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.19 2021

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三井住友建設技術研究開発報告 第19号
【論文・報告】
No.

タイトル

執筆者

ページ

1

超低収縮高強度FRCCを用いた継手構造

竹山 忠臣
篠崎 裕生
西村 一博
松田 拓

1

2

超低収縮・超高強度型モルタルの性能評価およびプレキャストセ
グメント接合目地への適用

坂本 遼
臺 哲義
藤岡 泰輔
松田 拓

7

3

プレキャスト床版接合部の実物大施工試験

臺 哲義
佐々木 亘
坂本 遼
樋口 正典

15

4

現場での製造施工に対応した180MPa級超低収縮高強度繊維
補強コンクリート

恩田 陽介
佐々木 亘
䑓 哲義
松田 拓

19

5

人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型高強度コンクリートの収縮特性と凍結融解抵抗性に関する研究

峯 竜一郎
臺 哲義
飛鷹 晶子
恩田 陽介
松田 拓

25

6

BEARING CAPACITY CHARACTERISTICS OF A CAST IN
PLACE CONCRETE PILE IN BANGKOK−FIELD DATA AND NUMERICAL SIMULATION−

ダヤニ サンジーワニ
高橋 直樹

33

バンコクで施工した場所打ちコンクリート杭の支持力特性－押込み試験と3次元FEM解析－（英文）7120N/mm2コンクリートを用いたPCa柱と場所打ち連層耐震壁の接合構造に関する実験的検討

田野 健治
大圖 友梨子松永 健太郎
江頭 寛
井上 樹里也
小田 稔
南 圭祐

41

8

シーソーシステムを用いた制振構法の適用に関する実験的研究

平田 裕一
川島 学
原田 浩之

51

9

機械学習・深層学習を活用した建物冷暖房負荷予測モデルの精度に関する研究

池原 基博
西尾 新一
丸山 信一郎59

10

排水立て管・継手から発生する排水騒音の測定事例

市川 友己
小林 秀彰
嶋田 泰

65

No.

タイトル

執筆者

ページ

11

寒冷地における複合微生物製剤を利用した油汚染の浄化

伊藤 哲郎
岡崎 久男

71

12

STRUCTURAL PERFORMANCE EVALUATION OF THE
Dura-Bridge® AND MONITORING SYSTEM APPLICATION

ホアン チョン クエン
野並 優二
藤岡 泰輔
内堀 裕之

77

超高耐久橋梁Dura-Bridge®の性能評価と常時モニタリングの概
要（英文）
13

免震層層間変位モニタリングシステムの開発－ジョイスティック変位計の概要－

長谷川 毅
川島 学
西村 佳也
神山 圭佑
原田 浩之

85

14

建設作業所の労働災害防止を目的とした安全・注意喚起ＡＩシス
テムの開発

戸倉 健太郎91【社外発表論文一覧】

右山 剛

95

超低収縮高強度 FRCC を用いた継手構造

超低収縮高強度 FRCC を用いた継手構造
Splice Joint Structure using Ultra-low Shrinkage and High Strength FRCC
構造技術部

竹山

忠臣

TADAOMI TAKEYAMA

構造技術部

篠崎

裕生

HIROO SHINOZAKI

橋梁構造設計部

西村

一博

KAZUHIRO NISHIMURA

建設基盤技術部

松田

拓TAKU MATSUDA

近年，道路橋床版の老朽化が顕在化しており，RC 床版からプレキャスト床版への取替工事が進められているが，プレキャスト床版同士の継手にはループ継手を用いることが標準とされている。ループ継手はループ継手内部への直角方向鉄筋の配置が煩雑であるため，筆者らは継手部のコンクリートに超低収縮高強度繊維補強
コンクリートを用いることで，継手内部の直角方向鉄筋を省略することができる継手工法「サスティンジョイ
ント ®」を開発した。プレキャスト床版を模擬した床版曲げ試験と輪荷重走行試験から十分な継手性能と疲労耐久性を有していることが明らかとなった。
キーワード：プレキャスト床版，継手，超高強度，短繊維補強コンクリート，低収縮

