考にしたものの，JIS 法と同じように較すると，STC-RDC のクリープ係数のほうが小さく，乾燥収縮ひずみを評価できる可能性が確認された。

超高強度コンクリートと同程度となっている。クリープ

次に，JIS 法で測定した供試体の質量減少率と乾燥収係数はクリープひずみを弾性ひずみで除して得られる値

縮ひずみとの関係を図-8 に示す。H-CON に比べて STC-である。一般的に，乾燥収縮ひずみとクリープひずみの

RDC のほうが質量減少率は小さく，乾燥期間 1 年の質量進行過程は相似である 11）とされている。つまり，乾燥減少率は STC-RDC が約 10%，H-CON が約 14%であっ

収縮ひずみが小さいほどクリープひずみは小さくなり，た。STC-RDC の乾燥収縮ひずみが小さい要因の一つとクリープ係数も小さくなる傾向にある。STC-RDC のク

して，水分の逸散が少ないことが考えられた。

リープ係数が小さい要因として，乾燥収縮ひずみが非常

ひずみ計を用いて測定した自己収縮ひずみを図-9 に28に小さいことが一因として考えられる。しかし，先述しポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討―その 4 長期材齢における力学特性・収縮性状・クリープ性状―たようにクリープ係数には弾性ひずみが直接的に関わっ

2） 松田拓ほか：ポルトランドセメントを使用しないていることに加えて，水結合材比や単位セメントペース

超低収縮・高強度コンクリート，日本建築学会大ト量などの多くの要因が影 響を与えてい る

12)。STC-

RDC のクリープ性状について，今後，より詳細な検討を実施する予定である。

会学術講演梗概集（中国），pp.369-370,2017.8
3） 松田拓ほか：細骨材の違いが超高強度コンクリー
トの性状に及ぼす影響，コンクリート工学年次論文集，Vol.37,No.1,pp.1117-1122,2015

４．まとめ4） 坂本遼ほか：ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた

STC-RDC の長期材齢（材齢 1 年）における圧縮強度，
静弾性係数，収縮ひずみ，圧縮クリープについて以下の知見を得た。
①

長期材齢における圧縮強度の増進は，一般的な高強度コンクリートよりも大きく，水分の供給条件の違いによるその差は小さいことが分かった。

②

静弾性係数は，長期材齢でも推定式よりも高くなった。また，圧縮強度の増加に伴って静弾性係数も増加した。

③⑤

力学特性と収縮性状－，三井住友

建設技術研究開発報告，第 20 号,pp.27-32,2022.10
5） 日本コンクリート工学会：超流動コンクリート研
究委員会報告書，1994.5
6） 日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説
JASS5 鉄筋コンクリート工事 2018，pp.12,2018.7
7） 土木学会：フェロニッケルスラグ骨材を用いたコンクリートの設計施工指針，pp.11,2016.7
8） ACI Committee 209：Prediction of Creep，Shrinkage

乾燥期間 1 年における乾燥収縮ひずみは非常に小and Temperature Effects in Concrete Structure

さく，水分の逸散が少ないことが要因の一つと考

9） 土木学会コンクリート委員会：2002 年制定コンク

えられた。
④

検討－その 1

長期材齢においても自己収縮ひずみは非常に小さ

リート標準示方書［構造性能照査編］，p.36,2022.3
10） 陣内浩ほか：180N/mm2 クラスまでの高強度コンク

いことが分かった。

リートの各種強度と長期力学特性，セメント・コ

クリープ係数は載荷持続期間 1 年で約 0.4 となった。

ンクリート論文集，No.57,pp.44-49,2003
11） 日本建築学会：プレストレストコンクリート設計

参考文献

施工規準・同解説，pp.109,1998

1） 松田拓：超低収縮・低炭素・低発熱・高強度・高12） 長瀧重義ほか：高強度コンクリートの乾燥収縮及流動を副産物で実現した高性能コンクリート，コびクリープの特性，コンクリート工学，Vo1.20，

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

No.4，pp.75-87，1982.4

29

三井住友建設技術研究開発報告30

第 21 号

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 5 長期材齢における爆裂試験結果－

ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 5

長期材齢における爆裂試験結果－

Examination on Practical Use of
Ultra-low Shrinkage and High Strength Concrete without Portland Cement-Part5 Explosion Test Result in Long-term AgeR＆D センター

小宮克仁

KATSUHITO

KOMIYAR＆D センター

峯竜一郎

RYUICHIROMINE

R＆D センター

坂本

遼

RYO

SAKAMOTO

R＆D センター

松田

拓

TAKU

MATSUDA

本報では，ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化を目的とし，火災加熱を受けた際の爆裂性状を確認した。ポリプロピレン繊維と鋼繊維を所定量混入した供試体に対し材齢約 3 か
月と 1 年において爆裂試験を実施し，材齢の経過が強度発現と爆裂性状に与える影響を確認した。実験の結果，繊維の混入により爆裂による損傷は低減された。また，爆裂による損傷は強度増進に伴い小さくなる傾向が得られた。
キーワード：低環境負荷，耐火，爆裂，鋼繊維，ポリプロピレン繊維

In this report, the explosion property under fire condition was investigated for the purpose of practicalapplication of ultra-low shrinkage and high strength concrete without Portland cement. Explosion tests
were carried out on small specimens containing a specified amount of polypropylene fiber and steel fiber
at ages around 3 months or 1 year. From the test results, authors investigated as to the effect of strength
gain to the explosion properties. As a result, the damage caused by the explosion was reduced due tocontaining fibers. It was also confirmed that the spalling was reduced due to compressive strength gain of
concrete as well.
Key Words: Low environmental impact, Fire resistance, Explosion, Steel fiber, Polypropylene fiber

１．はじめにを対象とし，プレキャストコンクリート部材としての実用化を目的に，火災加熱を受けた際の爆裂性状に及ぼす，

近年，カーボンニュートラル社会の実現に向けて世強度増進の影響を爆裂試験により確認した。すなわち，界中で様々な取り組みが行われており，二酸化炭素削減

ポリプロピレン繊維と鋼繊維を所定量混入した供試体をの重要性が認識されている。その中でもコンクリートに用いて材齢 91,92 日 4)，および 364,365 日で強度発現とおいては，その構成材料においてポルトランドセメント

爆裂性状を確認した。

（セメント）の製造時における二酸化炭素排出量が極めて多いことが知られている 1)。そのような背景の中，筆２．試験条件者らはセメントを使用しない条件においても製造可能な
超低収縮・高強度コンクリート（サスティンクリート

コンクリートの使用材料を表-1 に，調合条件を表-2（STC））を開発している 2),3)。本論文では，STC のうちに示す。STC-RDC は結合材（B）を高炉スラグ微粉末

セメントを使用しない調合（以下、STC-RDC と称す）

（BFA），フライアッシュ（FA），シリカフューム（SF），

31

第 21 号

三井住友建設技術研究開発報告

供試体

断熱材

供試体

角型鋼管

L型アングル

炉蓋

鋼板（t=6mm)

異形棒鋼
（D19)
100

炉蓋

コンクリート[寸法：mm]

L型アングル

角型鋼管

3500

寸法：mm

供試体設置状況
4000

4000

図-1

供試体模式図，写真実験に使用した耐火炉の模式図
長さが 15mm でストレート形状の鋼繊維（F15），長さが表-1
種類

STC-RDC記号

ぜは，公称容量 100L の強制二軸ミキサを使用した。練

種類

物性等

BFA

高炉スラグ微粉末（石膏入り）

密度：2.88g/cm³，
比表面積：4,400cm²/g
SO3 量:2.1%

FA

フライアッシュSF

シリカフューム

り混ぜ量は 80L/バッチとした。

密度：2.40g/cm³，
比表面積：5,680cm²/g
密度：2.26g/cm³，
比表面積(BET法)：200,000cm²/g
密度：3.17g/cm³，
比表面積：5,000cm²/g
表乾密度：2.98g/cm³，
粗粒率：2.60
表乾密度：2.63g/cm³，
実積率：59.0%

３．爆裂試験概要

EX

膨張材

FNS

フェロニッケルスラグ
細骨材

HG

硬質砂岩砕石2005

W

上水道水

密度：1.00g/cm³

SP1

高性能減水剤Ⅰ種

ポリカルボン酸系

模式図，写真を図-1 に示す。耐火炉は水平耐火試験炉

アルキルエーテル系を使用し，熱源は都市ガスとした。加熱温度は，JIS A

AF

空気量調整剤PP2

ポリプロピレン繊維

F15

鋼繊維

DRA

鋼繊維

表-2

試験体名

30mm でフック形状の鋼繊維（DRA）を使用した。練混

使用材料

手順で行った。爆裂試験時の供試体設置状況と供試体の1304 に規定される標準加熱曲線 A に沿うように制御し，加熱時間は 30 分とした。加熱終了後は供試体の温度が雰囲気温度になるまで自然放冷を行った。なお，試験は一面加熱で行った。供試体は既報 5)と同様に，100×100

調合条件
繊維混入率
［vol%］
SG

130

0：0.550：0.300：
0.150：0×400mm の角柱体とし，かぶり厚さは 40mm，中心に異形棒鋼（D19）を設置した。D19 の両端に厚さ 6mm の拘

合成
鋼繊維
繊維

束板を溶接した拘束治具を配置した。また，爆裂試験時

PP2 F15 DRAに拘束板が直接加熱されることを防ぐために，端面から03.5

爆裂試験は JCI-S-014-2018 を参考に，既報 5)と同様の

密度：0.91 g/cm³，繊維長さ：2mm，
繊維径：18μm
密度：7.85 g/cm³，繊維長さ15mm，
繊維径：0.2mm
密度：7.85 g/cm³，繊維長さ30mm，
繊維径：0.62mm

Bの質量比率目標ス
空気[NC：BFA： EX
W
W/B s/a ランプ
量33[%] [%] フロー
FA：
[kg/m
]
[kg/m ][%]
[cm]
SF：EX]

STC-RDCBase
STC-RDCPP2-F15 1.0
15.0 60.3 60±10
STC-RDCPP2-DRA0.5
STC-RDCPP2-DRA1.0（１）爆裂試験と供試体

000.33 1.0

20
FNS HG
(外割)
0.33

0

0

0.5

0.33

0

1.0

50mm の範囲を耐火性断熱材により被覆した。
（２）養生条件と試験材齢爆裂試験に供するまでの養生条件は，条件 A，条件 Bの 2 水準とする。条件 A は供試体作製後，20℃封かんと膨張材（EX）とした。BFA は JIS A 6201 に適合する高した。条件 B は供試体作製後 20℃封かんとし，注水か

炉スラグ微粉末 4000 を使用し，FA は JIS A 6202 に適合

ら 48 時間後に 40℃封かんとした。条件 A，B ともに材するフライアッシュⅠ種を使用した。細骨材（S）は，齢 28 日で脱型し，20℃，60%RH 条件で試験材齢まで気フェロニッケルスラグ細骨材（FNS）を使用した。粗骨中養生とした。爆裂試験は条件 A で材齢 91，364 日，条材（G）は最大粒径が 20mm の硬質砂岩砕石（HG）とし

件 B で材齢 92，365 日とした。

た。高性能減水剤（SP1）は，JIS A 6204 に適合する主成分がポリカルボン酸系のものを使用し，消泡剤（AF）（３）爆裂試験後の評価方法

はアルキルエーテル系のものを使用した。爆裂試験では，爆裂試験後の評価は JCI-S-014-2018 を参考に，最大爆

上記に加え，長さが 2mm のポリプロピレン繊維（PP2），

裂深さ，平均爆裂深さ，爆裂面積率の 3 つの項目とした。

32

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 5 長期材齢における爆裂試験結果－

表-3

1000

爆裂試験時の圧縮強度と含水率

900

爆裂試験時の物性値
養生条件

800
700

炉内温度(℃)600

条件A(28d20℃封かん→20℃60%RH気中)

500
400

記号

条件A材齢91日
条件A材齢364日
条件B材齢92日
条件B材齢365日
JIS A 1304

300
200
100
0
0

5

10

15

20

25

30

91

圧縮強度
[N/mm²]
35

40

45

50

55

60

経過時間(分)図-2364

炉内温度測定結果

写真-1

91

試験材齢[日]364 92 365

含水率
[wt%]

STC-RDC-Base106 133 2.47
STC-RDC-PP2-F151.0 90.9 111 2.10
STC-RDC-PP2-DRA0.5 90.7 126 2.18
STC-RDC-PP2-DRA1.0 101 126 2.21

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

2.83
2.17
2.48
2.57

圧縮強度
[N/mm²]

117
125
116
120

126
131
131
125

92

365

含水率
[wt%]

2.53
2.30
2.48
2.26

2.95
2.54
2.73
2.71

爆裂試験後の供試体状況
1304 に示される標準加熱曲線 A も併せて示す。各試験における炉内温度は均一であり，標準加熱曲線に沿って制御されていた。爆裂試験時の圧縮強度と含水率を表3 に示す。材齢 91，92 日から材齢 364，365 日にかけての強度増進は，条件 A のほうが条件 B よりも大きくなった。また試験時の含水率は，条件 A は材齢 91 日で
2.10～2.47wt%，材齢 364 日で 2.17～2.83wt%，条件 B は
材齢 92 日で 2.26～2.53%，材齢 365 日で 2.54～2.95wt%
であり，全て含水率 3.00wt%以下であった。

写真-2 爆裂試験後の供試体爆裂したコンクリートを鋼繊維が拘束している状況

爆裂試験後の供試体の一例を写真-1，2 に示す。試験後の供試体を観察した結果，鉄筋が露出していたのは繊維を混入していない STC-RDC-Base のみであった。また，

爆裂深さは加熱面を 10×20mm のメッシュで分割した交繊維を混入した供試体において，写真-2 に示すように点を測定箇所（計 176 点）とし，レーザー変位計を用いかぶり部分において，爆裂したコンクリートが鋼繊維にて測定した。また，爆裂面積率は，測定した爆裂深さが拘束され，飛散せずに留まっている状況が確認された。

0 より大きい測定点数を全測定箇所（176 点）で除した

繊維混入による爆裂抑制効果については，有機繊維によ値とした。含水率は JIS A 1476 に準拠し，爆裂試験の供る水蒸気圧や熱応力の緩和効果と鋼繊維による補強効果

試体と同一養生を行ったφ100×200mm の円柱供試体をがあると指摘されている 6)。今回対象としたコンクリー

用いて測定した。

トについても，鋼繊維による補強効果で爆裂が抑制される結果が得られた。

４．爆裂試験結果

次に，最大爆裂深さ，平均爆裂深さ，爆裂面積率の測定結果を図-3 に示す。なお，各測定結果には，鋼繊

炉内温度の測定結果を図-2 に示す。図中には JIS A

維の補強効果により剥落していない表層部分のコンクリ

33

第 21 号

平均爆裂深さ最大爆裂深さ

条件A

材齢91日
平均爆裂深さ(mm)

かぶり厚さ
40mm

50
40
30
20

40
30
20
10

0
70

0
70

条件B

材齢92日
材齢365日

50
40
かぶり厚さ
40mm

30
20

材齢92日
材齢365日

条件B

60

10

50
40
かぶり厚さ
40mm

30
20
10

0

0
STC-RDC-Base

STC-RDCPP2-F151.0

STC-RDCSTC-RDCPP2-DRA0.5 PP2-DRA 1.0

STC-RDC-Base

STC-RDCPP2-F151.0

STC-RDCSTC-RDCPP2-DRA0.5 PP2-DRA 1.0

60
40
20

材齢91日
材齢364日

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

条件B

材齢92日
材齢365日STC-RDC-Base

最大爆裂深さ，平均爆裂深さ，爆裂面積率の測定結果

100
0STC-RDC-Base
STC-RDC-PP2-F151.0
STC-RDC-PP2-DRA0.5
STC-RDC-PP2-DRA1.0

最大爆裂深さ
70

100
0

70

平均爆裂深さ（mm）

かぶり厚さ40mm

30
20 実線：条件A
破線：条件B
10 中塗り：材齢91，92日
中抜き：材齢364，365日
0
80
90
100

STC-RDCSTC-RDCPP2-DRA0.5 PP2-DRA 1.0

実線：条件A
破線：条件B
中塗り：材齢91，92日
中抜き：材齢364，365日

60

50

STC-RDCPP2-F151.0

STC-RDC-Base
STC-RDC-PP2-F151.0
STC-RDC-PP2-DRA0.5
STC-RDC-PP2-DRA1.080

平均爆裂深さ60

最大爆裂深さ（mm）

条件A

80

図-3

80

40

100

材齢91日
材齢364日

かぶり厚さ
40mm

50

10

60

爆裂面積率

条件A

60

材齢364日

平均爆裂深さ(mm)最大爆裂深さ(mm)60

最大爆裂深さ(mm)70

爆裂面積率（%）

70

爆裂面積率（%）

三井住友建設技術研究開発報告

50
40

かぶり厚さ40mm

30
20
10

110

120

130

140

0
80

圧縮強度（N/mm²）

90

100

110

120

130

140

圧縮強度（N/mm²）

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

図-4

圧縮強度と最大爆裂深さ，平均爆裂深さの関係ートも測定値に含まれている。図-3 の条件 A に着目す

さも，平均爆裂深さと同様に加熱時の強度が高いほど小ると，繊維を混入した供試体は，材齢の経過とともに爆さくなるが，圧縮強度 90N/mm2 付近ではかぶり厚さを

裂面積率，平均爆裂深さ，最大爆裂深さが小さくなる傾上回った。他方，圧縮強度の高い条件 B の場合には，繊向が確認された。また，鋼繊維の種類と最大爆裂深さに維を入れた水準では最大爆裂深さと平均爆裂深さがとも着目すると，鋼繊維の混入率が 1.0vol%の条件で，ストに条件 A より小さくなっている。今回の実験結果では，

レート形状の F15 よりもフック形状の DRA を混入した

鋼 繊 維 混 入 率 が 1.0vol%の 水 準 に お い て ， 圧 縮 強 度

ものの最大爆裂深さが小さくなった。一方，条件 B では，

116N/mm2 以上で最大爆裂深さが 30mm を下回る結果と条件 A で見られたような材齢の経過や繊維の種類によるなった。

明確な傾向は確認できなかったが，繊維を入れた水準では全てかぶり厚さを下回る結果となった。
図-4 に圧縮強度と，最大爆裂深さ，平均爆裂深さの関係を示す。条件 A の平均爆裂深さに着目すると，繊維本実験から，STC-RDC による RC 部材の火災時におけるかぶり部分の保護には，鋼繊維を 1.0vol%混入することが有効であり，圧縮強度が一定程度発現していることが重要と考えられる。

を混入した水準において加熱時の強度が高いほど平均爆
裂深さは小さくなる傾向が確認できた。また，繊維を混５．まとめ入した全ての水準で平均爆裂深さは，かぶり厚さに到達しない結果となっており，繊維混入による爆裂抑制効果

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度が確認できた。繊維を混入した水準における最大爆裂深コンクリートの調合（STC-RDC）の強度増進に伴う爆34

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 5 長期材齢における爆裂試験結果－

裂性状の変化を実験で確認した。本実験の範囲内で以下動を副産物で実現した高性能コンクリート，コンクのことが分かった。

リート工学，Vol. 59, No.9, pp.788-793，2021. 9①

鋼繊維を混入することで，爆裂したコンクリートの3)

飛散を抑制する効果が得られる。
②

低収縮・高強度コンクリート，日本建築学会大会学

鋼繊維の形状に着目すると，フック形状の鋼繊維を1.0vol%混入することで爆裂による損傷の低減効果

術講演梗概集（中国），pp.369-370，2017. 84)が高まった。
③

討は，圧縮強度の増進に伴い，爆裂による損傷が小さ

その 4：実験シリーズⅡ

室内試験における中性化抵抗性と爆裂試験結果，日本建築学会大会学術

くなった。

研究科

小宮克仁ほか：ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検ポリプロピレン繊維と鋼繊維を混入した STC-RDC

謝辞：本実験を行うにあたり，東京大学大学院 工学系

松田拓ほか：ポルトランドセメントを使用しない超講演梗概集（北海道），pp.665-666，2022.9
5)

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

野口貴文教授に助言いただきました。ここに記制に与える影響に関する研究，コンクリート工学年

して感謝いたします。

次論文集，Vol.41，No.1，pp.1199-1204，2019
参考文献
1)

一般社団法人セメント協会：セメントの LCI データの概要，2022. 3

2)

6)

三井健郎ほか：超高強度コンクリート柱の耐火性能
向 上 に 関 す る 研 究 ， 竹 中 技 術 研 究 報 告 ，No.66，
2010

松田拓：超低収縮・低炭素・低発熱・高強度・高流35三井住友建設技術研究開発報告36

第 21 号

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 6

実大 RC 柱の載荷加熱試験－

ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 6

実大 RC 柱の載荷加熱試験－

Examination on Practical Use of
Ultra-low Shrinkage and High Strength Concrete without Portland Cement- Part6 Loaded Fire Resistance Test of Full-size RC Column R&D センター

峯竜一郎

RYUICHIRO MINE

R&D センター

坂本

遼

RYO SAKAMOTO

R&D センター

小宮

克仁

KATSUHITO KOMIYA

R&D センター松田

拓TAKU MATUSUDA

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化を目的に，プレキャスト工場の実機ミキサを用いて実大スケールの RC 柱（430×430×h3,500mm）を作製し，載荷加熱試験を実施することでその耐火性能を確認した。載荷による柱の軸圧縮応力は設計基準強度（Fc=60N/mm²）の 1/3 とし，標準加熱
温度曲線 A（ISO834-1）に準拠した 60 分加熱を実施した。試験の結果，爆裂の影響でかぶりコンクリートが剥離し，一部で鉄筋が露出する箇所が確認されたものの，軸方向収縮量と軸方向収縮速度のどちらも判定基準
値以下となり，60 分の耐火性能を確認した。
キーワード：ポルトランドセメント不使用，低環境負荷，プレキャスト部材コンクリート，
高強度コンクリート，実大載荷加熱試験

The purpose of this paper is to use ultra-low-shrinkage, high-strength concrete without Portland cement
for actual structure. Full-scale RC columns (430 × 430 × h3,500 mm) were manufactured using an actual
mixer in a precast concrete factory. Fire resistance performance of the RC columns was confirmed byloaded fire resistance tests. The RC columms were heated for 60 minutes according to the standard heating
temperature curve A (ISO834-1). Axial compressive stress was 1/3 of the design standard strength(Fc=60N/mm²). As a result of the tests, it was confirmed that explosion phenomenon occurred during
heating and some rebars were partially exposed due to being peeled off cover concrete. The amount of
deformation in the axial direction and the rate of deformation in the axial direction were below the judgment
standard values, confirming that the 60-minute fire resistance was secured.
Key Words: Non-Portland cement, Low environmental impact, Concrete for precast members,High strength concrete, Loaded fire resistance test of full-size column

１.はじめに炭素排出量が極めて多いことが知られており，セメントを使用しない条件においても製造可能な超低収縮・高強近年，カーボンニュートラル社会の実現に向けて世界中で様々な取り組みが行われており，二酸化炭素削減

度コンクリート（以下，STC と称す）が開発されている 1),2)。

の重要性が認識されている。その中でもコンクリートに

著 者 ら は ，STC の う ち セ メ ン ト を 使 用 し な い 調 合

おいては，その構成材料においてポルトランドセメント（STC-RDC）を対象に，プレキャスト部材としての実（以下，単にセメントと呼ぶ）の製造時における二酸化用化を検討しており，室内試験によって力学特性，耐久

37

三井住友建設技術研究開発報告表-1
記号

第 21 号

使用材料

種類

練混ぜ開始
（ミキサ起動）

物性等

練混ぜ時間10分

BFA

高炉スラグ微粉末（石膏入り） 密度：2.88g/cm³，比表面積：4,400cm²/g

FA

フライアッシュ密度：2.40g/cm³，比表面積：5,680cm²/g

SF

シリカフューム

密度：2.26g/cm³，比表面積：200,000cm²/g

EX

膨張材

密度：3.17g/cm³，比表面積：5,000cm²/g

FNS

フェロニッケルスラグ細骨材

表乾密度：2.98g/cm³，粗粒率：2.60

HG

硬質砂岩砕石2005

表乾密度：2.63g/cm³，実積率：59.0%

細骨材、高炉スラグ微粉末、フライアッシュ※，シリカフューム※，膨張材※投入W

水

密度：1.00g/cm³

高性能減水剤Ⅰ種

ポリカルボン酸系

PP2

ポリプロピレン繊維

密度：0.91 g/cm³，繊維長さ：2mm，繊維径：18μm

DRA

鋼繊維

密度：7.85 g/cm³，繊維長さ：30mm，繊維径：0.62mm

表-2
NO.

記号

1

Bの質量比率［BFA：FA：SF：EX］

EX
［kg/m
³］

S

G

繊維混入率
[vol%]

15.0

0.537：0.293：0.147：0023

20

FNS

HG

0.33

練混ぜ手順

PP

sf
1.0

60.4

60±10

3.5

130

0.5

フレッシュ試験結果と載荷加熱試験時の物性値
載荷加熱試験時の物性値

フレッシュ試験結果
NO.

練混ぜ終了
（ミキサ停止）コンクリートの調合条件

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

STC-RDC-0.5

表-3

コンクリート排出※：手投入する材料

図-1

STC-RDC-1.0

2

鋼繊維投入完了

粗骨材，
水+化学混和剤，
有機繊維投入SP

鋼繊維投入開始

練混ぜ時間2分30秒

記号SP添加率 スランプ 空気量[B×%] フロー[cm][%]

練上がり 乾燥期間 圧縮強度 ※1 含水率 ※2
[日]
温度[℃]
[N/mm²][%]

1

STC-RDC-1.0

1.25

67.8

3.3

28

124

85.9

3.78

2

STC-RDC-0.5

1.10

60.9

3.4

27

128

84.9

3.50

STC-RDC-1.0
写真-1

STC-RDC-0.5

スランプフロー試験後の状況※1 部材同一養生の円柱供試体の圧縮強度※2 部材同一断面（430×430×h1000mm）の中心部コア（φ100×200）の含水率

性等の基本的な性状を確認している 3),4)。また，プレキャスト工場の実機ミキサを用いた実機試験を行い，通年（夏期，標準期，冬期）で製造可能であることを確認

写真-2

打込み状況

写真-3

打込み完了後している 5)。本報は，STC-RDC を用いて製造した構造
部材の耐火性能を確認することを目的とし，STC-RDC

コンクリートの調合条件を表-2 に示す。水結合材比の実大 RC 柱を製作し，載荷加熱試験を実施した結果を（W/B）を 15.0%，単位水量を 130kg/m³とし，結合材に報告するものである。

おける各粉体の質量比率は表中に記載の値である。目標
設計基準強度(Fc)は 60N/mm2 とした。繊維混入率は既報の小型試験体を用いた爆裂試験の結果 4)を参考に，2 水

２.試験概要準（STC-RDC-1.0 と STC-RDC-0.5）とした。両試験体（１）使用材料とコンクリートの調合条件の合成繊維の混入率（PP）は 0.33vol%とし，鋼繊維の使用材料を表-1 に示す。結合材（B）はブレーン法に混入率（sf）は STC-RDC-1.0 は 1.0vol%，STC-RDC-0.5

よる比表面積が 4000 相当の高炉スラグ微粉末（BFA），

は 0.5vol%とした。なお，合成繊維と鋼繊維はどちらもフライアッシュ（FA），シリカフューム（SF），膨張材

体積外割りで混入した。練混ぜは図-1 に示す手順で実（EX）とした。細骨材はフェロニッケルスラグ細骨材施した。目標スランプフローは 60±10cm，目標空気量は（FNS），粗骨材は最大粒径が 20mm の硬質砂岩砕石

3.5±1.5%とした。

（HG）とした。高性能減水剤（SP）は，主成分がポリカルボン酸系のものを使用した。また，耐火性能向上を（２）フレッシュ性状と載荷加熱試験時の物性値

目的とし，合成繊維（PP2）と鋼繊維（DRA）を使用しフレッシュ試験結果と載荷加熱試験時の物性値を表-ている。合成繊維は，従来の高強度コンクリートの耐火

3 に，スランプフロー試験後の状況を写真-1 に示す。ス

爆裂防止対策として使用される，繊維長さが 2mm のポ

ランプフローと空気量は目標値の範囲内となり，目視の6)。鋼繊維は,その補強効果に範囲で繊維の分散状況は良好であった。また，後述する

よる爆裂時のかぶりコンクリートの剥離防止を期待し，載荷加熱試験時の物性値（圧縮強度と含水率）は，繊維長さが 30mm のフック型のものとした。

STC-RDC-1.0 と STC-RDC-0.5 で大きな違いはなかった。

リプロピレン繊維とした38

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

図-2

－その 6

実大 RC 柱の載荷加熱試験－

試験体断面

断熱材

3,000

3,500

試験体

STC-RDC-1.0
温度測定位置430

写真-4

STC-RDC-0.5

載荷加熱試験後の試験体外観

屋内で気中養生とした。

３.試験方法

断熱材

変位計

ロードセル

試験装置の概要を図-3 に示す。試験は文献 7)「4.1 耐火性能試験方法」に準拠した。試験体は加熱炉内に垂直

油圧
ジャッキ

に設置して上下端を固定支持とした。載荷荷重 N は，
軸力比（N/(Ac×Fc)，Ac:断面積（mm²），設計基準強度
Fc=60N/mm²）で 0.33 とした。
載荷荷重は加熱前に載荷し，加熱終了後も自然冷却
させて加熱時間の 3 倍の時間（180 分）荷重を保持した。

図-3

試験装置の概要

試験体の加熱部分は長さ 3,500mm のうち 3,000mm とし，
ISO-834 「建築構造部材の耐火試験方法」8)に規定され（３）載荷加熱試験体
RC 柱試験体の断面寸法と温度測定位置を図-2 に示す。
断 面 寸 法 は 430×430mm と し ， 配 筋 は 主 筋 ：10-D13

る標準加熱温度曲線に従って加熱した。載荷荷重は油圧ジャッキに取り付けたロードセルにより測定した。また，試験体の軸方向変位を変位計によって測定した。変位計（SD345），帯 筋：2-D6（SD295@50） と した。 試験体

は図-4 に示す位置で載荷板の隅角部（4 点）の変位を測

高さ（h）は 3,500mm，コンクリートの かぶり厚さは定し，その平均値を判定基準値としている。耐火性能の40mm とした。試験体のコンクリート打込み時の状況を評価は，測定値が次に示す 2 つの式で計算された値以下

写真-2 に，打込み完了後を写真-3 に示す。打込みにはであることを判定基準とした。

ホッパーを用い，棒型振動機で締固めを行った。打込み①最大軸方向収縮量（h / 100 = 35 mm）

完了後，乾燥防止のために打込み面をラップで覆い，6②最大軸方向収縮速度（3×h / 1000 = 10.5 mm/分））

面を厚さ 200mm の断熱材で覆った状態で打ち込みから温度測定は試験体高さの中心部の位置（下端から21 日まで養生した。その後，脱枠し，雨がかりのない

1,750mm）とした。図-2 に示すように，熱電対を用い，

39

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

40

1200

STC-RDC-1.0

STC-RDC-0.5

35

1000
標準加熱温度曲線
炉内温度
コン中心部
鉄筋1
鉄筋2
鉄筋3

炉内温度
温度（℃）

800

コン中心部
鉄筋1
鉄筋2

600

軸方向収縮限界 35mm30

軸方向変位（mm）

標準加熱温度曲線

鉄筋3

収縮限界速度の最大値 004mm/分

25
STC-RDC-1.0
20

STC-RDC-0.5

15
加熱終了
10

400

5

収縮

200

0
0
0

60

120
時間（分）

180

240 0

60

120

180

240

-5
0

60

時間（分）

a) STC-RDC-1.0
図-4

図-5

温度測定結果3）），コンクリート内部温度，炉内温度を計測した。

180

240

時間（分）

b) STC-RDC-0.5

鉄筋温度（隅角部（図中鉄筋 2），側面部（図中鉄筋 1，120

軸方向変位測定結果

STC- RDC-0.5 の鋼繊維混入率は STC-RDC-1.0 と比べ小さくなっているため，爆裂によるかぶりコンクリートの剥離が多くなり，鉄筋が直接加熱される時間が長くなっ

４.実験結果たことによるものと考えられる。鉄筋の温度は，加熱終了時点が最も高く，鉄筋 1，2，3 でそれぞれ，663，637，

載荷加熱試験終了後の試験体外観を写真-5 に示す。
STC-RDC-0.5 と STC-RDC-1.0 のどちらも爆裂音は加熱

756℃であり，STC-RDC-1.0 と比べて最高温度は高くなっている。

開始から約 8 分で発生し，その後断続的に続いた。加軸方向変位測定結果を図-5 に示す。軸方向収縮量の熱開始約 35 分で，大きな爆裂音とともに側面部のかぶ最大値は，STC-RDC-1.0 と STC-RDC-0.5 でそれぞれ 1.9，

りコンクリートの剥落が確認された。その後，加熱終了

2.9 mm であり，判定基準値を超えなかった。軸方向収の 60 分まで，断続的に爆裂音がしていた。試験終了時

縮速度の最大値は，STC-RDC-1.0 と STC-RDC-0.5 のどの 240 分まで計測・観察を行ったが，加熱終了後に爆ちらも 0.04 mm/分であり，判定基準値を下回った。

裂の発生は確認されなかった。写真-5 を見ると，隅角軸方向収縮量と軸方向収縮速度のどちらの判定基準値

部よりも側面部の剥落が多くなっており，一部で主筋と以下となり，STC-RDC は 60 分の耐火性能を確保できる

帯筋の露出が確認された。また，STC-RDC-0.5 よりもことが確認された。

STC-RDC-1.0 のほうが目視の範囲でかぶりコンクリー
トが多く残っていた。どちらも過大な変形は見られなか

５.まとめ

った。
温度測定結果を図-4 に示す。60 分の加熱終了後，荷ポリプロピレン繊維と鋼繊維を混入したポルトラン重を保持した状態で 180 分間まで軸方向の変位を測定しドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリート

た結果（合計 240 分）を示している。

(STC-RDC)を用いて製作した実大 RC 柱の載荷加熱試験

STC-RDC-1.0 に着目すると，鉄筋の温度上昇は，隅を実施し，本実験の範囲内で以下の知見を得た。

角部（鉄筋 2）の方が側面部（鉄筋 1，3）より遅くなる①60 分の耐火性能が確保された。

傾向が見られた。側面部は加熱終了時点に，隅角部は加②鋼繊維を 1.0 vol%混入したものは，0.5 vol%混入し熱終了から約 12 分後に最高温度に達した。最高温度はたものより爆裂による損傷が低減された。

鉄筋 1，2，3 でそれぞれ，503，491，549℃だった。平
面部の鉄筋温度は，隅角部よりも高くなっており，かぶ謝辞：本実験を行うにあたり，東京大学大学院 工学系研

りコンクリートの剥落は，平面部の方が早かったと推察

究科される。中心部のコンクリート温度は緩やかに上昇し，

日本シーカ㈱にご協力いただきました。ここに記して感最高温度は試験終了時の 184℃だった。

謝いたします。

STC-RDC-0.5 に着目すると，鉄筋 1,2,3 の温度上昇勾配は STC-RDC-1.0 と比べて大きくなった。これは，40

野口貴文教授にご助言をいただきました。また，

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討－その 6

実大 RC 柱の載荷加熱試験－

参考文献

討― その 2 中性化抵抗性と爆裂性状―，三井住友建1)

設技術研究開発報告，第 20 号，pp33-38，2022.10

松田拓ほか：ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリート，日本建築学会大会学

2)

3)

5)

術講演梗概集（中国），pp.369-370，2017.8

超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検松田拓：超低収縮・低炭素・低発熱・高強度・高流

討― その 3 実機ミキサを使用した製造実験 ―，三動を副産物で実現した高性能コンクリート，コンク

井住友建設技術研究開発報告，第 20 号，pp39-44，

リート工学，Vol. 59, No.9, pp.788-793，2021. 92022.10

坂本遼ほか：ポルトランドセメントを使用しない超6)

低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討
研究開発報告，第 20 号，pp27-32，2022.10

会報告書，2017.9
7)

小宮克仁ほか：ポルトランドセメントを使用しない
超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検公益社団法人日本コンクリ－ト工学会：高温環境化におけるコンクリ－トの性能評価に関する研究委員― その 1 力学特性と収縮性状―，三井住友建設技術4)

峯竜一郎ほか：ポルトランドセメントを使用しない

一般財団法人

日本建築総合試験所：防耐火性能試

験・評価業務方法書
8)

ISO-834：建築構造部分の耐火試験方法

41

三井住友建設技術研究開発報告42

第 21 号

WHOLE LIFE CARBON EMMISSIONS OF LOW-CARBON HIGH DURABILITY NON-METALLIC BRIDGES

WHOLE LIFE CARBON EMMISSIONS OF LOW-CARBON HIGH
DURABILITY NON-METALLIC BRIDGES
低炭素で耐久性に優れた次世代非鉄製橋梁の生涯炭素排出量
R&D センター

ゼリン アリファ

ZERIN ARIFA

R&D センター

篠崎 裕生

SHINOZAKI HIROO

ゼロセメントコンクリート（STC-ZERO）と非金属補強材のアラミド繊維 FRP ロッド(AFRP)を活用した超高耐久低炭素プレストレストコンクリート橋を開発した。 STC-ZERO は，セメントを一切用いておらず従来のコンクリートに比べて低炭素でありながら，高強度,低収縮, 低クリープといった性能を実現する。 AFRP
は，腐食の心配がない。 本技術を適用した AASTHO-PCI BT-72 PC 桁橋とバタフライウェブ橋を設計し, 生涯
炭素排出量を算出するとともに，対応する従来の橋と比較した。 その結果，本橋梁を採用することで生涯炭素排出量は約 70% 削減されることが分かった。
キーワード：炭素排出量, ライフサイクルアセスメント（LCA), 非鉄製橋梁, 超高耐久性,
ゼロ-セメントコンクリート（STC-ZERO）
An initiative for ultra-high durability low carbon prestressed concrete bridges utilizing sustainable zero cement

concrete (STC-ZERO) and nonmetallic reinforcement is undertaken targeting low carbon sustainableinfrastructures. STC-ZERO exhibits high strength, low shrinkage, low creep and low carbon emission
compared to the conventional concrete. Aramid fiber PC tendons have no factor of corrosion. Accordingly,
an AASTHO-PCI BT-72 PC girder bridge and a butterfly web bridge are designed incorporating thiscombination and compared with corresponding conventional bridges with respect to whole life carbon
emissions. The whole life carbon emissions of next generation non-metallic bridges are expected to be
reduced by around 70%.
Key Words:

Carbon emission, Life cycle assessment (LCA), Non-metallic bridge, Ultra-high durability,
Zero-cement concrete (STC-ZERO)1.

INTRODUCTION

combination of AFRP and STC-ZERO is practicable.
Accordingly, an AASTHO-PCI BT-72 PC composite girder

This paper presents a challenging initiative on an ultra-highbridgedurability low carbon

prestressed concrete next generation

combinationand compared with the similar conventional

bridge utilizing sustainable zero cement concrete (STC-

bridge withrespect to structural performance and life cycleZERO)

assessment, specificallyofand non-metallic

reinforcement.

CO2 emission

STC-ZERO is significantly low compared to those of

conventional

superstructure

accordance with BSisdesignedequivalent

incorporating

carbonthisemission in

EN15978(2011) 2), 3). Additionally, theconcretes of same strength as cement iswhole life carbon emission of a single span non-metallic

entirely replaced1). The non-metallic Aramid fiber reinforced

butterfly web bridge incorporating STC-ZERO and AFRP

polymer (AFRP) PC tendons and glass fiber reinforced

tendons is estimatedpolymer (GFRP) reinforcing bars have no factor of

conventional

deterioration of concrete owing to the nonexistence of

rehabilitation requirements, the highly durable BT-72 girder

corrosion2). As STC-ZERO exhibits low pH value, thebridge andand compared with the corresponding

bridge. Since, there is no repair andbutterfly web box girder bridge with STC-

43

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

Fig. 1a. 1G non-metallic pre-tensioned girder (1990)

Fig. 2(a). Segment details

Fig. 1b. 2G non-metallic pre-tensioned girders (2018)

Fig. 2(b). Butterfly web fabrication

Fig. 2(c). Bessodani Bridge

ZERO and non-metallic reinforcement reduces the whole lifeat the time of construction was maintained up to the test date6).

carbon emission by approximately 70%2).

Thus, AFRP as a new material applied as prestressing tendonsin concrete was confirmed to be intact after more than a2.

DEVELOPMENT HISTORY OF
NONMETALLIC BRIDGES

quarter century of use.
One of the three pre-tensioned girders constructed in 1990
was replaced by a new girder made of high strength STC-

The 1st generation (1G) of highly durable non-metallic

ZERO and AFRP tendons in 2018 (Fig. 1b). The new girder

bridge in Japan was initiated by Sumitomo Mitsui

was designed with thirteen cables each containing 2×

Construction jointly with Teijin Co. Ltd. dates back to 1984.

D7.4mm or 3×D7.4mm AFRP deformed rods stressed with

The physical properties of AFRP corresponding to the

70% of guaranteed strength5). There was no transverse shear

practical construction requirements i.e., rod handling, heat

reinforcement requirement due to the high strength of STC-

resistance against welding, physical strength against impact

ZERO incorporating 1vol.% of steel fiber along with theload and concrete casting, relaxation, bond length, strength

AFRP tendons as bending reinforcement contributing toof bent portion etc. were confirmed and the guidelines for theincreased shear strength5). Monitoring of the previously

construction wereprepared.4)

In 1990, an innovative pre-constructed two non-metallic girders will also be continued

tensioned (length=12.5 m) demonstration road bridge wasand structural performances will be verified in 2090 after 100

constructed utilizing nonmetallic AFRP tendons (Fig.1a) andyears of construction.

early strength concrete. Further, in 2018, one of the three

The development of 2nd Generation (2G) non-metallic

pre-tensioned girders from the demonstration road bridge wasbutterfly web bridge was initiated as joint research with Westtaken out to confirm its structural performance conducting

Nippon Expressway Company (NEXCO West) in Japan in

bending loading test after 28 years of service. The AFRP

2010 with the goal of constructing an ultra-high durable

tendons showed no signs of deterioration and retained thecorrosion free bridge limiting the cost around 1.5 times of

initial strength confirmed through chemical analysis5). There

that of a typical concrete bridge2), 7). It is the 26.5m long,

was no degradation of bending strength and the performance

11.55m width with 2.8m girder depth Bessodani Bridge along

44

WHOLE LIFE CARBON EMMISSIONS OF LOW-CARBON HIGH DURABILITY NON-METALLIC BRIDGESTokushima Expressway commenced in 2020 (Fig.2a-c). It is

3.2

a simply supported bridge with butterfly panels as webs of

NON-METALLIC REINFORCEMENTREPLACING STEEL

the box girder constructed as precast segments. The butterfly

Technora aramid fiber developed by Teijin Limited, which,webs of the girder acting as double Warren truss resulted in aunlike other aramid fibers, is not affected by alkali4). Thissignificant reduction of materials7). Shear forces areproperty

decomposed into compression and tension forces in thereinforcement materials. AFRP tension material is abutterfly web panels that successfully eliminates thecontinuous aramid fiber bonded in a rod shape with vinyl

anabsolute

requirementforconcrete

Moreover, high-ester resin2). AFRP rods can be fabricated with nodes, similar

strength fiber reinforced concrete having high tensile andto deformed bars greatly enhancing the bond performance

shear strength developed to make members extremely thin,and enables concrete embedment with short development

reducing the dead weight of the main girder. AFRP rods werelengths4). AFRP tendon exhibits excellent fatigue resistanceutilized as external post-tensioned cables in the longitudinal

and equivalent tensile strength as PC steel strands4). Although,direction and pre-tensioned in the transverse direction

the relaxation of AFRP rod is larger than that of conventionaleliminating steel reinforcement7). This non-metallic bridge is

PC steel tendon, elastic modulus of AFRP is around one-

10% to 20% lighter than conventional structures7).

fourth of steel contributing to low prestress loss due torequirements of shear

reinforcement7).

isshrinkage and creep of concrete9). Moreover, corrosion
3.

FUSION OF NON-METALLIC FRP AND

resistant GFRP rods possess good fatigue endurance, low

STC-ZERO FOR NEXT GENERATION

thermal and electrical conductivity, and high longitudinal

BRIDGE

strength to weight ratio compared to steel reinforcing bars2).

The challenging concept of developing ultra-high durability
lowcarbon3.3

NEXT GENERATION AASHTO-PCI BULB TEE
GIRDER BRIDGE

sustainable prestressed concrete

bridgeswith fusion of innovative zero cement concrete(STC-

A next generation ASSTHO-PCI BT-72 PC girder bridgeZERO) and non-metallic FRP will be discussed in the

superstructure is designed incorporating this revolutionary

following sections.

combination and compared with the similar conventional
bridge with respect to structural performance and simplified

3.1 DEVELOPMENT OF STC-ZERO

whole life carbon emissions. A superstructure of typicalThe ultra-low shrinkage and high strength sustainable zerointerior BT-72 PC girder simply supported bridge wascement concrete termed as STC-ZERO is innovateddesigned (Fig.3a) in accordance with the AASHTO Load andincorporating ferronickel slag sand (FNS), blast furnace slag,

Resistance Factor Design2),10) replacing normal strength

fly ash, silica fume and expansive additive allowing ultra-low

concrete with STC-ZERO, steel prestressing strands withwater to binder ratio1). Thecompressive strength of STC-

AFRP tendons and steel reinforcing bars with GFRP rods.

ZERO exposed outdoors up to two years with unsealedThe

conditions exceeds 150 MPa since the microstructure

reinforcement of the girder, reinforcement of the composite

continues to be refined through on-going reaction of theslab and the traffic barriers are in accordance with AASHTO

remaining supplementary cementitious materials1), 8). Long-

guidelines11). Fig.3b illustrates the reinforcement details ofterm splitting tensile strength of STC-ZERO is higher thanthe BT-72 conventional girder and the non-metallic girder ofthat of conventional concrete with identical compressive

same size. The non-metallic girder is designed withstrength using ordinary Portland cement (OPC) 1). Maximum

considering four D7.4 mm AFRP rods arranged together as aheat of hydration is 30°C-40°C lower than that ofsingle tendon unlike the conventional girder. In composite

conventional concrete of the same strength1). Compressive

non-metallic RC slab GFRP rods are utilized as primary andcreep is one-third of that of conventional concrete.

distribution reinforcement. Additionally, non-metallic traffic

Autogenous and drying shrinkage of STC-ZERO is extremely

barrier is designed with GFRP rods ensuring sufficient anchor

small owing to an internal curing effect contributed by FNS1).

length2).

designspecificationsof

GFRP rods

as

shear

Nonetheless, carbon emissions can be reduced by up to 70%
compared to normal conventional concrete (NCC)１).

45

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

Fig. 3a. Reinforcement details of the next generation BT-72 girder bridge superstructure at mid-span2)

Fig. 3b. Reinforcement details of the next generation and the conventional BT-72 PC girders2)
Table 1. Equivalent Carbon Emission in tons (tCO2e) at material production stages (A1-A3)2)

Item

Unit
tCO 2 e per
CO 2
WeightWeightmaterial
3(kg)
Coeficient(m )3component(kg/m )

NCC

18.3

2321

PC Girder φ12.7mm Steel PC Strand 0.2
D12.7mm Steel Bars
0.1
Conventional
NCC
116.6
BT-72 Girder Composite
BridgeSlab
D16mm Steel Bars
2.2
NCC
10.6
Traffic
Barrier D16 & D19mm Steel Bars 0.2
STC-ZERO
18.3
PC Girder D7.4mm AFRP PC Tendon 0.2
D12.7mm GFRP Rod
0.1

BridgeCategory

Sl.no.

Next
Generation Composite
BT-72 Girder
Slab
BridgeTraffic
Barrier

Vol.

6.50

7850
7850

42358 356 kg/m3
1373 4.03 kg/kg
992 0.77 kg/kg

2321
7850
2321

270594 356 kg/m3
17420 0.77 kg/kg
24510 356 kg/m3

41.50
13.36
3.76

7850

1506

0.77 kg/kg

1.16

2520
1300
1740

45990 100 kg/m3
308 9.10 kg/kg
235 3.09 kg/kg

1.83
2.80
0.73

293794 100 kg/m3
6814 3.09 kg/kg
26611 100 kg/m3

11.66
21.06
1.06

STC-ZERO
19mm GFRP Rods
STC-ZERO

116.6
3.2
10.6

2520
2100
2520

D15 GFRP mm bars
D20 GFRP mm bars

0.03
0.2

2000
2675

65
458

3.09 kg/kg
3.09 kg/kg

tCO 2 eTotal
No. tCO 2 e
Tolal
per
Volume tCO2e/m3
of per total
tCO2e
bridge3
Unit elements(m )element

5.53
0.76

0.20
1.42

12.8

6

76.7

54.9

1

54.9

4.9

2

9.8

5.4

6

32.1

32.7

1.0

32.7

2.67

2.0

5.3

141

247

0.57

70

247

0.28

Table 2. Probabilistic estimation of whole life tCO2e of the BT-72 girder bridge superstructure2)

tCO 2 eWhole lifetCO 2 eWhole life
emission rate reduction
Emission3(%)
tCO 2 e/m
(A+B+C)

Bridgecategory

Lifecycle
factorConventional
BridgeNext
Generation
BridgeRepair &Replacement

141

35

265

(1.5 times of A)

442

1.8

NA

No Repair &Replacement

70

18

12

(12% of whole life
emission)

100

0.4

77

46

Modue A

Module B and C

A1-A3 (80% of A) A4-A5 (20% of A)

WHOLE LIFE CARBON EMMISSIONS OF LOW-CARBON HIGH DURABILITY NON-METALLIC BRIDGES

Fig.4. Whole life carbon emission system boundary: En15978(2011)3)

4.

LCA OF NEXT GENERATION AASHTO-PCI
BT-72 GIRDER BRIDGELCA evaluating the environmental impacts involves fourstages of the life cycle as stated in BS EN159783): (1)material production stage (A1-A3); (2) construction process
stage (A4-A5); (3) user stage (B1-B7); and (4) end-of-lifestage (C1-C4)3) as shown in Fig.4. In the present study,
carbon dioxide equivalent in tons (tCO2e) encompassing all
greenhouse gases responsible for the global warming
potential is estimated both for BT-72 girder conventional andnext generation non-metallic bridge superstructure as a

Fig. 5. Carbon emission share of material components
and bridge elements2)

simplified LCA2). It is evident from the previous studies thatmaterial production constitutes the maximum share12),13),14).

from module B and C (B+C=1.5×A) as estimated in Table

Hence, estimation of tCO2e in the current study focuses on

2. Also, based on the LCA by Li et al14) current estimation

the material production stage (A1-A3) as shown in Table 1

anticipates that A1-A3 share 80% and A4-A5 share 20% of

indicating that tCO2e can be reduced by 50% in case of next

embodied carbon of module A as indicated in Table 2.

generation bridge in material production stage. In case of

According to the studies of Kaewunruen et.al13), it isconventional bridge, the maximum share of tCO2e accounts

anticipated that for the next generation BT-72 girder bridge,

for NCC as a material component. In reverse, GFRP as a

Module A shares 88% carbon emission while Module B andmaterial component contributes to the maximum shares ofC altogether share 12% emission without considering any

tCO2e for the next generation bridge (Fig.5).

repair and replacement. Finally, the whole life CO2e is

A comprehensive life cycle cost assessment conducted byestimated as 442 tons and 100 tons for the conventional andIndiana Department of Transportation in 2019 on different

the next generation BT-72 girder bridge respectively. The

bridge superstructures revealed that total life cycle cost ofpredicted whole life CO2e emission rate of the conventional

bridges is 2.5 times on an average, mainly contributed byand the next generation bridges are 1.8t/m3 and 0.4t/m3

repair, refurbishment and replacement15). As Collings16)

correspondingly. And the highly durable next generation BT-

confirmed that there was a linear correlation between

72 girder bridge expected to reduce 77% of carbon emission

increased cost and higher carbon content of bridges, it iscompared to that of the conventional bridge during its whole

predicted that the whole life carbon emission of alifecycle2).

conventional PC girder bridge may increase up to 2.5 timesof that of module A, manifesting significant contribution

47

三井住友建設技術研究開発報告5.

第 21 号

LCA OF THE NEXT GENERATION NONMETALLIC BUTTERFLY WEB BRIDGE
Comparative studies on carbon emission of the non-metallic butterfly web bridge were performed based on the
2nd Generation Non-metallic Bessodani Bridge4). A similarprecast segment box girder bridge with external posttensioned steel cables constructed with normal strength
concrete considering 1.1 times weight of the Bessodani
Bridge is taken into account for the comparison. Moreover,the next generation non-metallic butterfly web bridge isstudied where the ultra-high strength fiber reinforced
concrete is replaced by STC-ZERO. In case of theFig. 6. Carbon emission of conventional PC box girder
bridge, 2G non-metallic bridge and next generation nonmetallic bridge with STC-ZERO2)

conventional box girder bridge, carbon emission in Module

lifetime are expected to significantly reduce the whole

B and Module C altogether due to maintenance, repair,lifecycle cost compensating the initial increased cost for low

replacement, dismantling and disposal is considered 1.5

carbon highly durable advanced technologies.

times of the emission in Module A. In case of the highly
durable 2G Non-metallic Bessodani Bridge and the Next

References

Generation Non-metallic Bridge with STC- ZERO, carbon

1)

Matsuda, T., Geddes, D.A., Walkley, B., Provis, J.L.

emission due to maintenance, repair and replacement in“Properties and microstructure of ultralow shrinkage

Module B is not taken into account.

andIt has been revealed

strengthzero-cement-concrete”.

fib

Symposium, 2020.

from Fig. 6 that carbon emission of the newly constructed 2G
Non-metallic Bridge in module A is almost equal to that of

high

2)

Zerin, I., A. & Kasuga, A. “Life cycle assessment of next

the conventional box girder bridge owing to the use of ultra-

generation non-metallic bridges”. Structural Concrete,high-performance concrete. However, the whole life carbon

Journal of fib, Special Theme: Sustainability ofemission of the highly durable 2G non-metallic bridge isConcrete Structures, Vol 24(2), April 2023.

predicted to be reduced up to 52% as repair and replacement

3)

British Standard Institution. BS EN 15978:2011

is not needed2) (Fig.6). Further, the whole life carbon

Sustainability of construction works, Assessment ofemission is predicted to be decreased by 69% as compared toenvironmental performance of buildings, Calculation

the conventional bridge since there is no share from Module

method, London: BSI, 2011.