In recent years, aging of road bridge decks has become apparent, and replacement work from RC deckslabs to precast PC deck slabs is underway, and the standard connection method of each precast slabs isloop splice. Since arrangement of the transverse reinforcing bars in the loop splice joint is complicated, the
new method was developed. The method named as "Sustain-Joint ®" uses ultra-low shrinkage and highstrength fiber reinforced concrete for the joint part and can implement to omit the reinforcing bars in theloop joint. The deck slab bending test and the wheel load running test simulating the precast deck slab werecarried out and those results showed that the proposed joint method has sufficient splice performance andfatigue durability.
Key Words: Precast deck slab, Splice joint, Ultra-high strength, Fiber reinforced concrete, Low shrinkage

１．はじめに
近年，道路橋の RC 床版の劣化が顕在化しており，RC
床版からプレキャスト PC 床版（以下，プレキャスト床

直角方向鉄筋版）への取替工事が進められているが，プレキャスト床

図-1

ループ継手

版同士の継手にはループ継手 1)を用いることが標準とされている。一方で，ループ継手を用いる場合，ループ継で，継手長を 7.5d（d：鉄筋径）とし継手内部の直角方

手内部に配置する直角方向鉄筋の配筋作業が煩雑で現場向鉄筋を省略することができる。一方で，UHPC などのにおける生産性の低下が懸念される（図-1）。

超高強度コンクリートは低水結合材比のため自己収縮が

筆者らは鉄筋と短繊維補強コンクリートの重ね継手に大きく，ひび割れ発生リスクが高いため，構造物の耐久関する検討を行なっており，重ね継手に超高強度の短繊性に課題が残る。このため，構造部材に UFC（Ultra-

維補強コンクリートを使用することで，継手長を短くし

high strength fiber reinforced concrete）を用いる場合，土ても継手の強度を高くすることができることを確認して木学会の UFC 指針 4)では異形鉄筋との併用を原則認めいる 2)。米国の連邦高速道路局 FHWA の指針 3)では，継ていない。

手部分のコンクリートに圧縮強度が152N/mm2 以上のUHPC（Ultra-high performance concrete） を用 い ること

松田らはフェロニッケルスラグ細骨材と各種混和材を用いることで，超高強度コンクリートの自己収縮を大1

第 19 号

三井住友建設技術研究開発報告

PCa床版

継手長

PCa床版

図-2
表-1

継手構造

継手部のコンクリートと継手工法
継手工法の比較

名前

FHWA

サスティン
ジョイント

圧縮強度

152N/mm2 以上

160N/mm2 以上

鋼繊維混入率

2.0vol.%1.0vol.%

粗骨材の有無無(UHPC)
517N/mm

鉄筋強度2ａ）試験体全景

有345N/mm2

7.5d(d：鉄筋径)

継手長ｂ）接合部形状
材齢 (日)

図-4

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

曲げ試験体

収縮ひずみ (×10-6)0-100

超低収縮高強度FRCC-200※20℃ 養生（以下，超低収縮高強度 FRCC）は，自己収縮低減効果

-300
-400
-500
-600

示す。継手部の超低収縮高強度繊維補強コンクリート 6)

松田5)
超高強度コンクリート
Con-1,Con-2-700の高い細骨材の利用に加え，通常の粗骨材も用いることで低収縮による高耐久化を実現し，更に繊維混入率をUHPC よりも半減することでコスト低減を実現している。

-800

そして，FHWA における継手と同等の継手長で，床版継-900

手構造を成立させるものである。なお，短繊維は φ0.2-

-1000

図-3

収縮ひずみ

15mm，引張強度が 2,000N/mm2 以上の鋼繊維を使用している。

幅に低減できるとしている 5)。そこで，本検討では施工の省力化を目的として，継手部分のコンクリートに超高３．プレキャスト床版の曲げ試験

強度の短繊維補強コンクリートを用い，床版継手部分の継手長を短くすることで，床版継手内部に配置する直角（１）目的方向鉄筋の省略を目標とした。更に，継手部分のコンク

本継手構造における継手長の設定と継手の安全性を確

リートには前述の配合技術を適用して自己収縮を大幅に認するために，プレキャスト床版継手部を模擬した試験低減することで，高耐久な継手構造を目標とした。

体の曲げ試験を行なった。

本検討では，継手部を有するプレキャスト床版を模擬した梁の曲げ試験により継手長の設定を行ない，さら（２）実験概要に継手部を有するプレキャスト床版の輪荷重走行試験を

図-4 に示すような試験体を用い，床版継手構造の検行ない，本継手構造の 100 年相当の疲労耐久性を確認し討を行なった。試験パラメータは継手長とし，継手長をた。

7.5d（140mm），6.0d（114mm），5.0d（95mm），4.5d

２．目標とする継手構造

を 用 い ， 鉄 筋 の か ぶ り を 40mm， 鉄 筋 の 配 置 間 隔 を（85mm）とした。試験体の軸方向鉄筋は D19，SD345
150mm とした。試験体のプレキャスト部分には，設計本検討で目標としたプレキャスト床版継手構造を図-