B due to the non-existence of bridge deterioration2).

4)

Noritake, K., Asai, H., Kumagai, S., and Mizutani, J.
“Practical Use of Aramid FRP Rods for PC Structures”,

6.

The third east Asia-Pacific Conference on Structural

CONCLUSION

Engineering and Construction, 1991.
Current paper presented a challenging design concept of a5)

Shinozaki, H., Sasaki, W., Sanga, T. and Matsuda, T.

next generation ASSTHO-PCI bulb tee (BT-72) prestressed“Prototype of PC Bridge for Sustainable Development,

girder bridge with a fusion of STC-ZERO and non-metallic

Concrete Journal”. Vol.59, No.6, pp.511-518, Jun. 2021

FRP reinforcements. The whole life cycle assessment has(in Japanese).

revealed that the next generation non-metallic BT-72 girder6)

Nonami, Y., Sanga, T., Fujioka, T., Asai, H. “Bending

bridge reduces the equivalent carbon emission at around 77%

property of full-size PC Girder using ARP rods as pre-compared to that of conventional bridge of same size. Further,tension tendon which passed 28 years after construction”.
FIB symposium, 2019.

the whole life carbon emission of the next generation nonmetallic butterfly web bridge is anticipated to be reduced up

7)

Matsuo, Y., Wada, Y., Fujioka, T., Nagamoto, N.

to 69% as compared to the conventional bridge. Since, there“Construction of non-metal bridge”. fib Symposium,

is no repair and rehabilitation requirements, the ultra-high2021.

durability low carbon next generation bridges with extended

48

8)

Matsuda, T., Geddes, D.A., Walkley, B., Provis, J.L.

WHOLE LIFE CARBON EMMISSIONS OF LOW-CARBON HIGH DURABILITY NON-METALLIC BRIDGES“Properties and microstructure of ultralow shrinkage“Sustainability-Based Lifecycle Management for Bridge

andInfrastructure Using 6D BIM”. Sustainability 2020.

highstrengthzero-cement-concrete”.

fib14) Li, Y., Yu, C. Chen, S., Sainey, B. “The Carbon

Symposium, 2020.
9)

Noritake, K. Asai, H., Nakai, H. and Mizutani, J.

Footprint Calculation of the GFRP Pedestrian Bridge at“Relaxation Characteristics of Aramid FRP Rods”.

Tai Jiang National Park”. In international review for

Residual Stresses III, ICRS 3, 1991.

spatial planning and sustainable development, Vol.1

10) Precast/Prestressed Concrete Institute. Bridge Design

No.4, 13-28, 2013.
15) Maldonado, S., & Bowman, M. “Life-Cycle Cost

Manual, 3rd Edition, Second Release, August 2014.
11) AASHTO LRFD Bridge Design Guide Specifications

Analysis for Short and Medium-Span Bridges”. Joint

for GFRP–Reinforced Concrete, 2nd edition, December

Transportation Research Program, Technical Report,

2018.

Indiana Department of Transportation and Purdue12) Hammervold,

J., Reenaas,

M.

and

Bratteb,

H.

“Environmental Life Cycle Assessment of Bridges”.
Journal of Bridge Engineering, volume 18 Issue 2, 2013.
13) Kaewunruen, S., Sresakoolchai, J. and Zhou, Z.

University,

SPR-3914.

ReportNumber:

FHWA/IN/JTRP-2019/09.
16) Collings, D. “The Carbon Footprint of Bridges”.
Structural Engineering International, 2021.

49

三井住友建設技術研究開発報告50

第 21 号ESTIMATION OF POST-DISASTER CO2-EMISSIONS USING INTEGRATED SIMULATIONS OF DISASTERS AND ECONOMY

ESTIMATION OF POST-DISASTER CO2-EMISSIONS USINGINTEGRATED SIMULATIONS OF DISASTERS AND ECONOMY
災害・経済のシミュレーションを用いた災害後の CO2 排出量の推定
Ｒ＆Ｄセンターギル

アミット

AMIT GILL

Ｒ＆Ｄセンター

川島学

MANABU KAWASHIMA

地震災害と経済の統合シミュレーションを利用した，災害後の復興における CO2 排出量を推定する方法論を提示する。本手法を用いて，阪神地域におけるシナリオ南海トラフ地震発生後の CO2 排出量を推計した。
この地域に建つ住宅，学校，病院，商業施設，小売店などからなる 180 万棟の建物に与える影響が考慮されている。震災後 5 年間の産業別 CO2 排出量を推計した結果，復興期における産業別 CO2 排出量が増加することが分かった。非災害時のシナリオと比較すると，5 年間で 9,770 万トンの CO 2 が追加で排出されると推計され，これは日本の年間排出量の約 9％に相当する。
キーワード： CO2 排出量，地震災害，エージェントベース経済シミュレーション，統合地震シミュレータ，サステナビリティ

We present a fine-grained integrated methodology that utilizes end-to-end simulations of earthquake
disasters and economy to estimate the CO2-emissions during the post-disaster recovery. Using themethodology, we estimate the quantity of CO2-emissions in the aftermath of a scenario Nankai Troughearthquake in the Hanshin industrial zone of Japan. Impact of the earthquake disaster on all 1.8 million
buildings, comprising residential towers, schools, hospitals, commercial offices, retail stores, etc., in theregion is evaluated. Industry-wise CO2-emissions during the post-disaster recovery are estimated for 5
years after the disaster. Compared to the non-disaster scenario, 97.7 million ton more CO2 is expected tobe emitted over the course of 5 years, which is approximately 9% of annual emissions in Japan.
Key Words: CO2-Emissions, Earthquake Disaster, Agent-based Economic Simulations, Integrated
Earthquake Simulator, Sustainability

1.

INTRODUCTION

billion worth of infrastructure every year, which must be
rebuilt/repaired. Post-disaster reconstruction activities can

As we are witnessing the adverse impacts of global

emit significant amounts of CO2 hampering our progress

warming, there is no doubt that it poses an existential threat

towards net-zero emissions. A thorough understanding of

to humanity if not tackled in time. Slowing down global

disaster impacts is necessary to make effective policies towarming requires substantial reduction in the emissions ofminimize these impacts. To this end, we are developing a

CO2 and various other green-house gases (GHGs) that arelarge-scale fine-grained integrated simulation technology

emitted due to various economic activities. As an example,

that can estimate the impacts of disasters on economy andthe construction sector accounts for nearly 13% of total

infrastructure by simulating all major economic activities

CO2-emissions worldwide. Since economic activities are

and their dependency on infrastructure. In this report, we

indispensable for the well-being of society, sustainable

introduce our simulation technology and to demonstrate its

development is the key to curb emissions. Natural disasters,

application, we estimate the CO2-emissions caused by aincluding those caused by global warming, destroy multi-

potential Nankai Trough earthquake.

51

第 21 号

三井住友建設技術研究開発報告

We use a High-Performance Computing (HPC) enhanced
agent-based economic model(ABEM)1)

infrastructure and repair cost and time are then used in an

to simulate theeconomic model to simulate the post-disaster economy. The

Japanese economy at 1:1 scale and an Integrated Earthquake

focus of the current study is an earthquake disaster

Simulator(IES) 2)

to simulate the impacts of disaster on

therefore, we provide a detailed explanation of theeach building located in the affected region. 1:1 scale

methodology for estimating the impacts of an earthquake

simulation with ABEM1,3) implies the simulation of national

disaster.

economy considering the economic activities of eachindividual economic entity such as each of the firms in

2.1

CO2-EMISSION COEFFICIENTS

various industries, each household, general government, andIndustrial CO2-emission coefficients (quantity of CO2

the banks. Macroeconomic data is utilized to derive theemitted per million Yen worth of production) are obtained

individual entity’s economic data which is then used forusing the Input-Output analysis5). The Input-Output analysis

calibration of the ABEM3). The extent of damage andrequires the Input-Output (IO) table of the economy anddamaged states of the infrastructure obtained from the IES

fuel consumption data of each industry. CO2 emitted due toare fed to the ABEM to simulate the post-disaster economic

the consumption of fuel is termed as direct CO2-emission.

activities and the associated CO2-emissions are calculated.

Direct CO2-emission is obtained by multiplying the

For this study, we assume that the disaster occurs in the firstquantities of fuels consumed with the CO2-emission

quarter of 2015. The earthquake disaster and the damage tocoefficient of the fuel. Total CO2-emission in an industrial

1.8 million buildings in Osaka, Kobe, and Awaji Island are

sector is the sum of direct emission, and indirect emission

2)

PACT4).

The estimatedcaused in other industrial sectors that produce intermediate

damages are assigned to the building owners and the post-

goods necessary to carry out production in the sector. Let 𝐝disaster economy is simulated at 1:1 scale using the ABEM

and 𝐞 be the vectors of direct emission coefficients and total

for 5 years after the disaster. A comparison of the emissions

emission coefficients of the industries. The relationshipunder normal scenario and the disaster scenario is presented.

between 𝐝 and 𝐞 , as obtained from the Input-Output

estimated using the IES

and the

The rest of this report is organized as follows. Section 2

analysis, is given in Equation 1.
𝐞

explains the methodology in detail. Model calibration and

𝐝𝐈

𝐈

𝐌 𝐀

𝟏

(1)

data generation process is discussed in section 3. Simulation

where 𝐈 is the identity matrix, 𝐀 is the input coefficientresults are presented in section 4. Section 5 concludes.

matrix, and 𝐌 is the import coefficient matrix. Utilizing
vectors 𝐝 and 𝐞 and industrial production quantities, direct

2.

METHODOLOGY

and total emissions attributable to the sectors are calculated.

CO2-emissions due to various industrial sectors of an
economyaredirectly

proportional

to the

scale

2.2

of

production. Utilizing the fuel consumption data of each

SIMULATION OF SEISMIC RESPONSE OF THE
INFRASTRUCTURE

The response of the infrastructure to the seismic wave isindustry, industry-wise CO2-emission coefficients (quantity

simulatedof CO2 emitted per million Yen worth of production) can be

Simulator (IES)2). Given a seismic wave, the IES provides

obtained. We estimate post-disaster CO2-emissions using

seismic response parameters like inter-story drifts, floor

CO2-emission

accelerations, floor velocities, residual drifts, of thecoefficients

andpost-disasterindustrial

production quantities.

using

a

large-scale

Integrated

Earthquake

simulated infrastructure.

To estimate the post-disaster production levels, a threestep sequential process is used to perform high-resolution
end-to-end simulations of earthquake disasters and economy

2.3

ESTIMATION OF DAMAGES AND REPAIR
COSTS

for estimating the impacts of disasters. The first step is to

Seismic response of the infrastructure components is not

simulate the disaster and its impact on infrastructure using

sufficient to estimate the economic losses. It should bephysics-based disaster simulators; in the second step,

converted to the amount of damage sustained by the

infrastructure response is converted to damages, required

infrastructure, which is useful for the estimation of

repair cost, and repair time. The damaged states of theeconomic impacts of the disaster. We use Performance52

ESTIMATION OF POST-DISASTER CO2-EMISSIONS USING INTEGRATED SIMULATIONS OF DISASTERS AND ECONOMY

deposits, etc. The firms need intermediate goods,
capital goods, and labor to produce. It is assumed
that there is only one type of capital good in theeconomy. However, productivity of capital isdifferent

for

firms

of

different

industries.

Intermediate goods required by firms of different
industries are different.

At the start of eachsimulation period, the firms decide the quantity to
Fig. 1. Schematic diagram of the agent-based economic
model (ABEM)

produce and price of their products based on their
expectation of growth and inflation rates as well as
their experience. After deciding the production

Assessment Calculation Tool (PACT)4) to convert thequantity, the firms either hire or fire workers to meetseismic response of buildings into required repair ortheir labor requirement. The firms utilize their stockreconstruction cost. PACT is developed by Federalof capital and intermediate goods available at theEmergency Management Agency (FEMA); it utilizes a vast

start of each period. The firms’ production may be

database of fragility and consequence functions of various

limited by the unavailability of sufficient resources.

building components. It also includes a normative quantity

Next, the firms decide their consumption andestimation tool which can be used to estimate non-structuralinvestment budget considering capital depreciation

components of buildings based on their size and occupancy

and the intermediate goods used in production in thetypes. Feeding the seismic response of buildings obtained

current period. If the firms have shortage of funds,

from the IES into PACT, we obtain repair costs required forthey apply for loans. Depending on their financial

restoring the buildings to their pre-disaster state.

health, their loan application may be rejected which
will limit their investment plans.

2.4

SIMULATION OF POST-DISASTER ECONOMY

After all the firms have carried out production,

The repair costs obtained from PACT are used in an

they enter the goods market as suppliers and buyers

economy simulator to simulate the post-disaster economy

of various goods and services. In the goods market,

and estimate the impacts of the disasters. For fine-grained

all sellers are available to all buyers and the buyers

simulations of the economy, we are using an improved

prefer bigger sellers with lower prices to buy

version of an agent-based economic model (ABEM)6). This

products. Depending on the demand and supply,

section explains the ABEM in detail.

some firms may be left with unsold goods and may
be unable to buy everything they need.

2.4.1

AGENT-BASED ECONOMIC MODEL

The firms pay wages to their workers, repay a

Fig. 1 presents a schematic diagram of the ABEM. It

portion of loan to the bank and the interest on loans,contains

millionsofagentsrepresenting

real-world

pay various taxes, such as tax on production,

economic entities such as firms of various industrial sectors,

corporate tax, and the employers’ contribution ofworkers, banks. The agents mimic all major actions of theirsocialreal-world counterparts. The rules defining the agents’

government. They also pay dividends to their owner.

interactions are derived from the behavioral economics or

In addition, there are foreign firms in eachthe observed economic data of the represented agents.

industry which act as exporters or importers. The

Characteristics and actions of all agents are presented

quantity to export and import is given exogenously

below.

to the model.

insurance

for

their

workers,tothe(1) Firms: Firms are grouped into several industries(2) Households: Households consist of investors who

depending on their product. All firms of an industry

are firm owners, workers who supply labor to the

produce similar products and follow similar behavior

firms, and inactive households who represent therules. However, the firms differ in terms of the scale

non-working population. The dividend paid by theof production, price of products, owned capital,

firms is the source of income of investors. The

53

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

workers receive wages for the labor supplied to the

comfortable life. From an economic point of view, some offirms. The inactive households rely on social

the impacted households may not be able to go to work

benefits from the government. Additionally, all thewhile some others can work but only part-time. This willhouseholds receive some kind of social benefit fromcause labor shortage in the impacted region hindering thethe government. The households spend a portion of

post-disaster recovery. Moreover, the income of thetheir income on consumption and investment goods.

impacted households will fall making it difficult for them to

If they are unable to buy all they want, they will

invest in recovery. Households may use insurance claims,

save the remaining amount. Further, they pay incomebank deposits, or government aid for recovery. Post-disastertax,

decision-making and the resulting economic dynamics are

value

added

tax,

and

socialsecurity

contributions to the government.

simulated using our HPC-enhanced ABEM.

(3) Bank: Due to absence of reliable data for multiple
banks, only one bank is considered. The bank keeps

3.

INPUT DATA GENERATION

3.1

DATA SOURCES

deposits of firms and households and pays intereston the deposits or receives interest on overdrafts. It
also provides loans to firms. The bank keeps its
reserves at the central bank or receives advances

3.1.1

CO2-EMISSION COEFFICIENTS

from the central bank. The bank pays dividends to its

Industrial fuel consumption data, required to derive

investor and pays corporate tax to the government.

industrial CO2-emission coefficients, is sourced from(4) Central Bank: The central bank sets the policy rate.

Embodied Energy Emission Intensity Data provided by theIt provides liquidity to the banking system by

National

extending advances to the bank and takes deposits(https://www.cger.nies.go.jp/publications/report/d031/jpn/dafrom the bank in the form of bank reserves. Central

tafile/embodied/2015/390.html). The latest available data isbank is the main creditor to the central government

for the year 2015 therefore, the first simulation period is set

andto first quarter of 2015.

extends

loans

to

the

government

InstituteforEnvironmental

Studies,Japan

unconditionally.

(5) Government: The government acts as a consumer in

3.1.2

ABEM PARAMETERS

the market, and a redistributive entity that levies

The ABEM is calibrated to the first quarter of 2015 of thevarious taxes and social contributions to provide

Japanese economy. The main dataset used to derive thesocial benefits to the households or subsidies to the

ABEM parameters is the 2015 IO-table at producer price forfirms.

ofvariousJapan since it contains the interdependencies among

represent

centraleconomic entities. In addition, individual agent’s data isgovernments, local governments, and social security

obtained by disaggregating the macroeconomic data sincefunds. The consumption budget of the government isdata at such a fine scale is unavailable. To derive the agent-

given exogenously to the model and is assumed to belevel data, various datasets such as business census, systemconstant in real terms but adjusted to the lastof national accounts, history of industrial production,

period’s average price of the product of the industry.

households’ income and expenditure survey data, general

To simulate the post-disaster economy, the damages to thegovernment accounts, etc., are used. The datasets areThegovernment

government
entities

consistswhichbuildings are assigned to the buildings’ owners i.e., firm or

obtained

from

RIETI

(https://www.rieti.go.jp),

household agents. Damage to industrial buildings (e.g.,(https://www.e-stat.go.jp),

factories, offices) represents capital loss to the firms.

(https://www.esri.cao.go.jp). Because of the limited space,Because of the capital loss, the post-disaster production

the details of the data generation process are skipped. The

level of the firms will be lower than the pre-disaster level.

interested reader is requested to refer to Gill et al.3) for the

To attain the pre-disaster level of production, the firm

details.

andtheCabinete-StatOfficeagents plan new investments to recover the damaged capitalIn the generated 1:1 scale model of the Japanesein the post-disaster periods. On the other hand, theeconomy, there are a total of 130 million agents consistinghouseholds whose homes were damaged can’t lead aof 1.8 million domestic firms, 0.9 million foreign firms, 1.8

54

ESTIMATION OF POST-DISASTER CO2-EMISSIONS USING INTEGRATED SIMULATIONS OF DISASTERS AND ECONOMY(a) Real GDP
Fig. 2. Repair cost in Japanese Yen per unit floor area forthe simulated buildings
million investors, 68.9 million workers, 56.4 million
inactive households, 0.5 million government entities, onebank, a central bank, and the general government.
3.1.3

BUILDINGS AND EARTHQUAKESCENARIO DATA

According to the Headquarters for Earthquake Research(b) CO2-emissions

Promotion, Japan, there is a high probability of occurrence

Fig. 3. Plots for validation of the methodology underof a megathrust earthquake in the Nankai Trough region innormal scenario. The black line is the mean of 500

near future. Since the Nankai earthquake will potentiallysimulations, and dark and light grey regions

impact the economically important Hanshin industrial

represent 67% and 95% limits, respectively.

region, it may cause severe economic losses. Therefore, wechoose to study the impacts of the potential Nankai Trough(from Q1-2015 to Q4-2019).

earthquake. The earthquake scenario (i.e., seismic waves(2) CO2-emission coefficients are calculated from theoriginated from the fault rupture) is obtained from thedata of 2015 and assumed constant during the entire

Cabinet Office, the Government of Japan.

simulation.

In the current study, we consider the damage to the(3) The ABEM is calibrated to Q1-2015 of the Japanesebuildings only. Buildings properties of 1.8 million buildings

economy using the macroeconomic data as explainedin Osaka, Kobe, and Awaji Island (Fig. 2) are obtained fromin the previous section.

the GIS data of Japan. The data consists of buildings ofvarying number of stories and various occupancy types suchas residential, commercial office, hotel, school, etc.

(4) The disaster is assumed to occur at the end of Q12015.
(5) Total damage to the buildings, estimated using IES
and PACT (Fig. 2) is 15 trillion Yen out of which 6.3

4.

ESTIMATION OF CO2-EMISSION DUE TO A

trillion Yen is the loss to firms and the rest is to

POTENTIAL

households. The amount of debris generated is

NANKAITROUGH

EARTHQUAKE

assumed to be 25% of total damage.
(6) A worker having a damaged home is assumed to

4.1

PROBLEM SETTINGS AND ASSUMPTIONS

work only half-time.

(1) The first quarter of 2015 (hereinafter, Q1-2015) is(7) The impacted agents spend extra budget in thethe first simulation period. Monte Carlo simulation“Waste Disposal” sector to dispose of the debris andwith sample size 500 is conducted for 20 quarters

the“BuildingConstruction”

sectorto

repair/55

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号(a) Total emissions due to industrial production(a) Waste Disposal sector(b) Total emissions due to households’ consumption(b) Building Construction sector

Fig. 4. A comparison of economy-wide CO2-

Fig. 5. CO2-emissions due to Waste Disposal and Building

emissionsduetoindustrial

production

andConstruction sector.

household consumption under normal and disaster
scenario.

industrial CO2-emissions coefficients are fixed to those of2015 during the entire simulation because of the lack ofreconstruct the damaged buildings.

updated coefficients. Technical advancements and the(8) We assume that the households receive disaster aid

increasing use of renewable energy are cutting down CO2-

(equal to repair cost) from the government to repair

emissions. Therefore, we need to update the industrial CO2-

their damaged buildings, and the firms use their own

emissionsfinancial resources or take loans to repair theaccurately simulate the CO2-emissions. In the current study,

damages.

the simulations of CO2-emissions are used for comparative(9) The maximum consumption budget of the generalcoefficientsasfrequentlyaspossibletoanalysis only.

government and the exporters and the quantity
imported by the importers are assumed unaffected.

4.3

SIMULATIONOFPOST-DISASTER

CO2-EMISSIONS
4.2

MODEL VALIDATION

Quarterly estimates of CO2-emissions due to industrial

Fig. 3 shows a comparison of model outputs with the

production and households’ consumption are shown in Fig.

observed values under the normal economic scenario. We

4 under normal scenario and post-disaster scenario. In the

can see that the real GDP simulated by the model closely

disaster quarter, there is a decrease infollows the observed values for all simulation

periods,by damaged capital and scarcity of labor, and consumption.

concluding that the model can simulate the JapaneseConsequently, the emissions are slightly lower than theeconomy to a high degree of accuracy. However, quantity ofnormal scenario. However, Q3-2015 onwards, the agents

CO2-emissions

thewith damaged capital spend extra to dispose of the debris

observations. The reason for this mismatch is that theand to reconstruct/repair the damaged buildings causing a56

issignificantly

different

fromproduction, caused

ESTIMATION OF POST-DISASTER CO2-EMISSIONS USING INTEGRATED SIMULATIONS OF DISASTERS AND ECONOMY

and to reconstruct/repair the damaged buildings causing a

Wijerathne of the Earthquake Research Institute,higher demand in the economy for approximately 2 years.

University of Tokyo.

theTo meet this high demand, the firms produce more, causing
higher emissions. However, with the progress of recovery,

References

the extra demand diminishes, resulting in lower production

1) Gill A, Lalith M, Poledna S, Hori M, Fujita K, andand consequently lower emissions.

Ichimura

T:“High-Performance

ComputingOverall, the industrial production activities emit 97.7

Implementations of Agent-Based Economic Models formillion ton more CO2 in 5 years in the disaster-scenario,

Realizing 1:1 Scale Simulations of Large Economies”,

which is approximately 9% of annual emissions in Japan.

IEEE Transactions on Parallel and Distributed Systems,

The bulk of these extra emissions is caused by the Waste

vol. 32, no. 8, pp. 2101-2114, 1 Aug. 2021, doi:

Disposal and the Building Construction sector (Fig. 5),

10.1109/TPDS.2021.3060462. (2021)

which contribute 19.3 million ton and 37.5 million ton,
respectively.

2) Hori M and Ichimura T : “Current state of integrated
earthquake simulation for earthquake hazard anddisaster”, J. of Seismology 12, 2 (2008), 307–321

5.

CONCLUDING REMARKS

3) Gill A, Lalith M, Ogawa Y, O-tani H, Ichimura T, Fujita
K, Gatti F, and Hori M : “Seamless Simulations of

Accurate estimation of economic and environmental

Earthquake Disasters and Economy at 1:1 scale Utilizing

impacts of disasters requires large-scale fine-grained

Big-data”, IEEE/WIC/ACM International Conference on

simulations of the economy and the disaster. With the help

Web Intelligence and Intelligent Agent Technology (WI-of our large-scale integrated simulator, both direct- andIAT '21). Association for Computing Machinery, New

indirect-impacts can be estimated for the short-, medium-,York,and long-term. Moreover, the estimated values can be
disaggregated to regions, industrial sectors, or individual

NY,

USA,

https://doi.org/10.1145/3498851.3498937, (2022)
4) Federal Emergency Management Agency. Performance

economic entities. Such detailed estimation will beAssessment

beneficial in forming effective disaster mitigation policies.

https://femap58.atcouncil.org/pact,

Although the methodology presented in this report

101–108,

Calculation

Tool
last

(PACT).
accessedon2022/12/05.

provides a detailed estimation of the disaster-induced CO2-

5) Nansai, K, Moriguchi, Y, and Tohno, S : “Embodied

emissions, its accuracy needs to be improved. Notably, weenergy and emission intensity data for Japan usingneedinfrastructure

input-output tables (3EID)–inventory data for LCA”,

components; the post-disaster behavior of the agents must

National Institute for Environmental Studies, Japan, 32,

be improved; and updated CO2-emission coefficients must

(2002)

toconsiderthedamagetoall

be used. Future work will focus on implementing these
improvements.

6) Poledna S, Miess M. G, and Hommes C H: “Economic
forecasting with an agent-based model”, European
Economic Review, Volume 151, 2023, 104306, ISSN

Acknowledgement: Some parts of this research are results0014-2921,

of our collaborative research with Associate Professor Lalith

https://doi.org/10.1016/j.euroecorev.2022.104306 (2020)

Available

at

SSRN

3484768.

57

三井住友建設技術研究開発報告58

第 21 号

弾性波を用いた埋設物探査手法の適用性に関する基礎的検討

弾性波を用いた埋設物探査手法の適用性に関する基礎的検討
Fundamental Study on Applicability of Buried Object Exploration Method using Elastic Wave
R＆D センター

程塚

保行

YASUYUKI HODOTSUKA

R＆D センター

神山

圭佑

KEISUKE KAMIYAMA

R＆D センター川島学

MANABU KAWASHIMA

深度 1～10m の埋設物を対象とした探査手法の開発を目的として，S/N 比の高い探査結果を取得する手法の確立のために実験を実施し，測定方法とデータ処理について数値シミュレーションと併せて検討した。その結果，起振器波形を用いた逆畳み込み法によって高解像度な探査波形が得られ，数値シミュレーション結果と整合性が確認できた。さらに，埋設管の敷設方向に起振し受振することで明瞭な探査波形を複数種の受振器で得られることが確認できた。
キーワード：地下埋設物，反射法弾性波探査，数値シミュレーション，逆畳み込み法，相互相関法

A field experiment was carried out to establish a method for obtaining data with a high S/N ratio todevelop a buried object exploration method at depths around 1 to 10m. As a result, it was clarified that highS/N ratio data can be obtained by the deconvolution method using excited data and meet with the resultsof numerical simulation. It was also found that clear waveforms can be obtained with multiple types ofgeophones by exciting and receiving vibrations in the laying direction of the buried pipe.
Key Words: Underground buried objects, Seismic reflection survey, Numerical simulation, Deconvolution
method, Cross-correlation method

１． はじめに難となることが懸念される。
また，S/N 比の高い探査結果を得るためには，任意の試掘確認が困難な深度 1～10m の埋設物は，ボーリン

信号で制御された振動で起振し，地盤へ伝搬したその振グ掘削による探査などが行われ，調査に多大な労力を要動を地表で受振する必要がある。すなわち地盤に伝搬さしている。そのため，この深度の効率的な探査手法の開せる起振の信号波形と地表で受振される信号波形を測定

発が求められている。

する必要がある。

著者らは，深度 1～10m の埋設物探査手法の開発を目

これらのことから，不均質でなく均質な地盤で探査的として，非接触で高密度の測定を可能とするレーザーを実施し，正確な起振-受振波形を適切な方向で測定す

ドップラー振動計に着目し，深度 2.5ｍの矩形函渠を対ることができれば S/N 比の高い明瞭な反射波が取得でき，

象に反射法弾性波探査手法を用いた実験を実施した。そそれらの反射波と数値シミュレーションによる理論波形の実験では鉛直方向に起振し鉛直方向に受振する測定方の比較により開発手法の適用性を確認することができる。

法を用いた。その実験結果では，矩形函渠上面の位置を

本研究では，深度 1~10m の埋設物を探査する手法の特定できたものの，取得した波形が不明瞭なため S/N 比確立のために，理論的な考察のもと，比較的均質な地盤の向上が課題となった 1)。その取得波形の不明瞭さの要内に設置した埋設管を対象に実施した実験の結果につい因として，不均質な地盤で地下の埋設物から散乱し反射て報告する。

した波の複雑さと微弱さ 2)が挙げられる。それにより，地表面を伝搬する直達波と表面波が微弱な埋設物からの２． 探査理論

反射波を覆い隠してしまうこと，埋設物からの反射波にも P 波の反射，S 波の反射，P 波や S 波へと変換して反反射法弾性波探査は，地盤に伝搬する弾性波が地盤中射する変換波などがあり探査波形上でそれらの判別が困の物性の境界で反射し地表に設置された受振器でその反59

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号図-2図-1

X 方向の起振波形のパワースペクトル

探査で得られる測定波形は，起振波形，物性境界で相互相関法の反射，地盤の吸収効果，測定機器の特性などの影響を射波を測定する。そして，データ処理によりそれらの物

受け変形した波形として測定される。パルス波形を得る

性境界の位置および深度の情報が得られる。その反射波には起振点と受振点とも機器の特性が同一の受振器で測は物性境界のインピーダンスの差が大きいほど振幅が大定し，それらのデータを用いることで探査波形への影響

きくなり明瞭な反射面としてイメージされる。

は物性境界での反射や地盤の吸収効果など地盤の情報に起因するものに限定され，より地盤物性境界の分布を表す反射係数列に近いパルス波形が得られる。

（１）相互相関法
反射法弾性波探査におけるデータ処理では，一般に相互相関法が用いられる。このデータ処理手法はパルス（２）事前確認波形（図-1）を得ることを目的として利用される。探本報の実験で使用する起振器には，時系列に線形で査波形において，測定波形 g(t)は起振波形 s(t)に反射係

周波数変調するチャープ信号を入力信号として起振が可能な可搬型バイブレータ振源を採用した。このチャープ

３）

数の時系列 h(t)を畳み込んだものとみなされる 。

信号をより広い周波数帯域で起振し，その振動が地盤へ
𝒈 𝒕

𝒔 𝒕 ∗𝒉 𝒕

1

伝搬することで反射係数列に近い探査波形を得ることができる。そのため，実験の事前確認としてこの起振器が広い周波数帯域で周波数変調されたチャープ信号 s(t)チャープ信号どおりに動いているかどうか確認するため，による起振波形と測定波形 g(t)の相互相関により，式(2)起振器の底盤に受振器を 3 方向（水平 2 方向：X，Y，および図-1 に示す反射係数列 h(t)に近いパルス波形 rss(t)鉛直 1 方向：Z）設置し，その方向に起振した波形をそで形成される相互相関関数 c(t)が得られる。ここで演算

れぞれ取得した。
図-2 に X 方向の起振波形とチャープ信号のパワース

記号⊗は相互相関の計算を示す。

ペクトルを示す。全サンプルのデータで計算した結果を
𝒄 𝒕

𝒔 𝒕 ⊗𝒈 𝒕

左図に，1,024 サンプル（0.128 秒区間）を一つのセグメ

𝒔 𝒕 ⊗𝒔 𝒕 ∗𝒉 𝒕

ントとして 1,000 サンプルずつオーバーラップさせなが

𝒓𝒔𝒔 𝒕 ∗ 𝒉 𝒕

602

ら計算した時間-周波数解析の結果を右図に示す。黒線

弾性波を用いた埋設物探査手法の適用性に関する基礎的検討

図-3

起振器波形を用いた探査理論の検討

でチャープ信号のパワースペクトルを示す。両図の比較のため，波形の全パワーを用いてそれぞれ規格化した。

チャープ信号と測定波形に相互相関法を適用すると得られる相互相関関数𝑐 𝑡 は式(4)のように表せる。

このパワースペクトルから，起振波形にはチャープ信号にはない高調波が存在し，さらにチャープ信号の周波数𝒄 𝒕

𝒔 𝒕 ⊗𝒈 𝒕

帯域には帯域によってパワーに偏りがあることが確認さ

𝒔 𝒕 ⊗𝒔 𝒕 ∗𝒉 𝒕

れた。この高調波については時間-周波数の領域でフィ

𝒓𝒔𝒔 𝒕 ∗ 𝒉 𝒕

𝟒

ルター処理を適用すればその影響は軽減できるが，チャープ信号の周波数帯域のパワーの偏りは探査結果に影響

式中の𝑟𝑡 はチャープ信号と起振波形の相関関数を𝑡が大きい。そのため，この影響を考慮した探査理論につ示し，起振波形がチャープ信号と一致するほど，𝑟いて検討を行った。

は反射係数列に近いパルス波形になる。しかし，図-3に示すように相互相関関数は起振器波形の影響により時（３）探査理論の検討

間軸方向に波群が拡がり，探査結果における埋設物の位

実際の起振波形がチャープ信号と一致していれば，置の精度が低下してしまう。そのため，この影響を軽減

入力したチャープ信号と測定波形の相互相関を取ることすることにより反射係数列を得ることが可能な逆畳み込で探査波形を計算することができる。しかし，起振波形

み手法について検討した。式(5)に起振器波形を用いたには周波数帯域によってパワーに偏りがあるため，その逆畳み込み法を示す。

起振波形の影響を軽減する方法について検討する。図𝒉 𝒕

3 に検討する探査理論の概念図を示す。

𝒈 𝒕 ∗ 𝒔ʻ𝟏

𝒕𝟓

チャープ信号を𝑠 𝑡 ，実際の起振波形を𝑠′ 𝑡 ，測定波形を𝑔 𝑡 ，反射係数列をℎ 𝑡 としたとき，測定波形は，逆畳み込み手法では起振器波形を測定波形から除算することで，起振力のパワースペクトルの偏りによる影式(3)で得られる。

響を軽減できる。しかし，除算により起震力のパワーが𝒈 𝒕

𝒔 𝒕 ∗𝒉 𝒕

3

乏しい周波数帯域においては取得信号に含まれるノイズ

61

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

表-1

図-4

機器仕様

実験レイアウト（２）測定仕様の検討
測定方向は，起振－受振方向の検討のため，前章と
測線
写真-1

起振器
実験状況

が相対的に大きくなり，起振していない周波数領域においてはゼロでの除算となる影響で得られる結果にノイズが多く含まれてしまう。それらの影響を軽減するために，起振するチャープ信号の周波数範囲に 20~400Hz の帯域制限を設けて計算を行うこととした。

３．埋設物探査実験
実験では，S/N 比の高い探査データを取得することを目的として，実験場を整備し最適な起振－受振方向とデータ処理方法について，実験波形と数値シミュレーショ
ンによる理論波形との比較により検討した。
（１）実験概要
比較的均質な関東ローム層を深度 3m 掘削し，埋設管をその芯位置が 1.5m と 2.5m の深度に設置し埋設して実験場を整備した。埋戻しの際には掘削土で厚さ 30cm ごとに転圧して締め固めた。実験レイアウトを図-4 と写
真-1 に示す。測線は埋設した内径 0.5m のヒューム管の中央部直上を横断する方向に配置した。受振点は 0.1m
間隔で 81 点，起振点は測線から X 方向に 0.5m オフセッ
トして 1 点配置した。起振器は，周波数変調が可能な可搬型バイブレータ振源を用い，20～400Hz で掃引するチャープ信号で起振した。実験に使用した機器を表-1 に示す。

62

同様に起振と受振の方向を合わせて 3 方向（X,Y,Z）とした。使用する機器は，データ処理の検討において起振点と受振点を同時に測定できる受振器が必要となる。しかし，本研究で着目しているレーザードップラー振動計
での測定は 1 点ごとになることから，本検討の受振器には同時に複数点の測定が可能なジオフォンおよび弾性波探査測定器を用いた。さらに，複数機器での再現性の確認と測定作業の効率化のため，起振－受振方向の検討で得られた明瞭な反射波が取得可能な起振－受振方向でレーザードップラー振動計の測定を行った。
（３）実験結果ａ）データ処理方法の検討
データ処理方法の検討は， 前章の探査理論で検討した相互相関法と逆畳み込み法を実験データに適用した。
これらの検討には，3 方向の起振－受振方向のデータにデータ処理手法を適用し結果を比較した。データ処理結果を図-5 に示す。相互相関法結果と比較して逆畳み込
み法結果の波長が短いため分解能が高くなり鮮明な結果となった。これは，逆畳み込み法により前章の探査理論で述べた起振器波形による変形の影響が効果的に軽減されたものと考えられる。それにより相互相関法では波が重なり合って区別することが難しい連続した多くの波群を確認することが可能となった。
ｂ）起振－受振方向の検討
図-4 の実験レイアウトの埋設管位置と図-5 の結果について起振-受振方向ごとの特徴に着目すると，X 方向の探査波形において，双曲線状に分布し連続した波群が弾性波を用いた埋設物探査手法の適用性に関する基礎的検討

P波
S波
表面波
掘削底面からの反射波(PS 変換波)
掘削底面からの反射波(S 波)

図-5ジオフォンデータを用いた測定手法とデータ処理手法の検討結果
表-2

掘削範囲

図-6

埋設管からの反射波(S 波)埋設管からの反射波(PS 変換波)
埋設管からの反射波(SP 変換波)

数値モデルの物性値
P波速度
(m/s)

S波速度
(m/s)

密度
（t/m3）

300

90

1.1

関東ローム

470

130

1.4

ヒューム管

3800

2400

2.4

レーザードップラー振動計の実験結果

明瞭に確認できる。それらの波群のピークは 2 つの埋設管の水平位置に対応し，それらの分布位置からそれぞれ
2 つの埋設管からの反射波であることが分かる。一方，

図-7

数値シミュレーションの入力波形

ｃ）レーザードップラー振動計の適用性確認

これらの埋設管からの反射波は Y 方向や Z 方向には認め

前項の起振－受振方向の検討結果を踏まえて，レーられない。これらの測定方向における埋設管からの反射

ザードップラー振動計を用いて X 方向に起振し受振した。

波の特徴は，後術する数値シミュレーションの理論波形データ処理手法は相互相関法と逆畳み込み法を適用した。

と比較により確認する。

実験結果を図-6 に示す。相互相関法と比較して逆畳み

63三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号込み法の探査波形が明瞭であり，波長が短いため分解能

線に直交した水平方向に加振しその方向に受振することが高く埋設管からの反射波を容易に確認することができで最も振幅の大きい S 波の反射波が得られると理論と実る。そして，それらの反射波はジオフォンの結果と同様

験から反射波の特性について論じている。本報の結果もであることから，レーザードップラー振動計においても同様の結果であり，埋設物を対象とした場合においても埋設管を探査可能であることを確認した。

水平起振－水平受振による S 波の反射法弾性波探査が有ｄ）数値シミュレーションによる実験結果の検証

効であるといえる。これらのことから，実験結果の妥当

前述の実験結果で確認した逆畳み込み法による分解性と探査手法の適用性が確認できた。

能向上の効果や明瞭な埋設管からの反射波が得られる起振－受振方向の特徴について，理論波形においても同様

４．まとめ

であるか確認するため 3 次元の数値シミュレーションを試掘確認が困難な深度 1～10m の効率的な探査手法の実施した。
数値モデルは図-4 の実験レイアウトを模擬して作成

開発を目的として，S/N 比の高い探査結果を得るためにし，表-2 に示す物性値を与えた。数値モデルの大きさ実験を行い，測定方法とデータ処理について数値シミュ

は X:10m×Y:10m×Z:20m とし，Z=3m 以浅を掘削範囲，

レーションと併せて検討した。その結果，起振器波形をそれ以深を関東ロームの物性値に設定した。掘削範囲の用いた逆畳み込み法によって高解像度な探査波形が得ら

物性値は測定データや近傍のボーリングデータを基に設れ，数値シミュレーション結果と整合した直達波や表面定した。グリッド間隔は 0.05m とした。

波，埋設管からの反射波を得ることができた。さらに，

数値シミュレーションの入力波形は，20~400Hz のチ

埋設物探査の測定方法における適切な起振－受振の方向

ャープ信号の自己相関関数から算出した図-7 に示すパがジオフォンデータとレーザードップラー振動計データ

ルス波形を用いた。

の両方で確認できた。 また，数値シミュレーション結

数値シミュレーション波形を図-5 に示す。シミュレ

果と整合していない特徴についても既往文献の結果と同ーション結果と併せて実験結果を比較すると，直達波様であり反射波の特性によるものであることが分かり，（P 波や S 波）や表面波はおおむね同様であり，埋設管実験結果の妥当性と探査手法の適用性が確認できた。

からの反射波以外にも掘削底面の反射波も確認することができる。また，すべての結果において埋設管からの反謝辞：本研究は，東京大学生産技術研究所の水谷司准教

射波は起振－受振方向が X 方向の探査波形が最も明瞭で授との共同研究によるご指導の下，実験の計画および実あり，埋設管の敷設方向である X 方向へ起振し受振する

施，結果の検討に至るまで，多くのご助言をいただきまことが有効であることが確認された。

した。ここに深く感謝の意を表します。

ｅ）既往文献による実験結果の検証
実験結果と数値シミュレーションの比較から，有効

参考文献

な起振-受振方向が確認され，ジオフォンの探査結果と

1) 程塚ほか：弾性波を用いた埋設物探査手法に関する

レーザードップラー振動計の探査結果の両方で同様な結基礎的実験，令和 4 年度土木学会全国大会第 77 回年果が得られたことで探査手法の再現性を確認することが次学術講演会論文集，2022.

できた。しかし，数値シミュレーションで計算された反

2) Bachrach, R., et al. : 3D ultra shallow seismic imaging of

射波のうち PS 変換波や SP 変換波がジオフォン結果とレ

buried pipe using dense receiver array₋Practical andーザードップラー振動計結果の X 方向と Y 方向においtheoretical considerations, GEOPHYSICS,VOL. 75, NO.

て認められない。この特徴は加野ほか（1999）

4)におい

6, G45–G51, 2010.

ても同様の結果が報告されており，表層での減衰が大き

3) 物理探査学会：物理探査ハンドブック，1998.

いことが理由として挙げられている。そして，Andre et4) 加野ほか：P-S 変換波を利用した反射法の基礎実験，

al.(2019)5)は，地質構造の探査で得られる変換波の振幅

物理探査学会第 101 回学術講演会論文集，1999.

について着目して検討し，P 波や S 波，PS 変換波，SP

5) Andre Pugin1 and Öz Yilmaz：Optimum source-receiver

変換波の反射波は鉛直加振および水平加振に問わず発生

orientations to capture PP, PS, SP, and SS reflected wave

するが，土質地盤では，P 波や PS 変換波，SP 変換波のmodes, The Leading Edge,VOL.38, NO.1,pp.10-80,2019.

振幅と比較して S 波の振幅が顕著に大きく，そして，測64

TMD を内蔵したボイドスラブの重量床衝撃音の低減効果

TMD を内蔵したボイドスラブの重量床衝撃音の低減効果
Reduction Effect of Heavy Weight Floor Impact Sound of Void Slab with Built-in TMD
R＆D センター

小林秀彰 HIDEAKI KOBAYASHI

R＆D センター

市川

友己 TOMOKI ICHIKAWA

集合住宅の音環境で問題視される重量床衝撃音の対策として同調質量ダンパー（TMD）を用いた方法が挙げられる。筆者らはこの TMD をボイドスラブに内蔵する新しいシステムを開発した。本システムを実建物のスラブへ適用した結果，TMD の設計固有振動数が含まれる 63Hz 帯域(1 オクターブバンド)において，重量床
衝撃音が約 8dB 低減された。また，TMD を内蔵したボイドスラブの振動も TMD の設計固有振動数付近で低減されており，本システムが重量床衝撃音の対策として有効であることが確認できた。
キーワード：重量床衝撃音，TMD，ボイドスラブ，実建物，振動加速度

TMD（Tuned mass damper）is expected to be a countermeasure for heavy floor impact sound, which isone of major issue with the housing complex. The authors have developed a new system that incorporates
TMD within void slab. As a result of applying this system to the slab of an actual building, the heavy floor
impact sound was reduced by around 8dB in the 63Hz band (one octave band), which includes the design
natural frequency of TMD. In addition, the vibration of the void slab with built-in TMD was also reduced
around the design natural frequency of the TMD, confirming that this system is effective as acountermeasure against heavy floor impact sound.
Key Words: Heavy Weight Floor Impact Sound, Tuned Mass Damper, Void Slab, Actual Building,Vibration Acceleration

１．はじめに解析による検討を行った 2),3)。さらに，これらの検討を経て，TMD をスラブ上やスラブ下に設置する従来報告

集合住宅の音環境の中で，上階における居住者の歩行されてきた方式ではなく，TMD を内蔵したボイドスラ

や飛び跳ね等によって発生する重量床衝撃音は，居住者

ブ（以下，TMD ボイドスラブ）を開発し，検討を進め

間のトラブルの原因やクレームの対象となりやすい音のてきた 4)。

1 つである。これに対して，一般的な対策としては，ス

本報では，開発した TMD ボイドスラブを実建物のスラブを厚くすることで重量と剛性を増加させる方法を取ラブへ適用した際の重量床衝撃音を測定した結果についるが，建物重量や地震力，階高の増加を招くため，合理て報告する。

的かつ経済的な方法とは言い切れない。一方，近年では
重量床衝撃音の低減方法として，同調質量ダンパー

２．TMD ボイドスラブについて（TMD：Tuned Mass Damper）を用いた方法が研究されている 例えば 1)。TMD を対象物に設置することで、その図-1 に，TMD ボイドスラブの断面を示す。ボイドス

TMD の固有振動数付近の応答を低減させることができ

ラブのボイド型枠内を中空化して，おもりとバネで構成る。また，TMD は機構が簡単で実用化しやすく，対策された TMD を内蔵している。TMD の構成部材であるの 1 つとして期待される。筆者らもこれまで，TMD に「おもり」と「ばね」はそれぞれコンクリート板と発泡よる重量床衝撃音の低減効果について，まずは基礎的検

ポリエチレンでできており，どちらも一般的な建設資材討として，実大試験体や 1/3 縮尺模型による実験，また，である。TMD の固有振動数は，おもりの質量とばねの65

三井住友建設技術研究開発報告

図-1

第 21 号

TMD ボイドスラブの断面
図-3

実験対象スラブ(a)TMD ボイドスラブ
図-2

TMD ボイドスラブのボイド型枠内部

ばね定数の関係性から設計することができる。また，
TMD を内蔵するボイド型枠は，図-2 に示す様に，上下蓋式となっており，上型枠を外すと内部におもりとバネ(b)一般ボイドスラブが内蔵できる構造となっている。

図-4

スラブ断面図本システムは，人の飛び跳ね等によってスラブが振動すると，その振動にボイド型枠内の TMD が共振する。

て，スラブの約 1/2 の面積とした。受音室の仕上げは，

その結果，TMD の固有振動数付近におけるスラブの振壁が石膏ボード両面 2 枚貼り，天井やスラブは内装が施動が抑制されて，スラブ下側の室の重量床衝撃音が低減工されていない状態であり，受音室の天井高さはする。また，本システムの TMD の固有振動数は，重量4,100mm である。スラブの加振点は，受音室の上の各ス

床衝撃音の一般的な決定周波数帯域である 63Hz 帯域（1ラブの対角線中央と，その中央から対角線上に 1,500mm

オクターブバンド）内に設計している。

離れた 4 点の計 5 点（図中の★印）とした。加振源はバ
ングマシン，ゴムボール（落下高さ 1,000mm）の 2 種類

３．実験条件とした。受音点は加振点直下の同一位置で，高さは1,000～1,800mm まで 200mm ピッチの 5 点とし，加振点

図-3 に，実験対象スラブの平面図を示す。2 スパンの位置 5 か所でそれぞれスラブを加振した際のスラブ直下

スラブのうち，左側は TMD ボイドスラブ，右側は TMDの受音室内の音を受音点 5 点で測定した。また床衝撃音を設置していない一般的なボイドスラブ（以下，一般ボレベルの算出にあたっては，加振点ごとに受音点 5 点のイドスラブ）である。両スラブのスパンはほぼ同じであ

結果をエネルギー平均し、最後に全加振点で算術平均しり，梁・柱の断面寸法や配筋量も，TMD ボイドスラブ

た。また，受振点は加振点の極近傍とスラブスパン中央と一般ボイドスラブとの境の梁を中心に線対称でほぼ同の計 6 点（図中の●印）とし，加速度を測定した。測定じである。両スラブの重量床衝撃音レベルを比較するた方法は JIS A 1418-2:20195)に準拠した。

めに，各スラブ直下に施工した受音室の範囲を図中に赤

図-4 に，実験対象スラブの断面図を示す。TMD ボイ線で示す。受音室は，集合住宅のリビング配置を想定しドスラブのスラブ厚さは 250mm，TMD を内蔵したボイ66

TMD を内蔵したボイドスラブの重量床衝撃音の低減効果

スラブ厚さ
(mm)

TMDボイドスラブ

⼀般ボイドスラブ

250

250

等価厚さ

218

(mm)

(おもり質量の換算無し)

ボイド型枠
(mm)

H100×D400×W900：36個

H100×D410×W480：14個

H100×D400×W500：14個(合計50個)(合計50個)

18.7

16.6

(%)

SSTボイドスラブ
一般ボイドスラブ220

H100×D410×W960：36個

ボイド容積率

1/3オクターブ

小← 床衝撃音レベル(dB) →大

項⽬

実験対象スラブの諸元

86個設置

TMD

(おもりのスラブ対質量⽐：
おもり全質量／スラブ質量無し=4.7%)

7.9dB低減10dB

表-1

ド型枠は厚さ 100mm である。TMD の固有振動数は，163

オクターブバンドの 63Hz 帯域の重量床衝撃音レベルの低減を目的として，1 オクターブバンドの 63Hz 帯域内

125 250
周波数(Hz)500

において一般的に重量床衝撃音の音が大きく含まれてい1オクターブる 1/3 オクターブバンドの 50Hz 帯域内に設定している。

SSTボイドスラブ
一般ボイドスラブ

一般ボイドスラブのスラブ厚さとボイド型枠厚さは
小← 床衝撃音レベル(dB) →大100mm である。ただし，ボイド型枠は発泡ポリスチレ
ンで充填されている。なお，実験対象スラブにおいて、ボイド型枠はスラブ平面内へ全体的に配置している。
表-1 に，実験対象スラブの諸元を示す。TMD ボイド
スラブと一般ボイドスラブは，ボイド設置個数，ボイド
容積率がほぼ同一となるように設計した。スラブ質量に対する TMD のおもりの全質量比（スラブ質量に対する比）は約 4.7%である。TMD ボイドスラブは一般ボイド
スラブに対しておもり質量分が重たくなるが，おもり質

7.5dB低減10dB

TMD ボイドスラブと同じであり，それぞれ 250mm と量をコンクリート厚さに換算した場合のスラブの遮音効
63

果(基本インピーダンスレベル増加分)は 0.6dB である。

４．実験結果（１）床衝撃音レベル

図-5

125 250
周波数(Hz)500

バングマシンによる床衝撃音レベル測定結果

果を示す。バングマシンによる加振と同様に，TMD の図-5 に，バングマシンによる床衝撃音レベルの測定

設計固有振動数が含まれる 50Hz 帯域において低減が確

結果を示す。1/3 オクターブバンドで見ると，TMD の設認され，1/3 オクターブバンドで 8.3dB の低減結果とな

計固有振動数帯域である 50Hz 帯域において，TMD ボイ

ったが，125Hz 帯域は 2.5dB の増加が見られた。また，

ドスラブは一般ボイドスラブに対して 7.9dB 低減してお1 オクターブバンドに換算した場合では，63Hz 帯域でり，ボイドスラブに内蔵した TMD が有効に作用してい7.2dB の低減結果となり，125Hz 帯域では 1.2dB の増加

る こ と が わ か る 。 そ れ 以 外 の 帯 域 で は 80Hz 帯 域 でとなった。

2.7dB の低減，125Hz 帯域では 1.6dB 程度の増加が見ら

以上より，TMD ボイドスラブは，TMD の固有振動数れた。1 オクターブバンドに換算した場合，重量床衝撃以外の帯域で若干の増加傾向は見られたが，TMD の固音の決定周波数である 63Hz 帯域では 7.5dB の低減結果

有振動数帯域では約 8dB の低減効果が得られ，重量床衝となり，125Hz 帯域では 1.0dB の増加となった。

撃音に対して有効な対策であることが確認できた。

図-6 に，ゴムボールによる床衝撃音レベルの測定結67

1/3オクターブ

8.3dB低減

1000

T1／N1
T4／N4

100

ｴﾈﾙｷﾞｰｽﾍﾟｸﾄﾙ⽐(TMD／⼀般)

500

1オクターブ0.1
0.01

N1 と T1 を加振時

0.001

1000

周波数(Hz)
T1／N1
T4／N4

100

500

ゴムボールによる床衝撃音レベル測定結果

ｴﾈﾙｷﾞｰｽﾍﾟｸﾄﾙ⽐(TMD／⼀般)