基準強度 50N/mm2 を満足するコンクリートを用いた。

2 に示す。継手部は直鉄筋のあき重ね継手とし，継手内

コンクリート打設の翌日，継手部と接する面を高圧洗浄部の直角方向鉄筋を省略してプレキャスト床版同士を接水で打継目処理を行なった後に養生を行なった。養生後，合するものである。ここで本検討における継手と FHWA

プレキャスト部分を所定間隔に組み立てた後，継手部分

における継手方法の比較を表-1，収縮ひずみを図-3 にに超低収縮高強度 FRCC を打設し，実験室に静置した。

2

荷重 (kN)

超低収縮高強度 FRCC を用いた継手構造

写真-1
表-2

240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

7.5d
6.0d
5.0d
4.5d
0

試験状況

強度試験結果

圧縮強度(N/mm2 )ヤング係数(kN/mm2 )

ひび割れ
発生強度
(N/mm2 )プレキャスト部

65.9

37.4

3.74

継手部

171.9

56.5

8.02

20

40

60
80
変位 (mm)

図-6

荷重-中央変位ａ）7.5d

10
8

100

120

ｂ）6.0d

UFC指針

6

継手部

4
プレキャスト部

0

1

2
3
4
開口変位 (mm)図-55

引張軟化曲線

図-4 に載荷位置，写真-1 に試験状況方法を示す。本
検討では等曲げスパン 700mm，支点間距離 3100mm の 4

写真-2ｃ）5.0dｄ）4.5d
試験終了後のひび割れ状況（試験体下面）

220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

7.5d

LD1
LD4
RD1
RD4
降伏ひずみ
0

割裂引張強度試験の供試体端面にひずみゲージを設置し，計測値が不連続になった時の荷重から求めた。引張軟化
曲線は JCI 試験方法 7)に準じ，切欠きはりの 3 点曲げ試
験から得られた荷重－開口変位曲線を逆解析することで

LD1
LD4
RD1
RD4
降伏ひずみ
1000 2000 3000 4000
ひずみ(μ)ａ）7.5d

荷重(kN)（３）実験結果
図-5 に示す。ひび割れ発生強度は UFC 指針 4)に準じ，

6.0d

0

1000 2000 3000 4000
ひずみ(μ)

点曲げ試験を行なった。

載荷試験時の強度試験結果を表-2，引張軟化曲線を荷重(kN)

0

220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

ｂ）6.0d5.0d
荷重(kN)

2

荷重(kN)

引張応力 (N/mm2)

計算値(max)
計算値(降伏)

LD1
LD4
RD1
RD4
降伏ひずみ
0

1000 2000 3000 4000
ひずみ(μ)

220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

4.5d
LD1
LD4
RD1
RD4
降伏ひずみ
0

ｃ）5.0d図-71000 2000 3000 4000
ひずみ(μ)ｄ）4.5d
鉄筋ひずみ算出した。継手部のコンクリートの圧縮強度とひび割れ
発生強度は，特性値とほぼ同程度であった。引張軟化曲張試験結果を用いた。いずれの試験体も，曲げひび割れ

線は繊維混入率を UFC よりも低減しているため，UFC発生後，鉄筋が降伏し，破壊に至った。7.5d と 6.0d とよりも同一の開口変位における引張応力が低くなってい5.0d はプレキャスト部分のコンクリートが圧壊して荷重る。