125 250
周波数(Hz)0.01

N2 と T2 を加振時

0.001

1000

周波数(Hz)
T1／N1
T4／N4

100

ースペクトル比を，加振点別に算出した結果を示す。図の縦軸のエネルギースペクトルが 1 未満の場合は，一般
ボイドスラブに対して TMD ボイドスラブの振動加速度が小さいことを意味する。スラブ上の受振点の位置によ

T2／N2
T5／N5

50 Hz

100

T3／N3
T6／N6

10
1
0.1
0.01

N3 と T3 を加振時

0.001

周波数(Hz)

1000

T1／N1
T4／N4

100

T2／N2
T5／N5

50 Hz

100

T3／N3
T6／N6

10
1
0.1
0.01

N4 と T4 を加振時

0.001

1000

周波数(Hz)
T1／N1
T4／N4

100

T2／N2
T5／N5

50 Hz

100

T3／N3
T6／N6

10
1
0.1
0.01

N5 と T5 を加振時

0.001

周波数(Hz)

10
ｴﾈﾙｷﾞｰｽﾍﾟｸﾄﾙ⽐(TMD／⼀般)

イドスラブと一般ボイドスラブの振動加速度のエネルギ

T3／N3
T6／N6

1

（２）スラブ振動
図-7 に，バングマシンによるスラブ加振時の TMD ボ

100

0.1

10

63

図-6

ｴﾈﾙｷﾞｰｽﾍﾟｸﾄﾙ⽐(TMD／⼀般)

7.2dB低減

T2／N2
T5／N5

50 Hz

10

10

10dB

小← 床衝撃音レベル(dB) →大SSTボイドスラブ
一般ボイドスラブ

ｴﾈﾙｷﾞｰｽﾍﾟｸﾄﾙ⽐(TMD／⼀般)

125 250
周波数(Hz)

T3／N3
T6／N6

1

10

63

T2／N2
T5／N5

10

10

10dB

小← 床衝撃音レベル(dB) →大SSTボイドスラブ
一般ボイドスラブ

ｴﾈﾙｷﾞｰｽﾍﾟｸﾄﾙ⽐(TMD／⼀般)

第 21 号

三井住友建設技術研究開発報告

1000

T1／N1
T4／N4

100

T2／N2
T5／N5

50 Hz

100

T3／N3

10
1
0.1
0.01

N6 と T6 を加振時

0.001って傾向にばらつきはあるものの，各加振点において，10

周波数(Hz)

50 Hz

100

TMD の設計固有振動数である 50Hz 帯域の中心周波数である 50Hz 付近を中心に，一般ボイドスラブに対して
TMD ボイドスラブの振動加速度が低減している。一方，41Hz 付近および主に 50Hz 以上のいくつかの周波

68

図-7

バングマシン加振によるスラブの振動加速度のエネルギースペクトル比(N1～6，T1～6)

TMD を内蔵したボイドスラブの重量床衝撃音の低減効果

数においてはエネルギースペクトル比が 1 以上，すなわ

に際しては，三昌フォームテック

ち振動加速度が増幅している。また，スラブ中央加振の(株)JSP

N6 と T6 では，他の加振点と比較して，各受振点のば

和氏をはじめ，多くの方にご協力頂きました。ここに記らつきの傾向が収束しており，広い周波数範囲においてして感謝の意を表します。

佐藤光洋氏，

高橋誠治氏，また当社東京建築支店

山口正

TMD ボイドスラブの効果が得られている。
参考文献

５．まとめ

1）福田優輝，井上竜太，岡野利行，宍戸覚，麻生直木，
花井厚周：板状集合住宅における重量床衝撃音遮断

重量床衝撃音対策として開発した TMD ボイドスラブ

性能の向上に関する研究－その 2 TMD の効果確認試を，実建物のスラブに適用した。その結果， TMD ボイ

験－，日本建築学会大会学術講演梗概集，D-1 分冊，

ドスラブは，低減目標周波数帯域である 1 オクターブバ

pp.249-250，2016.8

ンドの 63Hz 帯域において約 8dB の重量床衝撃音の低減

2）小林秀彰，岩本毅，嶋田泰，赤尾伸一，山岸邦彰：

効果があり，重量床衝撃音対策として有効であることがTMD による重量床衝撃音の低減効果，騒音制御，確認された。また，スラブ振動性状としては，TMD ボ

Vol.43(1)，37-42，2019.2

イドスラブの振動加速度のエネルギースペクトル比は

3） 小 林 秀 彰 ， 嶋 田 泰 ， 山 岸 邦 彰 ：RC 造 床 ス ラ ブ の50Hz 付近を中心として減少するものの，50±10Hz 付近

TMD 設置による重量床衝撃音低減効果，音響技術，

で増加する傾向があることがわかった。今後は，集合住

Vol.50(4)，43-48，2021.12

宅の専有部への適用を目指し，取り組んでいく。

4）山岸邦彰，小林秀彰，岩本毅，嶋田泰，赤尾伸一，
高橋誠治：TMD 内蔵ボイドスラブの重量床衝撃音低

謝辞：本研究は，金沢工業大学，三昌フォームテック

減効果とその予測に関する研究，日本建築学会北陸(株)との共同研究として実施したものである。本研究の支部研究報告集，第 61 号，180-183，2018.7

遂行に際しては金沢工業大学

山岸邦彰教授にご指導，ご助言を賜りました。また，TMD ボイドスラブの適用

5）JIS A 1418-2:2019，建築物の床衝撃音遮断性能の測定方法 －第 2 部：標準重量床衝撃源による方法－

69

三井住友建設技術研究開発報告70

第 21 号

排水立て管および横主管から発生する騒音の特性

排水立て管および横主管から発生する騒音の特性
Characteristics of Radiated Noise from Drainage Stacks and Horizontal Main Pipes
R&D センター市川友己

TOMOKI ICHIKAWA

R&D センター

小林秀彰

HIDEAKI KOBAYASHI

設備部

中藤

達彦

TATSUHIKO NAKATO

設備設計部

藤田

裕樹

HIROKI FUJITA

集合住宅の居住空間における静ひつ性への要求は高まっており，排水騒音など比較的小さい音に対しても適切な対策が求められている。今回，樹脂製の排水用特殊継手を用いた排水立て管，および一般的にその最下階に設けられる排水横主管から発生するの騒音の特性を把握することを目的に実験を行った。その結果，排水立て管から発生する騒音の A 特性音圧レベルは継手の形状によらず同程度であること，排水横主管から発生する騒音の対策にはグラスウールなどによる被覆が主要な周波数帯域で効果があることなどがわかった。
キーワード：集合住宅, 排水立て管, 横主管, 樹脂製管, 騒音低減対策

Due to the increasement of demand for quietness in residential buildings, appropriate countermeasuresagainst drainage noise are required, even for the sound pressure levels are not so high. In this study, someexperiments were conducted for the purpose of clarifying the characteristics of radiated noise from drainage
stacks and horizontal main pipes. As a result, some findings were obtained such as that the A-weighted
sound pressure levels for stacks were similar regardless of the joint form, and that covering pipes withglass-wool and more is effective to noise reduction around main frequency bands from horizontal pipes.
Key Words: Residential building, Drainage stack, Horizontal main pipe, Resin pipe, Noise Reduction

１．はじめにた実験施設において，排水用特殊継手を用いた排水立て管から発生する騒音の測定を継続して行っている 5)。本集合住宅の音環境に対する居住者からの要求が高ま報でも同様に，樹脂製の継手を用いた排水立て管から発っており，住戸以外の共用部などを含めた建物の各所で生する騒音，その最下階に設けられた脚部継手を含む排静ひつ性がさらに求められている。そのため，高い遮音

水横主管から発生する騒音の測定をそれぞれ行った。そ性を有する住宅が増え，室内の暗騒音が小さくなること

れら発生騒音の周波数特性や排水負荷流量との関係など

で，比較的小さな音の発生源に対しても適切な対応が必の基礎的な特性，および遮音対策による騒音の低減効果

要になっている。排水騒音もその例外ではなく，主に住について実験で得られた結果を基に検討した。

戸内に設けられる排水立て管から発生する騒音の低減対策は多く検討されている。一方，脚部継手を対象とした

２．排水立て管から発生する騒音検討は稀にされているものの，エントランスなど共用部に設けられることの多い排水横主管を対象とした事例は見受けられない 1) ~ 5)。
また，建物に採用される排水管の仕様は変化しつつ

本章では，集合住宅の単管式排水システムを模擬した実験タワーにおいて，排水立て管から発生する騒音を測定した結果について述べる。

ある。例えば防火区画処理方法の多様化により，これまで採用できなかった樹脂製の排水継手が新たに製品化さ（１）実験方法れている。したがって，排水騒音の対策は，排水管の仕ａ）実験施設の概要

様の変化を踏まえて今後も検討していく必要がある。
筆者らは，集合住宅の単管式排水システムを模擬し排水騒音の測定を実施した実験タワーと測定室の概要を図-1，測定室の詳細を図-2 に示す。タワーは 9 階建71

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号表-1

測定対象の継手と立て管の組合せ

Type

A

B

C

継手

樹脂

樹脂

鋳鉄

（対象建物）

（中高層）

（超高層）

（中高層）

立て管

樹脂

UF
UF
+
+
SI
SI
GW：グラスウール, UF：ウレタンフォーム
SI：ブチルゴム製遮音シート* 被覆材：継手と立て管は同じ仕様

GW

被覆材*

表-2

図-1

排水騒音の実験タワーと測定室測定に用いた継手の仕様

Type

A

B

C

基材

樹脂

樹脂

鋳鉄

対象建物

中高層

超高層

中高層

許容流量

6.5 L/s

10.0 L/s

6.5 L/s

ガイド*

2枚

3枚

2枚

床上高さ**

205 mm

360 mm

226 mm

4.9 kg
6.6 kg14.0 kg
質量* 流速を減速させて管壁を沿った旋回流とする構造** 継手が床スラブ上面から出ている一般的な高さ
表-3各階からの排水負荷流量

Q [L/s]

1.5

3.0

6.5

8.0

10.0

9F*

1.5

2.5

2.5

2.5

2.5

0.5

2.5

2.5

2.5

1.5

2.5

2.5

0.5

2.5

8F*
7F*

6F*
* 1 階あたりの排水可能量：2.5 L/s

図-2

測定室の仕様種類とした。立て管はすべての Type で樹脂製を基材とし，被覆材は一般的な遮音対策の仕様を参考として，樹て（高さ 23.1 m）で，立て管は各階にて排水用特殊継手

脂製継手を用いた Type A, B はウレタンフォーム（UF）（以下，継手と呼ぶ）で連結された構造となっている。

の上にブチルゴム製遮音シート（SI）を巻いたもの，鋳タワー4 階から下部は，RC 造建物の床スラブ（厚さ 200

鉄製継手の Type C はグラスウール（GW）を巻く仕様とmm）を貫通している。騒音の測定は，タワー3 階（高した。なお，全 Type とも継手の床スラブ貫通部はモル

さ 6.9 m）の RC 床スラブ上に設置された測定室にて行タルを充填して埋め戻した。

った。測定室は，排水立て管が通るパイプシャフトを模

継手の詳細仕様を表-2 に示す。中高層用（Type A）

擬した空間（PS），それに界壁を隔てて隣接する空間と超高層用（Type B）とでは継手の形状が異なり，超高（LR）を設けた構造となっている。PS と LR との界壁層用はより大きな排水負荷流量に対応するため，羽根形

は，厚さ 12.5 + 9.5 mm の石膏ボードを 2 枚張りとした。

状のガイドが 1 枚多く，中高層用よりも床上高さが 155

LR の周壁は，界壁面を除く室内側の 5 面をグラスウー

mm 長い形状となっている。また，樹脂製（Type A）は，

ル貼りとし，吸音処理を施している。

鋳鉄製（Type C）と形状はほぼ同じであるが，質量が鋳ｂ）継手および立て管の仕様

鉄製よりも 9 kg 程度（約 1/3 倍）軽い。

表-1 は，測定対象とした継手と立て管の組合せであｃ）排水負荷流量の条件

る。継手の仕様は樹脂製の Type A（中高層用）と Type

各 Type で測定する排水負荷流量 Q（以下，流量と呼B（超高層用），および鋳鉄製の Type C（中高層用）の 3

ぶ）の条件は，継手の許容流量（表-2）を考慮し，中72

排水立て管および横主管から発生する騒音の特性

図-3

図-4

継手の形状による PS 内での音圧レベル差

図-5

排水負荷流量と A 特性音圧レベルとの関係

樹脂製および鋳鉄製継手による周波数特性

高層用の Type A, C は 1.5, 3.0, 6.5 L/s，超高層用の TypeB は 6.5, 8.0, 10.0 L/s の各 3 パターンとした。表-3 は，各階からの流量で，汲み上げ式ポンプ（図-1 中の Pump）

一般的に遮音シート（SI）巻きを施すことで遮音性が大を用い，9～6 階から振り分けて排水した。

きくなるとされるものの 5)，本実験では Type A が Typeｄ）測定点および分析方法

C よりも大きい結果であった。これより，継手の基材に騒音の測定点は，PS と LR 内それぞれの中央付近の高さ 1.2 m の 2 点（図-1 中の●）とした。分析方法は，ポよって発生音の特性が異なる様子が伺える。
ｂ）継手の形状による発生騒音の違い

ンプ稼働時の発生音の影響を除くため，指定の流量に到

図-4 は，中高層用（Type A）と超高層用（Type B）に達した後にポンプを停止させ，その直後の 4 秒間におけおける PS 内での Lpeq,4s の差（Type B – Type A）を求めた

る 1 オクターブバンドの時間平均音圧レベル Lpeq,4s を算結果（Q = 6.5 L/s）である。排水騒音の主要な帯域であ出した。測定は各パターンで 3 回ずつ実施することとし，る 1 kHz 以上の音圧レベルおよび LAeq,4s は，中高層用の以降の検討ではその算術平均値を用いて示す。

Type A と超高層用の Type B とで差はほぼみられなかった。一方，63 Hz や 500 Hz の帯域では超高層用が 5 dB（２）基礎的な特性程度大きい結果であった。

ａ）継手の基材による周波数特性の違い

ｃ）排水負荷流量による発生騒音の変化

図-3 は，樹脂製の中高層用継手を用いた Type A（図流量による音圧レベルの変化の様子を確認するため

中の○, □）の PS と LR 内における Lpeq,4s と A 特性音圧レに，樹脂製の継手を用いた Type A（中高層用）と Type

ベル LAeq,4s の測定結果（Q = 6.5 L/s）である。PS 内の音

B（超高層用）について，排水負荷流量と PS 内におけ

圧レベルは，被覆（UF + SI）を施したとしても周波数 1

る A 特性音圧レベル LAeq,4s との関係を求めた。図-5 はkHz 以上の主要な帯域が 50 dB 以上であった。LR 内でその結果で，図の横軸（流量）は対数で表しており，図もそれら帯域の LAeq,4s が暗騒音（図中の破線）に対して中の太線は 2 倍の流量で 3 dB 増加する傾きを示してい大きくなる傾向がみられた。

る。これより，両 Type とも流量 1.5～10.0 L/s の範囲で，

さらに，樹脂製と鋳鉄製継手の場合を比較するため，

音圧レベルは流量の対数に比例して増加し，流量が 2 倍Type C（ 図 中 の●, ■） の 結 果 を 併 せ て 示 す 。Type Cになると 3 dB 程度増加する結果であった。これは，既（GW）は Type A（UF + SI）と比べ，PS 内で 125 Hz 以

往の研究とも合致する傾向であった 3 – 5)。

下，LR 内では 250 Hz 以下の帯域でほぼ同じレベルであるが，それ以上の帯域では 5～10 dB 程度小さい結果で（３）遮音対策による騒音低減効果あった。LR 内における LAeq,4s では Type A が約 34 dB，ａ）被覆材を追加する対策

Type C が約 31 dB で，両者の差は 3 dB 程度であった。

被覆材を追加することによる騒音低減効果を確認す73三井住友建設技術研究開発報告

図-6

第 21 号

被覆材の追加による音圧レベルの低減量
図-8

図-7

実験施設の排水系統

PS 内壁面の吸音処理による音圧レベルの低減量

るため，継手と立て管へ UF + SI の被覆を施した Type Aの外側に GW の被覆を追加して施した仕様の Type A’

図-9

排水騒音の測定室と測定位置（UF + SI + GW）を追加して測定した。図-6 は，PS お
よび LR 内における Lpeq,4s の低減量（追加無 – 追加有）の低減量（吸音無 – 吸音有）である。PS 内におけるである。被覆材を追加することによる低減量は，PS 内

Lpeq,4s の低減量は 250 Hz 以上の帯域で 5～10 dB 程度，

での 1～4 kHz の帯域で 1～3 dB，LR 内では 1 dB 程度とLR 内では暗騒音の影響もあると考えられるが 1 kHz を

ほぼ効果はみられなかった。今回の結果から，被覆材の中心とした帯域で 3～5 dB 程度の効果であった。

組合せや巻き方など本実験の条件以外にも様々な要因が影響していると考えられるが，元々被覆処理された継手

３．排水横主管から発生する騒音や立て管へさらに被覆材を追加したとしても，その効果は少ないことが示唆される。
ｂ）ＰＳ内壁面の吸音処理による対策
排水騒音の対策は，継手や立て管を被覆する以外にも，PS 内壁面に GW 貼りを施して吸音処理する建築的本章では，前章とは別系統の単管式排水システムにおいて，その最下階に設けられた脚部継手を含む排水横主管（以下，横主管と称す）から発生する騒音の測定結果について述べる。

な方法も考えられる。そこで，PS 内壁面（界壁面を除
く 3 面）に GW 貼りを施した場合の Type A における排（１）実験方法

水騒音の測定を追加して行い，吸音処理による低減効果ａ）実験施設の概要を確認した。図-7 は，PS および LR 内における Lpeq,4s

74

排水騒音の測定を実施した実験施設の概要を図-8 に排水立て管および横主管から発生する騒音の特性表-4

測定対象の横主管と継手の組合せ

Type

D

E

F

PVC
横主管

PVC
+
GW

PVC
+
GW
+
SI

脚部継手

PVC + UF + SI

集合管継手
PVC + UF + SI
PVC：硬質ポリ塩化ビニル
GW：グラスウール, UF：ウレタンフォーム
SI：ブチルゴム製遮音シート
表-5
Q [L/s]

測定対象とした排水負荷流量24

4 (2+2)8 (4+4)

2

4

2

4

Route A*
Route B*2
* 最大許容流量：5 L/s

4

図-10

横主管から発生する騒音の周波数特性示す。本施設は RC 造の建物である。排水系統はペント

Route A, B の最大許容流量はそれぞれで 5 L/s である。

ハウス上に設けた貯水槽から排水し，集合管継手で連結ｄ）測定点および分析方法された立て管（呼び径：100）を通り，4 階の RC スラブ

騒音の測定は，測定室内の中央および対角線の四分に金具で吊られた横主管（呼び径：150, 勾配：1/100）

位点の計 5 点（S1～S5，図-9 中の●）とし，高さ 1.2 m

へ自由落下しながら流れる構造とした。なお，立て管かの位置にマイクロホンを設置した。分析の対象時間は，ら横主管へ移行する部分は最下階用の脚部継手（呼び径

音圧レベルの時間変動を確認したうえで，流量が安定し100 を 150 へ切替）を設けている。

ていると考えられる 20 秒間とし，各点 S1～S5 における騒音の測定は，3 階の RC スラブ上に設けた測定室に1 オクターブバンドの時間平均音圧レベル Lpeq,20s を算出て行った。図-9 は測定室の概要で，床と天井は RC スラ

した。測定回数は各パターンで 3 回ずつ行い，測定点 S1

ブ素面，周壁は石膏ボードとした。

～S5 の Lpeq,20s をエネルギ平均し，測定回数で算術平均ｂ）横主管および継手の仕様した。以降の検討では，算術平均した結果を用いて示す。

表-4 は，測定対象とした横主管と脚部継手の仕様で，集合管継手の仕様も示す。横主管の仕様は樹脂製（PVC）（２）基礎的な特性

で，裸管の Type D，被覆材としてグラスウール（GW）

ａ）排水騒音の周波数特性を 巻 い た Type E， さ ら に 遮 音 シ ー ト （SI） を 巻 い た図-10 は，横主管を裸管とした Type D における 1 オク

Type F の 3 種類とした。脚部継手と集合管継手も同様に

ターブバンド音圧レベル Lpeq,20s と A 特性音圧レベルの樹脂製で，被覆材としてウレタンフォーム（UF）と遮測定例で，流量 Q = 4, 4+4 L/s の結果である。なお，図音シートを巻く仕様で全 Type とも同じである。

中に測定した 3 回の結果も灰色で重ね書きしている。横横主管の支持は 4 階の RC スラブから金具で吊った構

主管から発生する排水騒音は，周波数 500～4 kHz の帯造である。防振の仕様は脚部継手から半径 2 m の範囲は域で卓越する様子が両流量とも確認できた。排水立て管

横主管と吊り金具との間に表面が凹凸状のゴム板（厚さからの騒音は 1 kHz 以上が主要な帯域であるとされてい10 mm）を挟むこととした。

る事例が多いが 3 – 5)，横主管から発生する騒音は，それｃ）排水負荷流量の条件と比べて管内を流れる水の様相が異なることから，卓越

本施設の排水系統は，Route A, B の 2 系統が設けられ，脚部継手を流れた後に合流する（図-8, 図-9）。表-5 はする周波数帯域が低い結果であった。
ｂ）排水負荷流量による騒音の変化

測定対象の流量 Q で，Route B のみから 2, 4 L/s を排水流量による音圧レベルの変化を Type E（GW 被覆）のした 2 パターン，Route A, B からそれぞれ 2, 4 L/s を同結果を例に確認した。図-11 は，Type E における A 特性時に排水した合計 4, 8 L/s（以下，2+2, 4+4 L/s と記す）

音圧レベル LAeq,20s と流量 Q との対応を確認した結果での 2 パターンの計 4 パターンとした。なお，排水系統ある。図の横軸（流量）は対数で表しており，図中の太75三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号ら発生する騒音の特性を把握することを目的に実験を行った。その結果，今回実施した実験の範囲において以下の知見を得られた。
まず，排水立て管から発生する騒音に関して述べる。
①継手の基材によって発生音の特性が異なる様子が伺えるため，それに応じた騒音低減対策を講じる
図-11

排水負荷流量と音圧レベルとの関係ことが必要である。
②形状が異なる中高層用と超高層用継手において，A
特性音圧レベルや主要な帯域の音圧レベルの差はほぼみられない。
③パイプシャフト内壁面を吸音処理することで，排水騒音の主要な帯域の音圧レベルを 3～5 dB 程度低減することができる。
次に，排水横主管から発生する騒音に関して述べる。
①発生する排水騒音の周波数特性は，500～4 kHz が主要な帯域である。
②A 特性音圧レベルは流量が 2 倍になると 5 dB 程度増加する傾向である。
③横主管にグラスウールなどを被覆することにより，主要な帯域における騒音低減効果がみられる。
今後も排水騒音の測定方法に対する検討，様々な騒

図-12

被覆材による音圧レベルの低減量

音対策の仕様における合理的な遮音対策，横主管から伝搬する振動（固体伝搬音）などについて検討を重ねてい線は流量と音圧レベルとの関係を対数回帰した結果であきたい。

る。LAeq,20s は流量の対数に比例して増加し，その程度は流量が 2 倍になると約 5 dB 増加する傾向であった。前

謝辞：本研究の実験および分析の遂行にあたり，名城大

述した立て管の場合と比較すると，流量に対する LAeq,20s

学 岡田恭明教授にご指導をいただきました。株式会社の変化の程度が大きい結果であった。

小島製作所 小島誠造代表取締役, 加古洋三氏, 岩槻剛史
氏には実験にご協力をいただきました。ここに深く感謝（３）横主管への被覆材による騒音低減効果

申し上げます。

本実験で対象とした横主管の仕様は，裸管の Type D，
GW の被覆の Type E，GW + SI の Type F の 3 種類であ参考文献

る。図-12 は，それら被覆材による音圧レベルの低減量

1）日本騒音制御工学会編：建物における騒音対策のた

L を求めた結果（GW: Type D – Type E, GW + SI: Type Dめの測定と評価, 技報堂出版, pp.119–137, 2006

– Type F）である。1 オクターブバンドによるL は流量

2）河原塚透, 平松友孝, 大川平一郎：排水管管壁からのによらずほぼ同じであることがわかった。両被覆による放射音に関する実験的検討, 騒音制御, Vol.22, pp.346–

対策は 500 Hz 以上の主要な帯域で低減効果があり，GW

352, 1998の被覆によるL は 2 kHz 以上の帯域，GW + SI の被覆に

3）土屋裕造, 山内崇：排水タワーを用いた脚部継手・オ

よるL は 500 Hz 以上の帯域で 10 dB 以上であった。まフセット排水管流水発生音測定例, 戸田建設技術研

た，A 特性音圧レベルのL は，GW の被覆で 8 dB 程度，

究報告, 第 42 号, pp.2-1–2-5, 2016

GW + SI の被覆で 14 dB 程度であった。

4）嶋田泰, 安岡博人, 塚本幸助, 小島誠造：集合住宅の排水立て管騒音に関する研究, 日本音響学会騒音・振４．まとめ動研究会資料 N-2004-54, 2004
5） 市川友己, 間瀬圭祐, 岡田恭明, 吉久光一排：排水立て

本報では，集合住宅における樹脂製の単管式排水シ
ステムの仕様を中心として，排水立て管および横主管か

76管・継手から発生する騒音の測定指標に関する一検討, 騒音制御, vol.44, pp.149–154, 2020

机上にヒーターを設置した熱気流システムの換気効果に関する解析検討（2 行(9pt 行)空け）

机上にヒーターを設置した熱気流システムの換気効果に関する解析検討（1 行(9pt 行)空け）

CFD Study on the Ventilation Effect of the Heated Air Flow System Installed on the Desk
（1 行(9pt 行)空け）
R＆D センター

酒井

英二

EIZI SAKAI

R＆D センター

小島

千里

CHISATO KOJIMA

設備部

紺野

康彦

YASUHIKO KONNO

設備設計部

菰田

裕士

HIROSHI KOMODA

カーボンニュートラル推進部

池原基博

MOTOHIRO IKEHARA（1 行(9pt 行)空け：執筆者が 2 名以下の場合 3 行空け）
新型コロナウイルス感染症対策として，咳やくしゃみなどの飛沫防止効果を目的にパーティション（PT）

イ の机上設置が広く行われてきた。しかし，PT の設置は室内換気に悪影響を与えると考えられる。そこで，室ン 内換気への悪影響を改善することを目的に，熱気流システムを開発した。熱気流システムは，机上部にヒータ
デン ーを設置し，熱気流による上昇気流の誘引効果によって，室内換気の向上を図ったものである。本報では，開ト左 発した熱気流システムによる換気効果を，気流解析を用いて確認した。その結果，机上で汚染質を発生させたなり，換気効率が向上することが分かった。（5 行程度）