が低下したが，4.5d は継手破壊により荷重が低下した。

荷重と中央変位の関係を図-6，試験終了後の試験体

いずれも最大荷重は計算値を上回っていた。6.0d と 5.0d

下面のひび割れ状況を写真-2 に示す。計算値にはプレと 4.5d は継手部分のコンクリートにひび割れが進展しキャスト部分のコンクリートの圧縮強度とひび割れ発生

たが，7.5d は継手部分のコンクリートに目視可能なひび強度を用い，鉄筋の降伏強度（375N/mm2）は鉄筋の引割れは確認されなかった。

3

4500
230
1000

2135
1000

1

2

2135
1000

270
50 100
121

750

3

φ23mm
PC鋼棒
D13
鉄筋

D13
鉄筋
D19鉄筋(上筋,下筋)
2150

145
300
1100

D19鉄筋(上筋,下筋)
200【3-3断面】
375

225 300 225 250 225 300

350 150
100

2150
1

2
16@125=2000

220

φ23mm
PC鋼棒

1100

【1-1断面】

3

150

2800

輪荷重走行範囲
500×3000mm

CL

水張範囲

【2-2断面】
2500
14@150=2100mm

150
50

750

第 19 号300

三井住友建設技術研究開発報告

弾性支持梁
H300×300
直角鉄筋(上筋D13,下筋D13)(単位：mm)

2150

200

図-8

2150

輪荷重走行試験体図

図-7 に荷重と鉄筋ひずみ関係を示す。測定した鉄筋た。試験体の橋軸方向鉄筋には D19，SD345 を用い，配ひずみは図-4 に示した位置の鉄筋ひずみである。いず

置間隔を 150mm 間隔とした。橋軸直角方向鉄筋にはれの試験体も荷重が 150kN 程度で鉄筋ひずみが降伏ひず

D13 を用いた。なお，試験体の鉄筋は全て JSCE-E102-

みに達し，その後も鉄筋ひずみが増加していることが分2013 の規格を満足するエポキシ樹脂塗装鉄筋を使用しかる。これより，本継手構造であれば，継手長が 4.5d

た。PC 鋼材は φ23mm の SBPR B 種の PC 鋼棒を用い，でも鉄筋を降伏させることができることが分かる。

緊張力を 1 本あたり 285kN とした。

以上より，本継手構造では継手長を 7.5d とすること

試験体のプレキャスト部分には，設計基準強度

で，継手部分のコンクリートにひび割れは確認されず，

50N/mm2 を満足するコンクリートを用いた。コンクリ

床版継手構造として十分な継手の安全率を保有することート打設の翌日，継手部と接する面を高圧洗浄水で打継が分かった。

目処理を行なった後に養生を行なった。プレストレス導入後，所定間隔に組み立てて，継手部のコンクリートを

４．プレキャスト床版の輪荷重走行試験

打設し養生を行なった。

（１）目的（３）試験方法

3 章で確認した本継手構造を用いた床版構造の疲労耐試験には株式会社高速道路総合技術研究所保有の輪荷

久性を確認するために，プレキャスト床版継手部を模擬

重走行試験機を用いた（写真-3）。試験体は支間長 2.5m

した試験体を用いて，輪荷重走行試験により疲労耐久性の単純支持とし，橋軸方向に十分長い連続版とたわみ分を確認した。

布が同程度となるように試験体端部に H 形鋼を設置した。
載荷方法は支間中央に載荷ブロックを組み合わせた軌道（２）実験概要を設置して，鉄輪（単輪）を用いて載荷した。なお，本

図-8 に試験体を示す。試験体はプレキャスト床版継試験では NEXCO 試験方法に準拠して，荷重 250kN で 10

手部を模擬した試験体で，幅 2,800mm，長さ 4,500mm，

万回の繰返し載荷を行なった後に試験体上面に水を滞水

厚さ 220mm とし，NEXCO 試験方法 8)に準拠して設定しさせ，試験体下面への漏水の有無を確認した。

4

超低収縮高強度 FRCC を用いた継手構造

表-3

74.3

3.75

PCa 部分②

試験開始

68.9

4.20

試験開始

213

8.26

試験終了

215

-

10
引張応力 (N/mm2)

450
400

荷重(kN)

水張試験

300
250
200
150

荷重パターン

100

静的荷重

50

水張試験

8

UFC指針

6

3.曲げ試験

42
継手部(試験開始)
0
0

1

2
3
4
開口変位 (mm)図-10

引張軟化曲線

00

20,000 40,000 60,000 80,000 100,000
繰返し回数

図-9

ひび割れ
発生強度
(N/mm2 )試験開始

輪荷重走行試験機

350

圧縮強度(N/mm2 )PCa 部分①

継手部分

写真-3

強度試験結果載荷パターン100500

輪荷重走行試験中に繰返し載荷が 1 回，1 千回，1 万-9）。

総たわみ(mm)