15mm

15mm

場合，PT 単独では室内濃度と机上濃度の両方が高くなるが，ヒーターを設置することでどちらの濃度も低く

イ
ン
デ
ン
ト
右

キーワード：新型コロナウイルス，換気効率，ヒーター，パーティション（2 行以内，５個程度）

The partitions (PT) are normally used to prevent the droplet transmission of COVID-19 indoors.
However, these PT are considered to have a negative impact on indoor ventilation. To mitigate this issue,
the heated air flow system has been developed using line heaters to induce an upward air flow. This system
is designed to improve indoor ventilation by means of a heater installed on the desk and the effect of theheated air flow inducing an upward airflow. In this paper, the ventilation efficiency of the developed heated
air flow system was confirmed using Computational Fluid Dynamics (CFD) analysis. As a result, whencontaminants were generated on a desktop, both the indoor concentration and the desk concentration
increased with PT alone, but it was found that when heaters installed both concentrations were decreased
and improved ventilation efficiency.
Key Words: COVID-19, Ventilation efficiency, Heater, Partition（2 行以内）
（2 行(9pt 行)空け）

１．はじめに

２．熱気流システムの仕組み

新型コロナウイルス感染症対策のひとつとして，人の熱気流システムは，従来のパーティションの設置位置

会話や咳やくしゃみなどの飛沫防止効果を目的にパーテにヒーター（以下，ヒーターまたは H）などの発熱体をィション（以下，パーティションまたは PT）の机上設

設置し，その近傍の空気を加熱することにより生じる上置が広く行われてきた。しかし，パーティションの設置

昇気流を利用して汚染質の排出を促進する仕組みである。

は室内換気に悪影響を与えると考えられる。

熱気流システムには，ヒーターをパーティションの下今回開発した熱気流システムは，パーティションの抱端に設置する方式とパーティションを設置せずにヒータ

える問題解決を目指して開発してきたものである。本報ーのみを机上に設置する方式がある。写真-1 は，アクでは，気流解析（以下，CFD）による熱気流システムのリル製のパーティションの下端両側に保護管に入れたヒ

換気効果に関して報告する。

ーターを設置した試作品である。

77

三井住友建設技術研究開発報告

パーティショ ン

第 21 号

パーティショ ン

ヒーター
ヒーター

写真-1

ヒーターを設置したパーティション

図-1

CFD 解析モデルの平面図（単位：mm）（1）PT 無 H 無（2）PT 有 H 無A（3）PT 無 H 有図-2（1）天井給気
図-378（4）PT 有 H 有

机上のパーティションおよびヒーターの設定（単位：mm）（2）ドアガラリ給気（3）床面給気

給気口および排気口の位置（給気：青矢印，排気：緑矢印）

机上にヒーターを設置した熱気流システムの換気効果に関する解析検討

３．ＣＦＤによる解析モデル
気流解析は FlowDesigner2022 で行った。
図-1 に CFD 解析モデルの平面図を示す。
CFD 解析モデルは，今後，気流可視化実験

計算領域

9.5m(x)×3.8m(y)×2.7m(z)メッシュ数

206(x)×80(y)×54(z)=889,920

乱流モデル

⾼レイノルズ数型 RNG k-e モデル
汚染質流⼊出量差/汚染質流出量|＜0.003

定常判定

流⼊出発⽣熱量差/流出熱量|＜0.0025

評価⽅法

室内空間（空気のみ）机上空間（汚染物質発⽣と同領域）で平均値を算出を予定している実際の部屋をモデル化し机・PT・ヒーター
机た。以後，モデル化した空間を室内空間と呼ぶ。
机上のパーティションおよびヒーターの1.4m(x)×0.7m(y) ×0.63m(z)×4台=3.92㎡

PT

1.2m(x)×0.7m(y) ×4枚=3.36㎡

ヒーター

1.0m(x)×0.04m(y) ×0.01m(z)×6本

1本当たりの発熱量( W/本) 可変： 0.5，
発熱量( W)

可変：

設定は，図-2（1）～（4）に示すように

机上⾯積当たりの「PT 無 H 無」を基本として，「PT 有 H 無」

発熱量(W/m )と「PT 無 H 有」，「PT 有 H 有」の 4 パター

2

床⾯積当たりのデルとし，パーティションを挟むように長さ 1m の物を 2 本ずつ，3 箇所，計 6 本配置

流の影響を強く受けると考え 1),2)，天井か

5，

15

30，

90

A
給排気⼝⾼さ・給排気⼝⾯積

ドアガラリ給気⼝

0.15m(z)，0.10m

2

天井給気⼝

2.70m(z)，0.20m

2

床⾯給気⼝

0.20m(z)，0.72m

23

2.6m(z)，0.09m

天井排気⼝

天井下にチャンバーを設置し上側吸込み給気量と排気量は同量
給排気量・給気温度3

可変：120，210，300，420

給気量 (m /h)
換気回数 (回/h)

可変：1.64 ，2.88 ，4.11 ，5.75

給気温度（℃）

28

らの給気（以下，天井給気）とドアガラリ

室内発熱
2

窓

からの給気（以下，ドアガラリ給気）と置

表⾯温度固定：6m ，30℃
汚染質

換換気の効果を期待した床面からの給気

空気と同密度，机上空間（机上⾼さ 0.7m）で定常発⽣（以下，床面給気）の 3 箇所の給気位置を拡散係数 (m /s)

設定し，それぞれの給気位置について検討

密度 (kg/m )を行った。ただし，排気位置は室内中央の1， 2.5，
6， 15，

可変：0.08，0.17，0.42，0.83， 2.49

2

発熱量(W/m )した。
また，本報では，室内の給排気による気3，

可変：0.77，1.53，3.82，7.65，22.96ンである。なお，ヒーターは，図-2（4）の図中左下に示すように机面に設置したモCFD 計算条件

表-1

20.00013

1.18386

発⽣量(g/m h)

31

総発⽣量(g/h)

2.744

天井面 1 箇所とした。図-3（1）～（3）に室内空間に設置したそれぞれの給気口と排気口の位置を

排気濃度は M/Q となるが，室内が完全混合状態であれ示す。なお，室内は，エアコン運転なし，窓面を 30℃，

ば，室内の平均濃度も M/Q になる。M/Q は室平均汚染

給気温度を 28℃とした。そのため，室温よりやや低い

質濃度 3)と呼ばれ，この濃度と室内空間の平均濃度（以温度での給気となり，床面給気時の置換換気の効果が期

下，室内濃度）および机上空間の平均濃度（以下，机上待できる。

濃度）を比較検討することで，室内空間および机上空間

汚染質の設定は，ウイルスの空中浮遊を前提として，の換気効率の変化を確認した。また，室平均汚染質濃度

重力沈降なしの粒子とした。汚染質の発生方法によって，を基に求めた室内空間の濃度比（以下，室内濃度比）お検討結果への影響が考えられるが，本報では，机上の高

よび机上空間の濃度比（以下，机上濃度比）を用いて検さ 700mm の空間（以下，机上空間）全体から初期風速討を加えた。以下に濃度比の求め方を示す。

なしで定常的に発生させた。これは，咳やくしゃみなど

室内濃度比＝室内濃度／室平均汚染質濃度（M/Q）の高速で断続的に場が乱れる状況以外の呼気による汚染

机上濃度比＝机上濃度／室平均汚染質濃度（M/Q）

質が，机上空間に滞留している状況を想定している。一
般的な換気効率は，室内で均等に汚染質が発生した状況

５．検討結果を想定しているが，本報では発生箇所を限定して検討を行った。表-1 に CFD の計算条件を示す。

（１）濃度・温度分布と速度状況
図-4（1）～（4）にオフィスの給排気として一般

４．評価方法的な天井給気の（1）「PT 無 H 無」，（2）「PT 有 H 無」，（3）「PT 無 H 有」および（4）「PT 有 H 有」の濃度・温定常計算において，外部からの汚染質の流入が無い

度分布および速度ベクトルを示す。ヒーターを設置しな状態で，汚染質の発生量を M，給気量を Q とする場合，

い（1）「PT 無 H 無」と（2）「PT 有 H 無」では，机上に79三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

給気⼝
⇓

天井給気

給
気
⼝
か
ら
の
気
流

（1）PT 無 H 無（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
給気⼝
⇓

天井給気

給
気
⼝
か
ら
の
気
流

（2）PT 有 H 無（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
給気⼝

A

⇓

天井給気

給
気
⼝
か
ら
の
気
流

（3）PT 無 H 有（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
給気⼝
⇓

天井給気

給
気
⼝
か
ら
の
気
流

（4）PT 有 H 有（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
図-4

天井給気時の濃度・温度分布および速度ベクトル（断面位置は図-1 参照）

汚染質濃度の高い部分が残る。ヒーターを設置した（3）「PT 無 H 有」と（4）「PT 有 H 有」では，他の給気位置「PT 無 H 有」と（4）「PT 有 H 有」では，ヒーター上にと同様ヒーター上に上昇気流が発生し汚染質の排出が速上昇気流が発生し汚染質の排出が速やかに行われている

やかに行われていることが分かる。さらに，（4）「PT 有

ことが分かる。

H 有」の右図の Y 断面温度分布を見ると，他の給気位置

図-5（1）～（4）にドアガラリ給気の濃度・温度分では見られなかった，パーティション高さ付近まで温度

布および速度ベクトルを示す。ヒーターを設置しない成層が形成されているのが分かり，Y 断面濃度分布と速（2）「PT 有 H 無」では，天井給気と同様机上に汚染質

度ベクトルの図も併せて確認すると置換換気による効率

濃度の高い部分が残るが，同様にヒーターを設置しない的な汚染質除去が行われていると考えられる。

（1）「PT 無 H 無」では，汚染質濃度の高い部分が見当たらない。これは，（1）「PT 無 H 無」の左図の X 断面の（２）給気位置と室内換気量の影響

速度ベクトルから，左端のドアガラリ給気口からの気流

図-7（1）～（4）に，（1）「PT 無 H 無」，（2）「PT 有が右端の壁で反転し，机上の汚染質を排除したためと考

H 無」，（3）「PT 無 H 有」および（4）「PT 有 H 有」の換

えられ，室内の給排気位置に起因するものと考えられる。

気回数と濃度の関係を示す。なお，横軸は対数軸とし，ヒーターを設置した（3）「PT 無 H 有」と（4）「PT 有 H

室内濃度は実線，机上濃度は破線で示す。黄線は M/Q有」では，天井給気と同様ヒーター上に上昇気流が発生である。計算条件の組合せを表-2 に示す。（1）「PT 無 H

し汚染質の排出が速やかに行われていることが分かる。

無」では，床面給気の室内濃度は，換気回数が少ない場

図-6（1）～（4）に床面給気の濃度・温度分布およ

合には M/Q より大幅に低くなるが，その他の給気方式

び速度ベクトルを示す。ヒーターを設置しない（1）では M/Q と大差はない。机上濃度は，ドアガラリ給気「PT 無 H 無」と（2）「PT 有 H 無」では，天井給気およで低くなるが，その他の給気方式では高くなる。一方，

びドアガラリ給気の（2）「PT 有 H 無」と同様机上に汚（2）「PT 有 H 無」では，室内濃度は「PT 無 H 無」より

染質濃度の高い部分が残る。ヒーターを設置した（3）も高くなり，机上濃度も大幅に高くなる。（3）「PT 無 H

80

机上にヒーターを設置した熱気流システムの換気効果に関する解析検討

ドアガラリ給気⇓給気⼝からの気流
給気⼝（1）PT 無 H 無（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
ドアガラリ給気⇓給気⼝からの気流
給気⼝（2）PT 有 H 無（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
ドアガラリ給気⇓給気⼝からの気流
給気⼝（3）PT 無 H 有（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
ドアガラリ給気⇓給気⼝からの気流
給気⼝（4）PT 有 H 有（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
図-5

ドアガラリ給気時の濃度・温度分布および速度ベクトル（断面位置は図-1 参照）
A

床面給気

給気⼝
⇐給気⼝からの気流（1）PT 無 H 無（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
床面給気

給気⼝
⇐給気⼝からの気流（2）PT 有 H 無（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
床面給気

給気⼝
⇐給気⼝からの気流（3）PT 無 H 有（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）
床面給気

給気⼝
⇐給気⼝からの気流（4）PT 有 H 有（左：X 断面濃度分布と速度ベクトル，中：Y 断面濃度分布と速度ベクトル，右：Y 断面温度分布）

図-6

床面給気時の濃度・温度分布および速度ベクトル（断面位置は図-1 参照）

81

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号（1）PT 無 H 無（2）PT 有 H 無（3）PT 無 H 有（4）PT 有 H 有図-7

換気回数と室内および机上濃度（1）PT 無（2）PT 有図-8

ヒーターの発熱量と室内および机上濃度比有」では，室内濃度は M/Q を下回り，机上濃度も大幅表-2に低下し M/Q 並みになる。（4）「PT 有 H 有」では，室計算条件組合せ一覧

ヒーター

内濃度は（3）「PT 無 H 有」より若干低下し，机上濃度は給気方式による違いがみられるが，（3）「PT 無 H 有」の場合とほぼ同様になる。以上より，ヒーターを設置す

図-7〜8のパーティ

1本当たりの

計算条件

ション

発熱量

発熱量

図-7

有/無

図-8

有/無

換気回数

給気位置

（回/h）

（W）

（W/本）

ることで，室内および机上の濃度低減，あるいは同等の濃度であれば室内換気回数の低減が図れるという結果が室内空間の0.0/15.0-

ドアガラリ/天井/床⾯

0.0/0.5/1.0/

0/100/200

2.5/5.0/15.0/400/800

天井

1.64/2.88/
4.11/5.75

2.88

組合せ数

48

60

得られた。
表-3

ヒーターの発熱量と室内および机上濃度比の平均値（３）ヒーターの発熱量の影響
ヒーターの発熱量が室内および机上濃度に与える影響を検討するため，ヒーターの発熱量を変化させた。また，ヒーター以外の発熱の影響を，室内空間全体に発熱を与えることで検討した。表-2 に計算条件の組合せを

82

PT無
PT有

ヒーターの発熱量

(W)

0

3

6

15

30

90

平均室内濃度⽐

1.01

0.90

0.90

0.83

0.81

0.78

平均机上濃度⽐

2.30

1.54

1.41

1.29

1.14

1.00

平均室内濃度⽐

1.00

0.93

0.88

0.80

0.74

0.71

平均机上濃度⽐

2.46

1.64

1.52

1.29

1.20

1.04

机上にヒーターを設置した熱気流システムの換気効果に関する解析検討示す。

た場合や室内の給排気位置よる気流の影響によっては，

表-3 にヒーターの発熱量毎に室内および机上濃度比

室内と机上の汚染質濃度の上昇が見られ換気効率の低下の平均値（以下，平均室内濃度比，平均机上濃度比）をを招く場合がある結果が得られた。一方，ヒーターを机示す。ヒーターの発熱量が 0W（ヒーターを設置しない）

上に設置することにより，机上に上昇気流が発生し，パでは，平均室内濃度比が 1.01 または 1.00，平均机上濃ーティションの有無に関わらず，室内と机上の換気効率度比が 2.30 または 2.46 であり，室内濃度は室平均汚染が大幅に向上する結果が得られた。また，最適なヒータ

質濃度と同等，机上濃度は室平均汚染質濃度より 2 倍以ーの発熱量設計に寄与するヒーターの発熱量と汚染質濃上高いことが分かる。また，ヒーターを発熱させると，度の関係も得られた。

発熱量増加に伴い平均濃度比は低下することが分かる。

感染症対策としては，机上にパーティションを設置

図-8 に，パーティションの有無別にヒーターの発熱することで飛沫防止効果を直接的に求める場合と，そう

量と室内および机上濃度比の関係を示す。なお，横軸はではない場合のそれぞれにおいて，ユーザーが選択でき

対数軸とした。図よりヒーターの発熱量の対数と室内おることが望ましい。本技術すなわち換気効率を向上させ

よび机上の濃度比は反比例の関係にあることが分かり，る机上へのヒーター設置は，パーティション有無のどち

発熱量の増加に対して，濃度の減少幅は急激に小さくならにおいても感染防止に貢献すると考えられる。本熱気

る。そのため，仮に 90W よりヒーターの発熱量を大き流システムは，これらの要請に応える可能性を持っていくしても濃度比の減少は小さいと考えられる。これはパる。

ーティションの有無，室内および机上の違いに関わらず，今後，実験の結果等を報告する予定である。

同様の傾向である。また，ヒーターの発熱量が小さい場
合において，パーティションの有無に関わらず，机上濃

参考文献

度比は室内濃度比と比較して濃度比が大きいが，机上濃

1）鹿野奈々，山中俊夫，崔ナレ，小林知広，田邊陽

度比の方が室内濃度比よりもヒーターの発熱量による低一：置換換気原理に基づく感染症対策ブース型パー

減効果が大きく，ヒーターの発熱量を大きくすると，机ソナル空調に関する研究，日本建築学会大会学術講上と室内の濃度比の差は小さくなる。パーティションの演講演集，環境工学Ⅰ，pp.1255-1258，2021 年 9 月

有無でみると，（2）「PT 有」がヒーターの発熱量に対す

2）鹿野奈々，山中俊夫，崔ナレ，小林知広，田邊陽

る机上濃度比の変化が大きく，PT を設置した場合のヒ

一：オフィスにおけるブース型置換換気を用いた感ーター設置の有効性を示す結果となった。また，室内空染症対策パーソナル空調に関する研究（その 2）ブ

間の発熱量が大きくなるとヒーターの発熱量の影響が小ース形状と給気量が温度・CO2 濃度・咳飛沫核分布

さくなる傾向がみられることから，最適なヒーターの発に及ぼす影響，空気調和・衛生工学会大会学術講演

熱量の検討には室内の発熱源を考慮する必要がある。

論文集，3 巻 C-18， pp.73-76，2021 年
3）空気調和・衛生工学会：換気効率ハンドブック－理６．まとめ

論と応用－，pp.23-30，2009 年 11 月

CFD による検討で，机上にパーティションを設置し83

三井住友建設技術研究開発報告84

第 21 号INVESTIGATION OF THE WIND FORCES ON RECTANGULAR OVERHANG BUILDINGS USING URANS

INVESTIGATION OF THE WIND FORCES ON RECTANGULAR
OVERHANG BUILDINGS USING URANS
非定常 RANS を用いた矩形のオーバーハングを有する建物に作用する風力の検討
R&D センター

ドアン

R&D センター

小島

千里

CHISATO KOJIMA

R&D センター川島学

MANABU KAWASHIMA

セイロン

LONG DOAN SY

本論文では，数値流体力学（CFD）技術を用いて，建物表面のさまざまな位置に矩形ブロックを配置した建物（オーバーハング建物）に作用する風力について，シミュレーションを実施した。具体的には，オーバーハン グ 位 置 を パ ラ メ ー タ と し た 14 種 類 の 建 物 モ デ ル を 作 成 し ，Unsteady Reynolds-Averaged Navier-Stokes（URANS）を用いて，各モデルに作用する風力を推定した。風方向の風力係数の値が角柱建物と比較して最も変化するオーバーハング位置は，風上壁面下部位置である。オーバーハングが存在する場合の風力係数の変化は，風の剥離位置と前方および後方淀み点の変化が寄与していると考えられる。
キーワード：数値流体力学，非定常 RANS，オーバーハング建物，風力係数

This research paper investigates the wind forces exerted on buildings with overhang features placed atvarious positions on their surfaces, utilizing computational fluid dynamics (CFD) techniques. The UnsteadyReynolds-Averaged Navier-Stokes (URANS) turbulence models are employed to simulate the airflow
patterns. Fourteen distinct configurations of overhang buildings are generated by introducing therectangular block at different locations on the faces of a square building. The most different value of thealong-wind force coefficient between the overhang building and the principal building is when the overhang
is at the bottom in the upwind direction. The alteration in wind force coefficient in the presence of an
overhang could be contributed by the position of the flow separation and the change in the front and rearstagnation points.
Key Words: Computational fluid dynamics, URANS, Overhang building, Wind force coefficient.

1.

INTRODUCTION

approach aims to improve the residential unit area ratio of theupper floors, resulting in an overall increase in the value of

In contemporary building design, the demand for increased

both the living space and the commercial feasibility. An

living space in residential high-rise buildings has become

example of this high-value tower-style condominium is theincreasingly significant. With limited land availability for

Sulatto V Tower, which was introduced by Sumitomo Mitsui

development in densely populated megacities, skyscrapers

Construction Co., Ltd. (SMCC) in 20201).

have gained popularity. A unique type of high-rise structure

The irregular shape such as a large size of overhang shapeis the overhang building, which features a small rectangularwas studied by Yoshida et al.2). Wind pressure measurementcylinder attached to it. Generally, in building design, thewas conducted using pressure taps on a large overhang

overhang structure is conventionally situated at the lower

situated from the bottom to near the top of the front face of a

portion of the building, thereby creating podium floors.

building, referred to as a step on the wall surface. Based on

Nevertheless, certain instances deviate from this norm andthe minimum pressure coefficient results, the formation of a

opt to enlarge the upper section of the building instead. This

3D vortex between the building and the overhang is discussed.

85

三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

However, limited research has been conducted on inverted
skyscrapers, where the overhang is positioned near the top of

0.40

the building. Furthermore, the wind effects of the positioning

0.20
0.00

of the overhang structure on the primary building are yet to-0.20

Computational

Fluid

Dynamics

(CFD)

has

gainedCFx

be determined.

-0.40
-0.60

extensive usage for quantifying wind loading on structures

-0.80

and

flow

-1.00

characteristics. In CFD, the Reynolds-Averaged Navier--1.20

facilitatingaprofoundcomprehension

of

-1.40

Stokes (RANS) method has been widely known for its time-0saving capabilities compared to other turbulence models in

5

10

CFx
CFx

CFD such as Direct Numerical Simulation or Large-Eddy
Simulation. The Unsteady RANS (URANS) is recognized as

15 20 25 30
Angle of attack, º
CFxCFx+CFxCFx+

35

40

45

CFD C
CFx
CFD
Fx

Fig. 1. Wind force coefficient in x-direction (CFx)a suitable approach for predicting periodic turbulent
separated flows3). In building science, URANS is possible to

0.40

replicate large-scale fluctuations observed in the vicinity of

0.20
0.00

tall buildings4). Nevertheless, the specific nature of-0.20

necessitates validation through wind tunnel tests in mostcases.

CFy

fluctuations generated by URANS remains uncertain and

-0.40
-0.60
-0.80

The presence of overhangs changes the aerodynamic-1.00

characteristics around the structure and adds complexity to-1.20

the assessment of load distribution and structural stability.

-1.40

This study aimed to assess the impact of wind forces on a
primary square building by simulating its attachment to arectangular-shaped overhang at different positions using CFD.

0

5

10

CFy
CFy

15 20 25 30
Angle of attack, º
CFy+
CFyCFyCFy+

35

40

45

CFD
CFDCCFy
Fy

Fig. 2. Wind force coefficient in y-direction (CFy)

Fourteen scenarios are simulated, considering various
positions of the overhang on the front, rear, and side faces ofhigh-rise building4). Also, k- SST has less computational

the structure. Wind force coefficients in along-wind andtime compared to the k- Reynolds stress model5).

across-wind direction are calculated to evaluate the influenceof the rectangular overhang on the wind effects experienced

CF=

.

(1)

The accuracy and reliability of URANS method wereby the primary square building.

validated by comparing its results with wind tunnel

2.

ANALYSIS METHOD

experiments conducted at SMCC. The experiment used asquare cylinder model with a height of 400mm and width of

Flow characteristics are predicted in this study using the

58.8mm. The test covered angles from 0º to 45º in increments

ANSYS Fluent 2022R1 commercial numerical program. Theof 5º. Subsequently, the wind force coefficient CF in each case

ANSYS Fluent software, known for its extensive capabilities

was calculated using Equation (1), with F as the wind force

incomprehensiveon the x or y axis, ρ as the air density (1.225kg/m3), U0 as theinvestigations into the flow characteristics of complex

reference wind velocity at the top of the building, and A as

systems.

the area of the building face.

fluid

dynamics

analysis,enables

URANS method is used in this study. The computational

Fig. 1 and Fig. 2 show a comparison between wind tunnel

method employed is the semi-implicit method for pressure-data and CFD calculations of wind force coefficients in thelinked equations (SIMPLE), and the turbulence model is k-x- and y-directions at various angles of attack. The y-shear stress transport (SST). k- SST model is used because

direction is the direction perpendicular to the building front

it can effectively replicate the unsteady turbulence behind theface, and the angle of attack  is the angle between the wind86

INVESTIGATION OF THE WIND FORCES ON RECTANGULAR OVERHANG BUILDINGS USING URANS

Fig. 3. Configuration cases

=0.2

Fig. 4. CFD boundary conditions
direction and the y-direction. The symbols in the legend
indicate mean (CF), minimum (CF-), and maximum (CF+)
coefficients in the x- and y-directions. The ▲ symbol is theresult of the mean wind force coefficient CF calculated by

Fig. 5. Normalized wind velocity and turbulence intensity
profiles

CFD. A comparison between the CFD calculation and thewind tunnel test results shows that the trend of the mean windforce coefficient with respect to the angle of attack is almost
comparable.

3.

ANALYSIS SETUP
The building model under analysis consists of a prototype

square cylinder building with a height (H0) of 120m and an
aspect ratio of 4. Additionally, a rectangular overhang withdimensions of 30m×40m×5m (Width×Height×Depth) is
introduced. To investigate the effect of the additional
overhang on square cylinder in wind force at different
positions on the principal building, the rectangular prism
overhang is positioned in 14 different locations around theFig. 6. Presented instantaneous points of across-wind force
coefficient (CFx) at case O-1

building's faces. Specifically, there are 4 cases on the front
face, 4 cases on the rear face, and 6 cases on the side face, as

87三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

Fig. 7. Wind force coefficient in Y direction (CFy)visually represented in Fig. 3. In particular, the staggered

4.