回，4 万回，8 万回，10 万回で試験機を止めて，静的載荷を行ない，たわみや目開きなどの測定を行なった（図5（４）実験結果
表-3 にコンクリートの強度試験結果，図-10 に引張軟

700

300

0
中央載荷
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
0回(1回:試験前)
1.4
10,000回
1.6
1.8
80,000回
2-1500 -1000
-500
0
橋軸方向

化曲線を示す。試験開始時と終了時における継手部のコンクリートの圧縮強度は 210N/mm2 程度で試験期間中の

図-11

100

300

700

500

1,000回
40,000回
100,000回
500

1000

1500

測定位置(mm)

橋軸方向のたわみ分布

強度増加はなかった。なお，試験体は夏期に製作され比較的養生温度が高かったこともあり，継手部のコンクリ

位における引張応力が 3 章の床版曲げ試験の検討結果よりも 2N/mm2 程度低くなった。
図-11 に橋軸方向のたわみ分布を示す。繰返し回数が1 回から 1 千回で橋軸方向のたわみ分布が増加しているが，繰返し回数が 1 万回から 10 万回までのたわみ分布はほとんど増加していないことが分かる。また，繰返し

350

2
1.8
1.6
1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

中央載荷

300

載荷ステップ(荷重)

250
総たわみ

200
150

活荷重たわみ100

載荷荷重(kN)

験開始時の引張軟化特性は，引張軟化曲線の同一開口変

たわみ(mm)ートの圧縮強度が特性値に対して高くなった。一方で試

50
残留たわみ
0

2

4

6

0
8

10

繰返し回数(万回)

図-12

たわみ変化

回数が 10 万回でも橋軸方向のたわみ分布が不連続になり継手部分で角折れすることなく，床版構造としての連し引いたたわみである。繰返し回数が 1 回から 1 千回に続性が確保できている。

おいて総たわみが増加していのは，残留たわみが増加し

図-12 に試験体中央のたわみ変化を示す。なお，活荷重たわみは荷重 250kN を載荷した時のたわみ（総たわみ）
から荷重を除荷した時のたわみ（残留たわみ）を差ているためであり，活荷重たわみは繰返し回数が 1 千回
以降増加していないことが分かる。
図-13 にパイ型変位計を用いて測定した全 8 か所のプ

5

第 19 号

レキャスト部と継手部の打継目における目開きの結果を

LL2
LL1

示す。なお，結果は活荷重目開きと残留目開きの合計で

LR1
LR2

ある総目開きとして示している。繰返し回数が 1 回で10 万回の時でも目開きの最大値は 0.08mm 程度で繰返し
載荷により目開きはほとんど変化しなかった。
図-14 に試験終了時の試験体下面のひび割れ状況を示

目開き(mm)

0.08mm 程度の目開きが発生しているが，繰返し回数がす。初期に橋軸直角方向のひび割れと打継目の目開きが発生し，繰返し回数が増加することで，橋軸直角方向の

LL2
0.1
0.08
0.06
0.04
0.02
0
-0.02
-0.04
-0.06
0

LL1

LR1

LR2

載荷荷重
300
250
200
150
100
50
0
10

載荷ステップ(荷重)

載荷荷重(kN)

三井住友建設技術研究開発報告

総目開き(活荷重+残留)2

4
6
繰返し回数(万回)

ひび割れが進展した。250kN－10 万回の繰返し載荷後に

8

ａ）L 側

漏水試験を行なったが，床版下面への漏水はなかった。

RL2
RL1
RR1
RR2

強度繊維補強コンクリートを用い，継手内部の直角方向
鉄筋を省略することで，従来のループ継手よりも合理的な継手構造の開発をプレキャスト床版の曲げ試験と輪荷重走行試験により行なった。結論を以下に示す。

RL2
0.1
0.08
0.06
0.04
0.02
0
-0.02
-0.04
-0.06
0

①曲げ試験では継手長を 4.5d としても鉄筋を降伏さ

RL1

RR1

RR2

載荷荷重
300
載荷ステップ(荷重)250200
総目開き(活荷重+残留)
150
100
50
0
2
4
6
8
10
繰返し回数(万回)載荷荷重(kN)

本検討では，プレキャスト床版継手部に超低収縮高目開き(mm)