RESULTS AND DISCUSSION

4.1

EFFECT OF OVERHANG ON ALONG-WIND

arrangement cases, namely F-3, F-4, R-3, R-4, S-3, S-4, S-5,
and S-6, are configured with an inclination of a = 10m.
The simulation domain is illustrated in Fig. 4 with H is the

FORCE

model height. The simulation model is established at a scaleFig. 7 graphically illustrates the wind force coefficient inof 1/400. Fig. 5 presents the normalized wind velocity andthe y- direction, denoted as CFy. The calculation of the wind

turbulence intensity used as input flow. These parameters areforce coefficient is the same as section 2 with A is the area ofcombined with the wind profile recommended by thethe front face of the principal building and the same for all

Architectural Institute of Japan (AIJ) in category of surface

configuration cases. The fluctuation range of wind force

roughness III (power law component  = 0.2) specifically forcoefficient in each case is also presented. Two main results

urban areas. The wind velocity at the top height of the model

can be observed from this figure. Firstly, large variations ofcorresponds to U0 = 8.92m/s. The Reynolds number

the mean CFy are observed in group F compared to theconsidering the width of the model is 4.26×104.

principal building. The effect of the rectangular prism

An unstructured polyhedral mesh was used, with two

overhang on the mean CFy shows a range of variability, withrefined areas for improved accuracy in critical regions. To

up to a 10% decrease or 20% increase compared to theaccurately predict flow near wall using the wall function, Y+

principal building, depending on the specific locations where

value, which serves as a non-dimensional measure indicating

the overhang is attached. On the other hand, the variations of

the coarseness or fineness of a volumetric mesh in relation tomean CFy compared to principal building are relatively small

a flow pattern, is put into consideration. For more accurate

in group R. Secondly, comparison of the lower and upperpredictions or when using advanced turbulence models, Y+

configuration of overhang on the same face in group F and R

values in the range of 1 to 5 are often preferred6), and 5 is(F-1 to F-2; F-3 to F-4; R-1 to R-2 and R-3 to R-4), themaintained to adequately capture the dynamics of flow nearabsolute difference value of CFy between lower overhangsolid surfaces.

buildings and the principal building (O-1) tend to be greater

The CFD simulation conducted in this study terminates

than the same difference in upper configuration.

when the forces exerted on the structure reach a state of

The discussion on the variation of mean CFy in group F isstability in unsteady flow conditions. In the subsequent

based on the trend exhibited in the F and R groups. Also, thesection, instantaneous data points at four different time

wind pressure coefficient distribution on the building's rear

instances within one period (t=0T, T/4, T/2, 3T/4), as well as

surface is presented in Fig. 8. F-1 and F-3, R-1 and R-2 aretheir corresponding mean values of two periodic periods, areconsidered as examples. The pressure coefficient ispresented as illustrated in Fig. 6. In this figure, the variation

calculated by 𝑐or change in the wind force coefficient over time whenpressure, and 𝑝 and 𝑞 are the reference static pressure andreaching the state of stability in unsteady flow conditions isdynamic pressures at the model height respectively. In F-1,

called fluctuation range.

the absolute value of negative pressure at the rear is observed

88

𝑝

𝑝

/𝑞

, where 𝑝 is the total

INVESTIGATION OF THE WIND FORCES ON RECTANGULAR OVERHANG BUILDINGS USING URANS

0.9
-0.6

-0.4

O-1

F-1

F-3

R-1

Mean pressure coefficient on front faces

R-2

-0.4
-0.5

-0.5

Fig. 8. Mean pressure coefficient distribution on the rear
faces

O-1

Mean pressure coefficient on rear faces
F-1
F-2
R-3

R-4

O-1
Fig. 10. Mean pressure coefficient distribution in case O-1;
F-1; F-2; R-3 and R-4
at t=0T in the middle plans x = 0, and also illustrates the rear
F-1

F-3

stagnation points in the principal building and some buildings
in F and R group which are discussed above. The drag force
tends to be higher when the rear stagnation point is closer tothe rear surface in the downstream direction7). The rearstagnation points for F-1 and F-3 are significantly different

R-1

R-2

from O-1. In these cases, the difference could come from thevariation in how the flow separates around the overhang andthe building’s edge both at the top and bottom. In F-3, thewider front side of the building created by the overhang
contributes to the formation of the vortex of separation flow

Fig. 9. Velocity contours at t=0T in the middle plan x = 0
and illustration of rear stagnation points
to be smaller in comparison to O-1, as shown in Fig. 8. Avery high absolute value of negative pressure is experienced
on the rear face of F-3. On the other hand, the pressures on
the rear face in R-1 and R-2 are almost the same as in theprincipal building. Fig. 9 presents the velocity vector figures

at the corner on the side in the upwind direction.
Consequently, the negative pressure at the back is higher
compared to O-1 because of the suction effect created by thisseparation vortex caused by the overhang. On the other hand,in R-1 and R-2, the distance between the rear stagnation point
and the rear of the building is almost the same as in theprincipal building. Due to this similarity, the rear negative
pressure distribution is almost comparable in R-1, R-2, and89三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

Fig. 11. Wind force coefficient in x-direction (CFx)O-1, leading to the minimal variations in CFy.

of CFx is more significant compared to the along-wind force

Regarding the placement of the overhangs at the lower andcoefficients. The flow patterns of wind in the across-wind

upper part of the building on the same face, two distinct

direction are characterized by increased complexity andsubgroups can be identified: the first consists of overhangs

turbulence in comparison to the relatively smoother flowthat are aligned with the building width (F-1 to F-2 and R-1

observed in the along-wind direction. This turbulence isto R-2), while the second subgroup involves overhangs

caused by the interaction of the wind with the building's edge

located in a staggered configuration (F-3 to F-4 and R-3 to R-

and surface roughness. A strong shear layer is formed

4). The former subgroup shows the absolute value of CFy is

between the building edge and the reattachment point whichsmaller in lower overhang configurations compared to upper

is located on the side face in the case of a square section.

configurations. Whereas the latter group presents theWithinopposite trend with the former subgroup. In the first subgroup,

contributing to the fluctuations experienced in the across-the decrease in the absolute value of CFy in cases F-1 and R-

wind direction.

this

shear

layer,

vorticespersistently

exist,

1 compared to F-2 and R-2 respectively is attributed to the

The mean CFx is distributed approximately around zero.

decrease in pressure at the top of the rear surface compared

The greatest absolute values of mean CFx are observed in theto O-1. On the other hand, considering the second subgroup,

staggered configuration of overhang on the upwind side facetaking R-3 and R-4 as an example (shown in Fig. 10), theS-3 and S4 with values -0.11 to -0.15 respectively. These

increase in the absolute value of CFy in the lower overhangcases exhibit substantial deviations from O-1 in the windconfiguration (R-3) compared to the upper overhangpressure coefficient distributions on the side surfaces

configuration (R-4) is due to the decrease in the negative

presented in Fig. 12. S-3 demonstrates positive pressure onpressure on the rear face and increase in the positive pressure

the overhang on the building side and negative pressure onon the upwind face of the overhang. Fig. 10 shows that thethe opposite side. The proximity of the overhang to the

CFy is not noticeably affected by the pressures on the front

windward wall of the building induces a positive pressure due

faces of the main building in these configurations, theto the stagnation point of the incoming flow being situated on

opposite trend in the two subgroups could be explained by

the overhang. Conversely, the opposite side experiences a

the aforementioned shift in the location of the rear stagnation

localized and intense negative pressure resulting from thepoint and the stagnation point on the upwind face of theconical vortex created by the detached wind flow at the upper

staggered overhang.

section of the overhang. S-4 generates positive pressure on
the overhang on the building side and negative pressure on

4.2

EFFECT OF OVERHANG ON ACROSS-WIND

the opposite side, the same as S-3. However, the negative

FORCE

pressure area on the opposing side of the building is more

Fig. 11 presents the force coefficient and its fluctuation inextensive in S-4 compared to S-3, and the negative pressure

the crosswind direction (CFx) for both the square building andis heightened due to wind separation occurring at both the top

14 buildings with attached overhang. The fluctuation range

and bottom of the overhang. On the other hand, in the case of90

INVESTIGATION OF THE WIND FORCES ON RECTANGULAR OVERHANG BUILDINGS USING URANS

overhang. These vortices cause a significantly high negative
pressure in that region. Consequently, in contrast to the S-3
and S-4 models, the decrease in the CFx in the S-5 and S-6
models, when compared to the O-1 model, does not exhibit asignificant difference.
-0.6

-0.7

5.

-0.7

CONCLUSION
The wind characteristics of a high-rise building with

Left face

Right face

Left face

O-1

Right faceR-3

rectangular overhangs at various locations are examinedthrough numerical analysis. The main conclusions of thisstudy are as follows.


The attachment of overhangs has a noticeable effecton the along-wind force coefficient. Locating theoverhang at the lower front on the main building,the along-wind force coefficient differs by -10% to
20% compared to principal building. On the other
hand, the difference is small in upper front and rearconfiguration. The reason could be attributed to thechange in the rear stagnation point.

Left face

Right face

Left face

Right face
S-4

S-3



In the case of the front and rear overhangs, theopposite trend in along-wind force coefficient forupper and lower overhang buildings is observed
between the staggered configuration and fixed
configuration.

-0.7

When the overhang is arranged in a staggeredconfiguration on the windward side, the local windpressure distribution around the overhang causes
higher mean across-wind force mainly due to thestagnation point of the incoming flow.

Left face

Right face
S-5

Left face

Right face
S-6

These conclusions are limited to CFD simulation. Further
studies using wind tunnel experiments will be conducted in
the future.
References
1) Sumitomo Mitsui Construction : "Sulatto V Tower", 2020,
URL: https://www.smcon.co.jp/service/sukkit/sulatto-v-

Fig. 12. Mean pressure coefficient distribution on the left
and right faces.

tower/
2) Yoshida Akihito, Masuyama Yuka, and Katsumura Akira :"Characteristics of Negative Peak Wind Pressure acting

S-5 and S-6, where the overhang is located on the downwind

on Tall Buildings with Step on Wall Surface",side, a pronounced negative pressure region is observed on

International Journal of High-Rise Buildings, Vol.8, No.4,

the overhang wall at the upwind corner, whereas no positive

pp.283-290, 2019pressure region is present on either side. The flow separation

3) Isaev SA and Lysenko DA : "Calculation of unsteady flow

point may be located on the building edge, and the vortices

past a cube on the wall of a narrow channel using URANS

are formed in the space between the building and theand the Spalart–Allmaras turbulence model", Journal of91三井住友建設技術研究開発報告

第 21 号

Engineering Physics and Thermophysics, Vol.82, No.3,
pp.488-495, 20094) Tominaag Yoshihide : "Flow around a high-rise building
using steady and unsteady RANS CFD: Effect of large-

Mechanics, Vol.15, No.5, pp.1387-1401, 2022
6) Versteeg Henk Kaarle and Malalasekera Weeratunge : "Anintroduction to computational fluid dynamics: the finite
volume method", Pearson Education, 2007

scale fluctuations on the velocity statistics", Journal of7) Laneville A, Gartshore Is, and Parkinson Gv : "AnWind Engineering and Industrial Aerodynamics, Vol.142,

explanation of some effects of turbulence on bluff bodies",pp.93-103, 2015

Proceeding 4th International Conference Wind Effects on5) Rajasekarababu KB, Vinayagamurthy G, and Selvi Rajan
S : "Evaluation of CFD URANS Turbulence Models for
the Building under Environmental Wind Flow with
Experimental Validation", Journal of Applied Fluid

92

Buildings

andStructures,

University Press, 1977

Heathrow,

Cambridge社外発表論文一覧 2022 年度（2022/4/1～2023/3/31）

93

94

対外発表論文一覧 2022年度（2022/4/1～2023/3/31）
論文（査読付き）No.

題

名

建築施工管理業務改善のための工数シミュレー

所

属

発表誌名

発行年月日

戸倉健太郎
春山真一郎

三井住友建設慶應義塾大学

日本建築学会計画系論文集
2022年87巻794号

2022/4/1

緩衝ゴムを設置した RC 梁の落下高さ一定繰り返
岸徳光，鈴木健太郎
し衝撃荷重載荷実験
三上浩

瓦井智貴，小室雅人

室蘭工業大学
室蘭工業大学
三井住友建設第68回構造工学シンポジウム

2022/4/16

設置する緩衝ゴム厚を変化させたシート破断で終 鈴木健太郎，小室雅人

第68回構造工学シンポジウム

2022/4/16

1 ションモデルに関する研究2

執筆者名錘落下衝撃実験三上浩

室蘭工業大学
室蘭工業大学
三井住友建設Study on long-term strength property of

Yukika Miyashita
Dayani Sanjeewani
Shogo Aoyama

土木研究所
三井住友建設
土木研究所

20th International Conference
on Soil Mechanics andGeotechnical Engineering 2021
（Sydney）

2022/5/1

三井住友建設日本建築学会構造系論文集
2022年87巻796号

2022/6/1

3 局に至る AFRP シート接着曲げ補強 RC 梁の重 瓦井智貴，岸徳光

4 compacted soil with treatment by cement
アンボンドPC鋼より線により鉄筋コンクリート造柱

白山 貴志, 佐藤 希

5 梁接合部に圧着された集成材梁の剛性と耐力の 徳武 茂隆
評価6

Development and application of ultra-highdurable slab for deck slab renewal

Hiroyuki Uchibori
Chamila K. Rankoth
Yusuke Matsuo
Yasuhiko Kido

三井住友建設三井住友建設西日本高速道路
西日本高速道路

Proceedings of the 2022 fib
symposium, Oslo, Norway

2022/6/12

7

RAPID CONSTRUCTION OF A COMPOSITE
BRIDGE USING THE U-GIRDER LIFTING

Yuichi Hirano
Yuki Kaminaga
Takeshi Yamaguchi
Hiroyuki Takagi

三井住友建設三井住友建設中日本高速道路(元)中日本高速道路

Proceedings of the 2022 fib
symposium, Oslo, Norway

2022/6/12

Akio Kasuga

三井住友建設Proceedings of the 2022 fib
symposium, Oslo, Norway

2022/6/12

Taku Matsuda
Ryuichiro Mine
Daniel A. Geddes
Brant Walkley
John L. Provis

三井住友建設三井住友建設The University of Sheffield, UK
The University of Sheffield, UK
The University of Sheffield, UK

Proceedings of the 2022 fib
symposium, Oslo, Norway

2022/6/12

Iffat Zerin
10 ULTRA-HIGH DURABILITY NON-METALLIC Arifa
Akio Kasuga

三井住友建設Proceedings of the 2022 fib
symposium, Oslo, Norway

2022/6/12

Hiroo Shinozaki
Akio Kasuga
Taku Matsuda

三井住友建設Proceedings of the 2022 fib
symposium, Oslo, Norway

2022/6/12

EVOLUTION OF FIB MODEL CODES :8 MASTERING CHALLENGES AND
ENCOUNTERING NEW ONESDevelopment of ultra-low shrinkage and high
9 strength concrete without Portland cement withexperimental study on its fabricationLCA OF A CHALLENGING LOW CARBON
BRIDGE

11

CONSTRUCTION OF A NON-METALLICBRIDGE USING ZERO CEMENT CONCRETE

2022/6/24

島岡俊輔，中村尚弘(元)構造品質保証研究所
第66回理論応用力学講演会
長谷工コーポレーション（日本工学会理論応用力学コン
三井住友建設ソーシアム）
エコニング，日本大学
泉創建エンジニアリング，広島大学

Precise dynamics disintegration of concrete
structures by controlling wave motion

Koji Uenishi
Hiroshi Yamachi
Junichiro Nakamori

東京大学
三井住友建設三井住友建設23rd European Conference on
Fracture※ Procedia Structural Integrity
Volume 42, 2022

2022/6/27

超音波法によるコンクリートの応力推定における

吉田晴人, 大野健太郎
玉置一清
上野敦

東京都立大学
三井住友建設東京都立大学

コンクリート工学年次論文集第44巻（2022）

2022/7/13

三井住友建設芝浦工業大学横浜国立大学

コンクリート工学年次論文集第44巻（2022）

2022/7/13

三井住友建設コンクリート工学年次論文集第44巻（2022）

2022/7/13

第20回建設ロボットシンポジウム

2022/8/24

菅谷和人，多胡昇

IHI
IHI運搬機械
IHI運搬機械
三井住友建設18

Maddegedara Lalith
Amit Gill
Seamless high resolution simulation of earthquake Joshua Panganiban
Tsuyoshi Ichimura
disasters and national economy
Kohei Fujita
Muneo Hori

東京大学
三井住友建設
東京大学
東京大学
東京大学
JAMSTEC

DRiM2022 Conference； The
12th International Conferenceof the International Society for
the INTEGRATED DISASTERRISK MANAGEMENT

2022/9/2119

斜角を有する合成桁の架設桁を用いた床版取替
光永知央－中国自動車道蓼野第四橋－
木寺久幸，紙永祐紀

三井住友建設西日本高速道路
三井住友建設

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

20

小坂部川橋（下り線）他２橋床版取替工事におけ
早矢仕正尚，久野晋吾
る設計・施工報告中積健一

三井住友建設・フジタJV
西日本高速道路
三井住友建設・フジタJV

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

佐武直紀

各種建築物の実測減衰データベースと傾向分析 扇谷匠己
平田裕一
12 の概要
宋成彬，新宮清志

13

14 鉄筋の影響評価と測定回数の選定

梁主筋に機械式定着を用いた梁段差を有する柱 古澤護

15 梁接合部に関する実験的研究

大村周, 石川裕次
杉本訓祥

16

超高強度コンクリートを使用したPCa柱と場所打ち 大圖友梨子, 田野健治
江頭寛, 松永健太郎
壁板からなる連層耐震壁の実験的検討

17

ジブクライミングクレーンの自動誘導システムの開 片山啓，山崎峻一
西川貴章，水崎紀彦
発

木原康之

新田晟也

中島大樹

95

対外発表論文一覧 2022年度（2022/4/1～2023/3/31）
No.

題

名

執筆者名

東名高速道路 富沢第一橋（下り線）床版取替工 勝田侑弥

21 事の施工報告

金田遥，杉本伸
阿部進吾

所

属

発表誌名

発行年月日

三井住友建設・横河ブリッジJV
中日本高速道路
三井住友建設・横河ブリッジJV

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

22 ム」のＰＣ床版への適用

岡本菜里，竹之井勇
水田武利，斉藤萌子

三井住友建設

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

23 新東名高速道路 湯船高架橋の設計・施工

鶴林悠太
小谷内祐弥，福田健太
中川健司

三井住友建設中日本高速道路
三井住友建設

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

ロボットアームを用いた「鉄筋組立自動化システ

24

超高耐久床版を実用化した「蓼野第二橋（下り線）」の設計・施工

松尾祐典
内堀裕之，木寺久幸
松井隆行

西日本高速道路
三井住友建設西日本高速道路

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/2025

床版支間部に設けた縦目地継手構造の疲労耐久性の検討

中村誠孝，竹山忠臣
西村一博
髙橋勇希

三井住友建設三井住友建設中日本高速道路

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

26

蝶形プレキャストPCウェブパネルの大型化に向け 川根昌也，中積健一
若林大，宮地謙介
た施工試験

三井住友建設中日本高速道路

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

27

PCラーメン橋柱頭部の施工方法変革への挑戦－
空閑健作，蛯沢佑紀
新東名高速道路 滝沢川橋－
吉野正道

三井住友建設中日本高速道路
三井住友建設

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

28

超音波法によるPC連続箱桁橋のコンクリート応力
玉置一清，永元直樹
推定法の提案と実橋検証
広野邦彦

東京都立大学
三井住友建設NEXCO西日本イノベーションズ

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集2022/10/20

アラミド連続繊維シート補強と併用可能な電気防 清水宏一朗，佐々木亘

三井住友建設住友大阪セメント

三保雄司

大野健太郎

29 食工法の実験的検討

山本誠，安藤重裕

プレキャスト部材を用いた波形鋼板ウェブPC橋の 小谷内祐弥，若林大

30 新たな構造

材料保管温度がCPC部材の膨張性状に及ぼす

31 影響
32

梁端拡幅部で圧着接合されたアンボンドPCaPC
梁部材の復元力特性

中積健一，細野宏巳

2022/10/20
2022/10/20

井上穂香，李春鶴
山口伊知郎
辻幸和

NPO法人持続可能な社会基盤研究会

松永健太郎, 下平悠夏
大圖友梨子, 田野健治
新上浩
谷昌典

三井住友建設三井住友建設三井住友建設京都大学

日本建築学会 構造系論文集2022 年 87 巻 801 号

戸田建設
土木研究所
三井住友建設

第32回トンネル工学研究発表会 2022/11/24

インバート追加設置時の既設覆工への縦断方向 巽義知

33 の影響に関する一考察

中日本高速道路
三井住友建設

第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第31回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集

日下敦
小出孝明

宮崎大学
三井住友建設

2022/10/20

2022/11/1

34

U型土留めを本体利用したインバートの不連続面
日下敦，菊地浩貴の補強に関する実験的検討
巽義知

三井住友建設土木研究所
戸田建設

第32回トンネル工学研究発表会 2022/11/24

35

Evolution of bridge construction by nonmetallic
technologies

Akio Kasuga

三井住友建設Structural Concrete journal of
the fib - Wiley Online Library

2022/11/24

Towards HPC-assisted High-resolution
36 Evaluation of Economic Impacts of Disasters

Amit Gill
Maddegedara Lalith
Joshua Panganiban
Tsuyoshi Ichimura
Kohei Fujita，Muneo Hori

三井住友建設
東京大学
東京大学
東京大学
東京大学

THE17th APRU MULTIHAZARDS SYMPOSIUM 2022

2022/11/29

A study on time synchronization method for
37 creating a cable surface image of cable-stayed
bridge using yolov5

Wei Zheng，Kei Kawamura 山口大学
三井住友建設Takashi Nakamura
三井住友建設Masando Shiozaki

SCIS-ISIS 2022 : Joint 12th
International Conference on
Soft Computing and Intelligent
Systems and 23rd International
Symposium on AdvancedIntelligent Systems

2022/11/29

Akio Kasuga

三井住友建設Structural Concrete journal of
the fib - Wiley Online Library

2022/12/29

建築生産プロセス改善による施工管理業務工数と品質確保への影響に関する研究
戸倉健太郎
施工管理業務工数シミュレーションモデルによる 春山真一郎
週休二日とフロントローディングの検証

三井住友建設慶應義塾大学

日本建築学会計画系論文集
2023年88巻803号

2023/1/1

原田浩之

三井住友建設

環境振動シンポジウム Vol.40th

2023/01

Life cycle assessment of next generation non-

Arifa Iffat Zerin
Akio Kasuga

三井住友建設Structural Concrete journal of
the fib - Wiley Online Library

2023/2/7

Stiffness and strength evaluation of prestressed

Takashi Shirayama
Nozomi Satou
Shigetaka Tokutake

三井住友建設Japan Architectural Review Wiley Online Library

2023/3/7

小出孝明

Impact of carbon neutrality on structural

38 concrete? Not a risk but an opportunity
39

環境振動設計のこれから―「設計の手引き」を出

40 発点として―

41 metallic bridges

42 timber beam with unbonded steel Strand andreinforced concrete Beam-Column joint96

対外発表論文一覧 2022年度（2022/4/1～2023/3/31）

論文
No.

題

名

執筆者名

所

属

発表誌名

発行年月日

樹脂製排水立て管から発生する騒音に関する測
赤尾伸一
定事例
岡田恭明

三井住友建設三井住友建設名城大学

日本騒音制御工学会春季研究
発表会講演論文集

2022/4/21

ASJ RTN-Model 2018の音響パワーレベルに関す 岡田恭明，坪井智一

名城大学
名城大学
三井住友建設鴻池組

日本音響学会 2022年5月 騒音・振動研究会 資料

2022/5/10

奥村組
神戸市立工業高等専門学校
三井住友建設神戸大学

第57回地盤工学研究発表会
発表講演集

2022/7/20

三井住友建設神戸市立工業高等専門学校
奥村組
神戸大学

第57回地盤工学研究発表会
発表講演集

2022/7/20

東伸コーポレーション
東亜建設工業，東洋建設
大木建設，鴻池組
安藤・間，淺沼組
三井住友建設，星野産商

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

臺哲義，松田拓坂本遼，小宮克仁
若林信太郎，横山徹
峯竜一郎

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

峯竜一郎，松田拓
坂本遼，小宮克仁
若林信太郎，横山徹
臺哲義

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設名古屋工業大学
オカムラ ワークデザイン研究所

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

名古屋工業大学
三井住友建設オカムラ ワークデザイン研究所

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

香川大学
中島美登子
三井住友建設川野桃太，塚本麻見
三井住友建設グェンティ ジュウフォン
黄蓉，植村友哉，仲井康貴 香川大学
香川大学
西川奈美穂，横川拓海

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

大船渡市における防災集団移転における地域包 黄蓉，中島美登子
括ケアの実態と高齢者支援に関する研究 コミュ 塚本麻見，川野桃太
15 ニティの状態と支援の違いによる防災集団移転地 グェンティ ジュウフォン
植村友哉，仲井康貴に住む高齢者の状態の変化に関する研究 その 5 西川奈美穂，横川拓海

香川大学
三井住友建設三井住友建設
香川大学
香川大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

植村友哉，中島美登子

香川大学
三井住友建設三井住友建設
香川大学
香川大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

香川大学
三井住友建設三井住友建設
香川大学
香川大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

香川大学
三井住友建設三井住友建設
香川大学
香川大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

1市川友己，嶋田泰

吉久光一

2 る検討－欧州諸国における予測計算法との比較 市川友己
－

植村友昭
大久保珠妃

堆積角と一面せん断強度の異方性の関係に関す 野並賢，鳥居宣之

3 る実験的検討

稲上皓紀
加藤正司
稲上皓紀

粒子配列に着目した供試体作製方法が一面せん 野並 賢，鳥居宣之

4 断強度に与える影響

大久保珠妃
加藤正司
渡邉清信，廣藤義和
山田雅裕，岸本豪太

球状の電気炉酸化スラグ細骨材を用いた高流動柳田淳一，山下紘太朗
5
コンクリートの流動性に関する基礎的検討
安部弘康，新田稔
横山徹，福井信行

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強松田拓，峯竜一郎

坂本遼，小宮克仁
6 度コンクリートの実用化に向けた検討 その1：全 若林信太郎，横山徹

体概要

臺哲義

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強横山徹，松田拓峯竜一郎，臺哲義
7 度コンクリートの実用化に向けた検討 その2：実 坂本遼，小宮克仁

験シリーズⅠ フレッシュ性状と圧縮強度

若林信太郎

ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強坂本遼，松田拓峯竜一郎，臺哲義
8 度コンクリートの実用化に向けた検討 その3：実 小宮克仁，若林信太郎

験シリーズⅠ 力学特性・クリープ性状・収縮性状 横山徹
ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討 その4：実

小宮克仁，松田拓
坂本遼，峯竜一郎

爆裂試験結果臺哲義

9 験シリーズⅡ 室内試験における中性化抵抗性と 若林信太郎，横山徹
ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討 その5：実験シリーズⅢ 実機試験の練混ぜ方法とフレッ
シュ性状
ポルトランドセメントを使用しない超低収縮・高強度コンクリートの実用化に向けた検討 その6：実11
験シリーズⅢ 実機試験の温度測定結果と圧縮強度試験結果10

ラーニング・コモンズにおける利用行為タイプに基 鈴木悠介

12 づく座席選択シミュレーション その1/2
13

竹本彰吾，夏目欣昇
前田明洋
竹本彰吾，夏目欣昇

ラーニング・コモンズにおける利用行為タイプに基
鈴木悠介
づく座席選択シミュレーション その2/2
前田明洋

倉敷市真備町の災害公営住宅におけるコミュニ
14 ティの状態と支援の違いが高齢者の生活に与える影響に関する研究

高台住宅に住む高齢者の暮らしやすさの実態調 塚本麻見，川野桃太
16 査 大船渡市の2つの高台住宅における集会所 グェンティ ジュウフォン
黄蓉，仲井康貴の利用状況と交流関係に関する研究 その 1

西川奈美穂，横川拓海
横川拓海，中島美登子

高台住宅に住む高齢者の集会所に対する要望 塚本麻見，川野桃太
17 大船渡市の2つの高台住宅における集会所の利 グェンティ ジュウフォン
黄蓉，仲井康貴
用状況と交流関係に関する研究 その 2

西川奈美穂，植村友哉
西川奈美穂，中島美登子

2つの高台住宅における地域包括ケアの実態把 塚本麻見，川野桃太
18 握 大船渡市の2つの高台における高齢者の集 グェンティ ジュウフォン
会所の利用と地域包括ケアに関する研究 その 1 黄蓉，仲井康貴
横川拓海，植村友哉

97

対外発表論文一覧 2022年度（2022/4/1～2023/3/31）
No.