５．まとめ

ｂ）R 側
図-13

せることができ，床版継手構造として十分な継手

目開き性能を有する。
②曲げ試験では継手長を 7.5d とすることで，継手部分のコンクリートにひび割れが確認されず，床版継手構造として十分な安全率を保有する。
③輪荷重走行試験では，繰返し載荷を行なっても，継手部とプレキャスト部の打継目などで角折れす
ることはなく，床版構造としての連続性が確保されていた。
④輪荷重走行試験終了後，床版下面で漏水すること：橋軸方向はなかったことから，本継手構造は耐用年数 100 年
図-14

に対して十分な疲労耐久性を有している。

打継目：橋軸直角方向試験終了後のひび割れ状況（下面）

2004

参考文献
1）F・レオンハルト，E・メニッヒ（横道英雄訳）：鉄5）松田拓，蓮尾孝一，野口貴文：細骨材の違いが超高筋 コ ン ク リ ー ト の 配 筋 ， 鹿 島 出 版 会 ，pp.68-69，

強度コンクリートの性状に及ぼす影響，コンクリー

1985

ト 工 学 年 次 論 文 集 ，Vol.37，No.1，pp.1117-1122，

2）竹山忠臣，佐々木亘，篠崎裕生，内田裕市：FRCCを用いた部材の鉄筋の重ね継手に関する基礎的検討，

6）恩田陽介，佐々木亘，䑓哲義，松田拓：乾燥状態の

コ ン ク リ ー ト 工 学 年 次 論 文 集 ，Vol.42，No.2，

FNS を用いた超低収縮高強度繊維補強コンクリート

pp.1075-1080，2020に関する検討，第 30 回プレストレストコンクリート

3） Federal

Highway

ConstructionofAdministration
Field-Cast

UHPC

:

DesignandConnections，

TECHNOTE，FHWA-HRT-14-084，2014
4）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)，コンクリートライブラリー，No.113，

6

2015.7の発展に関するシンポジウム論文集，2021(投稿中)7）JCI 試験方法：切欠きはりを用いた繊維補強コンク
リートの荷重－変位曲線試験方法 JCI-S-002-2003
8）東日本・中日本・西日本高速道路(株)：NEXCO 試験
方法，第 4 編構造関係試験方法，2019 年

超低収縮・超高強度型モルタルの性能評価およびプレキャストセグメント接合目地への適用

超低収縮・超高強度型モルタルの性能評価およびプレキャストセグメント接合目地への適用
Performance Evaluation on Ultra-low Shrinkage and Ultra-high Strength Mortar
and its Application to Precast Segment Joints
建設基盤技術部

坂本遼

建設基盤技術部

臺

哲義

構造技術部

藤岡

建設基盤技術部

松田

RYO

SAKAMOTOAKIYOSHIDAI泰輔TAISUKE

FUJIOKA

拓

TAKU

MATSUDA

産業副産物系の混和材と細骨材を用いて，超低収縮と超高強度の特徴を有するモルタルを開発し，その性能について市販の超高強度型および汎用型無収縮モルタルと比較した。その結果，市販の超高強度型無収縮モ
ルタルよりも強度が高く，かつ，乾燥収縮ひずみと自己収縮ひずみの両方が非常に小さいことが分かった。中性化，凍結融解および塩化物イオンの浸透に対する抵抗性も市販の無収縮モルタルと同等以上であった。プレキャストセグメント接合目地模型への充填性が良好であること，硬化後のひび割れが市販の無収縮モルタルに比べて大幅に少ないことを確認し，実橋のプレキャストセグメント接合目地へ適用し良好な結果を得た。
キーワード：無収縮モルタル，超低収縮，超高強度，高耐久性，セグメント接合目地

Ultra-low shrinkage and ultra–high strength mortar using industrial by-product SCMs and fineaggregate was developed and its performance was compared with commonly used commercial ultra-highstrength type and general type non-shrink mortars. It was confirmed that developed mortar’s compressive
strength is higher and both drying and autogenous shrinkage are extremely lower than compared non-shrink
mortars. Also, it’s resistance to carbonation, freezing and thawing, and chloride ions penetration wereequivalent or higher than them. Furthermore, the applicability of developed mortar to precast segment joint
part was confirmed. In particular; there were significant fewer cracks and sufficient filling performance
than compared non-shrink mortar. Through these investigations, developed mortar was applied to precast
segment joint part of actual bridge and successful results could be obtained.
Key Words: Non-shrink mortar, Ultra-low shrinkage, Ultra-high strength, High durability, Segment joints

１．はじめに既往の研究 1)では，水結合材比と単位水量が少ない条件で，空隙構造が粗大で吸水率が高い細骨材を使用する
ことで，内部養生効果が期待でき，高い流動性を有しつ
つ自己収縮が極めて低減された超高強度コンクリートが得られることが示されている。著者らは，この技術を応用し，超低収縮・超高強度型モルタル（以下，XS と称する）を開発した。
本報では，強度特性，収縮特性，耐久性について，
XS と表-1 に示す超高強度型（以下，M1 と称する）および汎用型（以下，M2 または M3 と称する）無収縮モ

表-1

比較した市販の無収縮モルタル

略記

セメント系無収縮モルタル

M1

超高強度型

M2

汎用型

M3

汎用型

表-2

超低収縮・超高強度型モルタルの練混ぜ方法

XS

練混ぜ水量

20
kg/袋

1.72
kg/袋

練混ぜ時間
XSを投入
→ 回転させながら練混ぜ水を投入→ 4分間練混ぜ7三井住友建設技術研究開発報告第 19 号表-3
試験項目

試験項目と規格

規格

試験項目

フロー

JIS R 5201

圧縮強度

JIS A 1108

J ロート流下時間

JSCE-F541

割裂引張強度JIS A 1113

凝結時間

JIS A 1147

曲げ強度

JIS A 1106

ブリーディング率

JSCE-F541

せん断強度

JSCE-G553

膨張収縮率

JSCE-F541

鉄筋付着強度NEXCO 試験法 312

耐凍害性

JIS A 1148 A 法

長さ変化率

JIS A 1129-2 附属書 A

スケーリング抵抗性

ASTM C 672

収縮ひずみ

JSCE-K 561

非定常法

鉄筋拘束でのひび割れ性状JCI-SAS2

JSCE-G572

表層透気係数トレント法

JIS A 1153

表面吸水速度SWAT 法塩化物イオンの拡散係数
中性化抵抗性表-4
Jロート流下時間

350

フロー

25

300

20

250

15

200

10

150

5

100
M1

M2

凝結時間

モルタル
種類

0
XS

図-1

凝結時間，ブリーディング率および膨張率

30

108

Jロート流下時間（s）

400

フロー（mm）

規格M3

フローおよび J ロート流下時間

ブリーディ
ング率
（％）

材齢7日の
膨張率
（％）

始発

終結

XS

5:35

6:35

0.00

0.63

M1

4:16

5:26

0.00

※0.37

M2

3:35

4:47

0.00

0.57

M3

7:10

8:25

0.00

0.95

※試験を実施していないためカタログ値を示す
ルタルを用いて比較し，評価した結果を報告する。また，
プレキャストセグメント接合目地を模擬した試験体を作は圧縮強度，割裂引張強度，曲げ強度，せん断強度およ

製し，XS の充填性とひび割れ発生の検証結果および XS

び鉄筋付着強度で評価し，収縮特性は自己収縮ひずみおを当社施工の新設橋梁工事へ適用した結果について報告

よび乾燥収縮ひずみで評価した。

する。
（２）試験結果

２．超低収縮・超高強度型モルタルの概要

ａ）フロー，Ｊロート流下時間
フローおよび J ロート流下時間を図-1 に示す。XS のXS の結合材には，早強ポルトランドセメントと数種

フローは M1 と同程度の 320mm 前後であったが，J ロー

類の産業副産物を使用している。細骨材は既往の研究 1)

トの流下時間は長く，粘性の高さが特徴として挙げられより，内部養生による収縮抑制効果が期待されるフェロる。

ニッケルスラグ細骨材（以下，FNS と称する）を使用しｂ）凝結時間，ブリーディング率ており，産業副産物の使用割合が高い。また，プレミッ

凝結時間とブリーディング率を表-4 に示す。XS の凝

クス材料に対する練混ぜ水の質量比は約 9%であり，比結時間は M1，M2 と比較しても大きな差はなく，始発較した市販の無収縮モルタルの約 18%に比べて非常に小から終結までの時間は他の材料と同程度であった。また，