題

名

執筆者名

所

属

発表誌名

発行年月日

香川大学
三井住友建設三井住友建設
香川大学
香川大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

日本大学
三井住友建設sai総合企画日本大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

21 プレキャスト部材の製造工程の実態に関する研究 仲村弥夏，蟹澤宏剛
蓮尾孝一

芝浦工業大学
三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

プレキャスト部材の製造工程の実態に関する研究 坂根大心，蟹澤宏剛

芝浦工業大学
芝浦工業大学
三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

加藤秀弥，戸成建人
韓永輝
国際的な建築関連基準の調査・発信についての 楢府龍雄
石山祐二，岡本隆之輔
基礎的研究 その1 国際的な建築関連基準の調 北茂紀
査研究の必要性
佐久間順三
松崎志津子
古山由佳

鹿島建設，大和ハウス工業
東急設計コンサルタント
国際協力機構北海道大学，岡本建築構造研究室 日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集
北茂紀建築構造事務所
設計工房佐久間都市計画・建築関連OVの会
三井住友建設

2022/9/5

都市計画・建築関連OVの会
三井住友建設国際協力機構，建築研究所
三重大学，北海道大学
北茂紀建築構造事務所
北海道建築技術協会，明海大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

大和ハウス工業，鹿島建設
東急設計コンサルタント
北茂紀建築構造事務所
都市計画・建築関連OVの会
国際協力機構北海道大学，三井住友建設
建築研究所，三重大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

構造計画研究所
安藤・間
西松建設，三井住友建設
構造計画研究所

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

佐久間順三
岡本隆之輔
北茂紀
松崎志津子
楢府龍雄，石山祐二
加藤秀弥，古山由佳

設計工房佐久間岡本建築構造研究室
北茂紀建築構造事務所
都市計画・建築関連 OV の会
国際協力機構，北海道大学
鹿島建設，三井住友建設

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

岡本建築構造研究室
設計工房佐久間国際協力機構，北海道大学
北茂紀建築構造事務所
都市計画・建築関連 OV の会
鹿島建設，三井住友建設

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

仲井康貴，中島美登子

2つの高台住宅における高齢者の支援員への要 塚本麻見，川野桃太
19 望 大船渡市の2つの高台における高齢者の集 グェンティ ジュウフォン
会所の利用と地域包括ケアに関する研究 その 2 黄蓉，植村友哉

西川奈美穂，横川拓海
范健智

家族介護者が地域に求める見守り支援に関する 樋口明浩

20 研究

22 移動時間の検討

23

三浦恭輔
岩田伸一郎

仲村弥夏
蓮尾孝一

松崎志津子

国際的な建築関連基準の調査・発信についての 古山由佳
楢府龍雄，小豆畑達哉
24 基礎的研究 その2 主要な取り組みと情報発信の 花里利一，石山祐二
概観
北茂紀
吉野利幸，前島彩子
戸成建人，加藤秀弥
韓永輝

国際的な建築関連基準の調査・発信についての 北茂紀
25 基礎的研究 その3：既往の取り組みと情報発信 松崎志津子
楢府龍雄
の分析

石山祐二，古山由佳
小豆畑達哉，花里利一

26

パイルド・ラフト模型載荷実験に対する薄層要素 青野湧法を用いた解析手法の適用 （その1）鉛直載荷 堀井宏謙，西正晃
実験における基礎沈下量および杭頭軸力に対す 新井寿昭，高橋直樹
庄司正弘，梁川幸盛
る検討

27 地震多発国の耐震規定 その1：フィリピン

28

地震多発国の耐震規定 その2：ミャンマー及び
バングラデッシュ

岡本隆之輔
佐久間順三
楢府龍雄，石山祐二
北茂紀
松崎志津子
加藤秀弥，古山由佳

29

損傷を受けるRC造建物の固有振動数推移に関する考察

神山圭佑，川島学

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

曽根原冴恵，小澤雄樹

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

大場稜平
中野達也，長谷川隆
石原直桑原進

三井住友建設宇都宮大学，東京工業大学
国土技術政策総合研究所
大阪大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設明治大学
芝浦工業大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

芝浦工業大学
三井住友建設明治大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

西松建設
明治大学
三井住友建設明治大学，芝浦工業大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

明治大学
西松建設
三井住友建設明治大学，芝浦工業大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

粘弾性型制振ロッキング・コアを有する木造住宅

30 の構造挙動に関する解析的研究

普通ボルトを用いた梁継手の力学性状 その431 すべりと支圧回転剛性を考慮した回転角評価

中空断面を有する鉄筋コンクリート造部材の構造 蛭田駿，山谷裕介

32 性能 （その7） I形・コ形・ロ形断面梁の曲げ破壊
型加力実験

晉沂雄
岸田慎司，王江峰

中空断面を有する鉄筋コンクリート造部材の構造 王江峰，岸田慎司

33 性能（その8） コ形・ロ形断面梁のせん断破壊型の 蛭田駿，山谷裕介
加力実験

晉沂雄

高圧縮軸力の作用する中空断面を有する鉄筋コ 井上大河

高橋諒，山崎楓

34 ンクリート柱部材の構造性能評価 （その1） 実験 蛭田駿，山谷裕介
概要晉沂雄，岸田慎司

高圧縮軸力の作用する中空断面を有する鉄筋コ 山崎楓，高橋諒
井上大河

35 ンクリート柱部材の構造性能評価 （その2） RCボ 蛭田駿，山谷祐介
イド柱の実験結果

98

晉沂雄，岸田慎司

対外発表論文一覧 2022年度（2022/4/1～2023/3/31）
No.

36

題

名

執筆者名

高圧縮軸力の作用する中空断面を有する鉄筋コ 高橋諒，山崎楓
ンクリート造柱部材の構造性能 （その3） ボイド部 井上大河
位置を調整したRCボイド柱における実験結果及 蛭田駿，山谷裕介
晉沂雄，岸田慎司
び考察

発行年月日

2022/9/5

松永健太郎
谷昌典，堀口裕大
下平悠夏，大圖友梨子
田野健治，新上浩

三井住友建設京都大学
三井住友建設三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

堀口裕大，谷昌典
松永健太郎，下平悠夏

京都大学
三井住友建設三井住友建設三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

京都大学
京都大学
三井住友建設三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

京都大学
京都大学
三井住友建設三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

京都大学
京都大学
三井住友建設三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設三井住友建設三井住友建設三井住友建設京都大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設三井住友建設三井住友建設三井住友建設京都大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

楢府龍雄，石山祐二
圓山彬雄，米澤稔
国際的な視野からの補強コンクリートブロック造の 植松武是，石川茉佑香
青野洋之，吉野利幸
可能性の研究 その12 フィリピンにおける補強コ 前島彩子
ンクリートブロック造構造基準作成の背景と枠組み 松崎志津子
白川和司，西川忠
古山由佳，大橋周二

国際協力機構，北海道大学
アーブ建築研究所，よねざわ工業
北海学園大学
北海道建築技術協会
明海大学
都市計画・建築関連OVの会
五洋建設，北広島市役所
三井住友建設，大橋建築設計室

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

国際的な視野からの補強コンクリートブロック造の 白川和司，石山祐二

五洋建設，北海道大学
よねざわ工業，三井住友建設
国際協力機構，明海大学
北海道建築技術協会

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設三井住友建設金沢工業大学
JSP，三昌フォームテック

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

金沢工業大学
JSP，三昌フォームテック
三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

竹中工務店，日建設計
鹿島建設，戸田建設
三井住友建設，竹中工務店
竹中工務店

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

鹿島建設，竹中工務店
日建設計，戸田建設
三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設，関東学院大学
清水建設
関東学院大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

関東学院大学清水建設
三井住友建設日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

三井住友建設，関東学院大学
松田平田設計，関東学院大学

日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

2022/9/5

梁端拡幅部で圧着接合されたアンボンドPCaPC38 梁部材に関する研究 その2：三次元有限要素解 大圖友梨子，田野健治
析

新上浩

アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱 田野健治，新上浩

39 の曲げせん断実験 その1 実験概要

松永健太郎，蛭田駿
新上浩，蛭田駿

アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱
松永健太郎，田野健治の曲げせん断実験 （その2）骨格曲線の算定
下平悠夏，大圖友梨子
高圧縮軸力を受けるアンボンドPCaPC柱部材の谷昌典，山田諒大槻大和，給田ありさ

41 せん断終局耐力に関する実験的研究 その1：背 松永健太郎，田野健治
景および実験概要

下平悠夏，大圖友梨子

高圧縮軸力を受けるアンボンドPCaPC柱部材の給田ありさ，谷昌典
山田諒，大槻大和

42 せん断終局耐力に関する実験的研究 その2：実 松永健太郎，田野健治
験結果

下平悠夏，大圖友梨子

高圧縮軸力を受けるアンボンドPCaPC柱部材の大槻大和，谷昌典
山田諒，給田ありさ

43 せん断終局耐力に関する実験的研究 その3：せ 松永健太郎，田野健治
ん断終局耐力評価

下平悠夏，大圖友梨子
大圖友梨子，下平悠夏

柱をアンボンドPCaPC部材とした柱梁接合部の実 田野健治，松永健太郎
新上浩，松田拓44 験的検討 （その1 L形接合部実験）
峯竜一郎
谷昌典
下平悠夏，大圖友梨子
田野健治，松永健太郎

柱をアンボンドPCaPC部材とした柱梁接合部の実
新上浩，松田拓45
験的検討 （その2 T形接合部実験）
峯竜一郎
谷昌典

米澤稔，古山由佳

47 可能性の研究 その18 提案工法の長期的なCO2 楢府龍雄，前島彩子
排出量吉野利幸，青野洋之
小林秀彰，嶋田泰

TMDを内蔵したボイドスラブの重量床衝撃音の低 市川友己

48 減効果 その1 実建物における測定結果
49

発表誌名
日本建築学会2022年度大会（北海道）学術講演概要集

梁端拡幅部で圧着接合されたアンボンドPCaPC

46

属

明治大学
西松建設
三井住友建設明治大学，芝浦工業大学

37 梁部材に関する研究 その1：静的載荷実験

40

所

山岸邦彰
高橋誠治，佐藤光洋
勝谷真聖，山岸邦彰

TMDを内蔵したボイドスラブの重量床衝撃音の低佐藤光洋，長瀬光裕
減効果 その2 有限要素法によるシミュレーション 赤尾伸一，小林秀彰
コンサート公演時の“たてのり”動作により発生す井上竜太，朝日智生
田中彩，成田修英

50 る地盤振動に関する研究 その1 屋外コンサート 原田浩之，松永裕樹
公演時における測定および分析

松下仁士，村山広樹

コンサート公演時の“たてのり”動作により発生す田中彩，井上竜太

51 る地盤振動に関する研究 その2 地盤上の応答 朝日智生，成田修英
予測を目的とした解析の試行

原田浩之

業務用トイレ空間における小便器まわりの衛生性 長谷川嵩，大塚雅之

52 に関する調査 その1 臭気・尿石付着・尿跳ねに 栗原隆，冨田賢吾
関する検討

山城匠

業務用トイレ空間における小便器まわりの衛生性 山城匠，大塚雅之

53 に関する調査 その2 アンケート調査に関する使 栗原隆，冨田賢吾
用感の検討
ALC鉄骨造の中層集合住宅へ適用する排水立て

長谷川嵩

佐藤菜々美，大塚雅之

54 管システムの開発と性能評価に関する研究 その 石井方奈子，阿部斗哉
3 基本排水負荷による排水能力の把握

99

対外発表論文一覧 2022年度（2022/4/1～2023/3/31）
No.

題

名

執筆者名

発表誌名

発行年月日

構研エンジニアリング
室蘭工業大学
三井住友建設室蘭工業大学

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

三井住友建設

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

三井住友建設

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

土木研究所
三井住友建設

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

三井住友建設土木研究所
土木研究所

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

三井住友建設

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

東京都立大学
東京都立大学
三井住友建設

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

藤岡泰輔，木寺久幸
城戸靖彦，清水喬文

三井住友建設西日本高速道路

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

笠博義，平野孝行
稲葉薫，西家翔吉川猛
三石晋，森田晃司
荒木義久，上田正人
柳博文，河田浩史
高山秀樹

安藤・間，西松建設
竹中工務店
基礎地盤コンサルタンツ
応用地質，大林組
佐藤工業，中央開発
鉄建建設，三井住友建設
エンジニアリング協会

令和4年度土木学会全国大会
第77回年次学術講演会講演概
要集2022/9/12

三井住友建設

第90回(山岳)施工体験発表会

2022/10/20

三井住友建設三井住友建設
名城大学
三井住友建設
小島製作所

日本騒音制御工学会 2022年秋
季研究発表会2022/11/9

三井住友建設日本騒音制御工学会 2022年秋
季研究発表会2022/11/9

三井住友建設三井住友建設
名城大学

2022年11月 建築音響，騒音・振動研究会 資料

2022/11/15

発表誌名

発行年月日

鈴木健太郎

FRPシート接着曲げ補強RC梁の耐衝撃挙動に及 小室雅人，瓦井智貴

55 ぼす緩衝ゴムの影響

三上浩
岸徳光

ポンプ場における仮設土留めの情報化施工によ 谷口直斗，田中優貴

56 る効率化
57

遠藤悟

既設トンネルのインバート追加設置時における覆 巽義知，日下敦小出孝明

U型土留めによる不連続面を有するインバートの 小出孝明

59 構造安定性に関する実験的検討

巽義知，日下敦菊地浩貴

傾胴二軸ミキサによる超低収縮高強度繊維補強 臺哲義，樋口正典

60 コンクリートの製造

佐々木亘，坂本遼
菊池弘将，大野健太郎

コンクリートの応力推定のための超音波初動部の上野敦
伝搬深さに関する検討
玉置一清，永元直樹

62 超高耐久床版の実装に資する施工技術

63

属

程塚保行，松田拓

弾性波を用いた埋設物探査手法に関する基礎的戸村豪治，長谷川弘明
実験矢野安則，井上淳

58 工への影響範囲の検討

61

所

MaaSによる地域活性化の事例の検討 -地上・地下一体型空間活用への展開に向けて-

デジタルツールを用いた安全対策と突発大量高64 濁度湧水対策 －国道493号（北川道路）道路改 仲哲路
築（和田トンネル）工事－
小林秀彰，市川友己

集合住宅用排水横主管から発生する騒音の計測 嶋田泰
岡田恭明
65 事例
中藤達彦，藤田裕樹
岩槻剛史

電動式建設機械による発生騒音・振動の測定事 小林秀彰，市川友己
66 例
嶋田泰

67

市川友己，小林秀彰

集合住宅用の排水立て管および横主管から発生
嶋田泰する騒音に関する検討
岡田恭明

報文ほか
No.

題

名

鉄骨工事管理のポイント 第9回
1 工事現場施工編－現場溶接－

執筆者名

所

属

佐藤紘

日本建設業連合会（三井住友建設） 溶接技術 Vol.70 No.4

2022/4/1

竹之井勇

三井住友建設土地改良 Vol.60 No.2

2022/4/15

高岡怜，星遼介
大津愼一，篠崎哲也

三井住友建設

土木施工 2022年5月号（第63巻第5号）

2022/4/22

鉄筋組立自動化システム「Robotaras II(ロボタラス

2 II)」－PC床版の鉄筋供給・配置・結束作業を自動化－

3 現場省力化に資する施工の見える化最新技術
4「阿波からはじまる世界初」を伝える 徳島自動車 中野優香
坂田咲
道 別埜谷橋

三井住友建設西日本高速道路

土木施工 2022年5月号（第63巻第5号）

2022/4/22

5鉄筋組立自動化システムの開発－PC床版の鉄筋 長谷川弘明，竹之井勇
岡本菜里
供給・配置・結束作業を自動化－

三井住友建設コンクリート工学 Vol.60，No.5

2022/5/1

6橋梁断面の出来形検測の全自動化－システム開高岡怜，藤岡泰輔
発と現場実装への取組み－

三井住友建設コンクリート工学 Vol.60，No.5

2022/5/1

7超低収縮・低炭素・低発熱・高強度・高流動を副産物で実現した高性能コンクリート

三井住友建設建設機械 Vol.58 No.5

2022/5/1

三井住友建設プレストレストコンクリート
MAY-JUN Vol.64 No.3

2022/5/31

日本ファブテック日本ファブテック
三井住友建設中日本高速道路

橋梁と基礎 Vol.56 No.6

2022/6/1

フィリピン 南北通勤鉄道事業 パッケージ２の施

松田拓

政木範雄，長谷川隆志

8 工―スパンバイスパン工法による単径間PC箱桁 三村光太郎，吉野正道
橋―

単純合成桁の床版取替に伴う桁補強設計 －東

9 名リニューアル工事－（大沢橋，鍛治屋敷第三橋）

100

木村恭介，川端将太朗
松井喜昭
谷口博胤
金田遥，清水章一

対外発表論文一覧 2022年度（2022/4/1～2023/3/31）
No.

題

名

超高耐久床版Dura-Slabの実橋への適用 蓼野

10 第二橋（下り線）の設計・施工上の課題に対する
検討

執筆者名

所

岡野雅，木寺久幸松井隆行，松尾祐典

三井住友建設西日本高速道路

属

超高耐久床版の開発と実用化－蓼野第二橋（下 ランコスチャミラ，内堀裕之 三井住友建設

11 り線）

松尾祐典，城戸靖彦

DBO方式による全国初の宇部市公共下水道ポン 藤原昌典，保崎恭範

12 プ場事業 官民連携によるこれからの施設更新

13

都市の風環境ガイドブック 調査・予測7から評価・対策まで

田中勝，瀧川功
日本風工学会編（執筆担当）
富永禎秀，白澤多一
赤星明紀，小野梓
今野尚子，中村良平
吉田信治，東城理恵
富樫亮，作田美知子

西日本高速道路

三井住友建設

発表誌名

発行年月日

土木施工 2022年7月号（第63巻第7号）

2022/6/22

橋梁と基礎 Vol.56 No.7

2022/7/1

土木施工 2022年8月号（第63巻第8号）

2022/7/22（風環境に関する情報発信研究会他）

新潟工業大学，大妻女子大学
風工学研究所，清水建設
竹中工務店，大成建設
奈良女子大学，都市再生機構
日建設計，三井住友建設

森北出版 発行

2022/7三井住友建設橋梁と基礎 Vol.56 No.8

2022/8/1

シールドトンネルの技術的変遷と掘進技術（14）－ 五十嵐英史
分岐シールド②：分岐技術と施工事例（その1）－「シールドトンネルの技術的変遷と掘進技術」連載講座小委員会（三井住友建設）

トンネルと地下 Vol.53，No.8

2022/8/1

急傾斜園地における土壌改良による降雨浸透抑 泉智揮

愛媛大学
三井住友建設愛媛大学

農業農村工学会誌 Vol.90
No.82022/8/1

共同住宅用スプリンクラー配管における新工法の 市川誠

斜ケーブルの耐水性に配慮したスリランカ初のエ 佐藤眞司，鈴木政則

14 クストラドーズド橋の施工－ ケラニ河新橋建設事 大館武彦，照谷聡
業パッケージ2－

15

16 制効果に関する基礎実験籾井仰平，鴛海佑樹

東畑翼
豊田辰方, 小林範之

17 開発・適用について〈パラソループ工法〉

中藤達彦, 藤田裕樹
佐藤裕介

ヤマトプロテック
三井住友建設三井化学産資建築設備と配管工事 Vol.60
No.92022/8/5

18 実橋載荷実験による構造性能評価

内堀裕之

三井住友建設コンクリート工学 Vol.60，No.9

2022/9/1

19 した事例

高岡雄二

三井住友建設基礎工 Vol.50 No.9

2022/9/15

20 タワークレーンの運転支援システムの開発

菅谷和人，多胡昇
戸倉健太郎，染谷雅俊
山崎峻一，水崎紀彦
西川貴章

三井住友建設三井住友建設IHI運搬機械
IHI運搬機械

建築技術 No.873（10月号）

2022/9/17

三井住友建設

土木施工 2022年10月号（第63巻第10号）

2022/9/22

三井住友建設配管技術 Vol.64 No.12

2022/10/01

日建設計
三井住友建設
日建設計
日建設計

近代建築 Vol.76 No.10

2022/10/05

竹中工務店
三井住友建設基礎工 Vol.50

2022/10/15

武冨幸郎，土屋星中嶋浩

三井住友建設

土木施工 2022年11月号（第63巻第11号）

2022/10/22

坂口佳明

三井住友建設

土木施工 2022年12月号（第63巻第12号）

2022/11/22

細野宏巳

三井住友建設プレストレストコンクリート
NOV-DEC Vol.64 No.6

2022/11/30

杉江匡紀

プレストレスト・コンクリート建設業協会
プレストレスト・コンクリート建設業協会（三井住友建設）
プレストレスト・コンクリート建設業協会
プレストレスト・コンクリート建設業協会

プレストレストコンクリート
NOV-DEC Vol.64 No.6

2022/11/30

三井住友建設建設機械 Vol.58 No.12

2022/12/1

縁切引抜工法でセメントベントナイトを撹拌し埋戻

熊野古道が通過する急峻な地形を作業坑からト21 ンネル掘削 近畿自動車道紀勢線 黒崎トンネル 小出孝明
工事
共同住宅用スプリンクラー配管における新工法の22 開発・適用について〈配管敷設作業の省力化「パ 中藤達彦
ラソループ工法」の開発〉

23 泉屋博古館東京

高橋淳, 佐藤敦
安野建輔
高野恭輔, 下坂浩和
瀬田 周平

既存杭の撤去と新設基礎の設計・施工 既存杭撤 青木雅路

24 去の影響を考慮した基礎の計画・調査

ＣＮに向けた再生可能エネルギーへの取組み

25 水上太陽光発電事業
26

グローバル人材の確保・育成・流動化～『VISION2030』実現に向けた人材戦略～

27 PCグラウトの流動性と品質管理方法

28

高岡雄二

グラウトホースのあと処理 －伝い水によるPC橋の 安藤直文
劣化損傷を防止するために－
赤澤和樹
田中寛規

29

橋梁断面の出来形検測の全自動化システム開発
高岡怜と現場実装 SMC‐スマートメジャー
フィリピン南北通勤鉄道事業における延長14kmの 山地斉，澤田修

No.10

30 高架橋工事

政木範雄，長谷川隆志
三村光太郎，吉野正道

三井住友建設橋梁と基礎 Vol.56 No.12

2022/12/1

31 タワークレーン運転支援システムの開発

多胡昇, 菅谷和人
木原康之, 山崎峻一
水崎紀彦, 西川貴章

三井住友建設IHI技術基盤センター
IHI運搬機械

クレーン Vol.60 No.12

2022/12/1

101

対外発表論文一覧 2022年度（2022/4/1～2023/3/31）
No.

題

名

32 「超高耐久橋梁(Dura‐Bridge)」別埜谷橋の建設

執筆者名

所

福田泰樹, 松井隆行
藤岡泰輔, 永元直樹

接合構造の効率性を追求したプレキャスト壁高欄 藤岡泰輔，内堀裕之

33 の開発と実用化

永元直樹

赤井仁志
柴芳郎
嶌田成二, 天野雄一朗
岩松俊哉，大崎裕史
伊庭千恵美, 鉾井修一
上田華子, 進堂晃央
再生可能エネルギー熱,VREのセクターカップリン 木虎久隆, 望月洋平
竹中優揮, 豊貞佳奈子
34 グと貯湯・蓄熱による利活用とVPPリソースとしての 仲川ゆり，濱田靖弘
給湯・浴場などシステム
土山紘平, 猪俣海斗二宮秀與, 松鵜さとみ
淵崎礼奈, 堀岡建吾
三毛正仁, 渡辺英樹
梅辻拓弥, 笹波直樹
田島誠
田中いずみ

属

発表誌名

発行年月日

西日本高速道路
三井住友建設建設マネジメント技術 No.536

2023/1/1

三井住友建設コンクリート工学 Vol.61 No.1

2023/1/1

福島大学
ゼネラルヒートポンプ工業
ユニ設備設計，四国電力
電力中研，清水建設
京都大学
三井住友建設，ミサワ環境技術
関西電力
戸田建設，福岡女子大学
JR東日本建築設計，北海道大学
北海道大学
鹿児島大学
熊谷組, 四電技術コンサルタント
総合設備コンサルタント，関西電力
ヒートポンプ・蓄熱センター
環境エネルギー政策研
デンマーク王国大使館

空気調和・衛生工学
Vol.97 No.1

2023/1/5

35

建築分野におけるＩＣＴ活用－その現状と課題、
展望－

戸倉健太郎

日建連建築本部建築生産委員会Ｉ
ＣＴ推進部会 （三井住友建設）

公共建築 2022.11 Vol.64
NO.2232023/1/10

36

鉄筋およびコンクリートの出来形自動検測システ
ムの開発

吉野優磨, 高岡怜
水田武利

三井住友建設プレストレストコンクリート
JAN-FEB Vol.65 No.1

2023/1/31

37 MFLP・SGリアルティ福岡粕屋

板谷昭敏
佐々木剛

フクダ・アンド・パートナーズ
三井住友建設近代建築 Vol.77 No.2

2023/2/5

38 DPL横浜戸塚

石塚隆之
米谷佑児, 下野秀樹

大和ハウス工業
三井住友建設近代建築 Vol.77 No.2

2023/2/5

床版取替工事への超高耐久床版の適用 中国自 福田泰樹，松井隆行

西日本高速道路
三井住友建設セメント・コンクリート
No.912/2023.2

2023/2/15

三井住友建設土木学会誌 VoL.108 No.3

2023/3/15

39 動車道 蓼野第二橋下り線

内堀裕之，岡野雅

ＰＣａ部材製造工場での生産性向上へ向けた取り40 組み ―鉄筋供給・配置・結束作業の自動化 ― 岡本菜里

102

三井住友建設技術研究開発報告 No.21 2023

Technical Research Report of
SUMITOMO MITSUI CONSTRUCTION

2023 年 10 月 1 日発行

October 2023
Published and Edited by

編集・発行
三井住友建設株式会社

技術開発本部Technical Development Division of
SUMITOMO MITSUI CONSTRUCTION CO., LTD.

〒104-0033

東京都中央区新川二丁目 27 番 1 号

TEL: 03-4582-3120

FAX: 03-4582-3234

2-27-1 Shinkawa, Chuo-ku, TOKYO 104-0033, Japan
TEL: 03-4582-3120

URL https://www.smcon.co.jp/

FAX: 03-4582-3234