さい。XS の練混ぜ方法を表-2 に示す。練混ぜには逆回

ブリーディング率はいずれのモルタルもゼロであった。

転パン型ミキサを使用した。

ｃ）膨張収縮率
XS，M2 および M3 の材齢 7 日時点での膨張率を表-4

３．性能評価試験に示す。なお， M1 は試験を実施していないため参考に
カタログ値を記載した。XS，M2，M3 全てにおいて，（１）試験項目
試験項目および準じた規格を表-3 に示す。強度特性8

材齢 7 日時点で無収縮モルタルの膨張収縮率の規格 2)を満たす結果となった。

超低収縮・超高強度型モルタルの性能評価およびプレキャストセグメント接合目地への適用

XS

150
M1

6
3

M2
M3

10
材齢（日）

図-2

8
4

図-3

-800

M2

-1200

M3

-1600
-2000
0

90

180

270

360

XS

-400
-800

M2

-1200
-1600

← 材齢7日より乾燥

-2000
0

90

乾燥開始からの材齢（日）

図-4

長さ変化率

2
0
100

150

180

270

M2

0

XS
-400

M3

-800

M1

-1200
-1600
-2000

360

0

材齢（日）

図-5

200

圧縮強度（N/mm²）400

自己収縮ひずみ（×10-6）

乾燥収縮ひずみ（×10-6）M14

各強度と圧縮強度の関係（材齢 28 日，標準水中養生）

0

-400

6

50

400

400

長さ変化率（×10-6）

8

50
100
150
200
圧縮強度（N/mm2）

圧縮強度試験結果

XS

5

16

100

0

10
0

0

1

15

0

12

0

M3

20

9

100

50

M2
せん断強度
（N/mm²）

割裂引張強度（N/mm2）

XS

M1

12

鉄筋付着強度（N/mm²）

中塗：標準水中
白抜：20℃封緘

曲げ強度（N/mm²）

圧縮強度（N/mm²）200

乾燥収縮ひずみ

90

180

270

360

材齢（日）

図-6

自己収縮ひずみｅ）収縮特性ｄ）強度特性
圧縮強度を図-2 に示す。養生は標準水中および 20℃

図-4 は JIS 法による長さ変化率であり，図-5 と図-6

封かんとした。試験材齢は，3，7，28，56，91 日とし，は□100×100×400mm の供試体に熱電対内蔵埋込型ひXS の 20℃封かん養生については材齢 1 日での試験も実ずみ計を設置して測定された収縮ひずみである。図-6

施した。XS は，材齢 1 日で 55 N/mm2，材齢 3 日で 85

は打設直後から試験体を 20℃条件で封かんして測定さN/mm2 と，初期材齢から他のモルタルよりも強度発現れた自己収縮ひずみである。図-5 は，図-6 の条件におが大きいことが分かる。また，材齢 28 日で 160 N/mm2 ，いて材齢 7 日に封かんを解き，20℃60%RH の気中養生

材齢 91 日で170N/mm2 と長期的にも非常に高い圧縮強度を発現することが分かった。
標準水中養生を行った材齢 28 日での割裂引張強度，
曲げ強度，せん断強度および鉄筋付着強度と圧縮強度のの条件で測定された収縮ひずみであり，ひずみの起点は封かんを解いた時点である（XS と M2 で実施）。図-5，
6 どちらも，線膨張係数を 10×10-6/℃と仮定し温度ひずみを除去している。

関係を図-3 に示す。なお，せん断強度試験は 2 体の平図-4～6 のいずれの結果においても，XS の乾燥収縮

均とし，鉄筋付着強度試験は XS と M1 のみで実施した。

と自己収縮ひずみはどちらも他に比べて極めて小さい。

超高強度型の XS と M1 の比較より，割裂引張強度と曲なお，図-5 に示す乾燥条件の収縮ひずみの結果においげ強度は同等であるが，せん断強度と鉄筋付着強度はて，XS の材齢 1 年の収縮ひずみは約 250×10-6 となり，

XS の方が高かった。

図-4 に示す JIS 法による長さ変化率と同程度となった。

9三井住友建設技術研究開発報告

ひび割れ発生
XS-3日
XS-7日

2.5

0.0
M2-7日
-2.5
M2-3日
○日：脱型材齢-5.0

714
注水完了からの材齢（日）図-7 モルタルの応力

図-8 乾燥材齢 1 年 鉄筋拘束試験体のひび割れ状況

1.0

透気係数
XS
M1
M2

0.6

M3

0.4
0.2

透気係数（×10-16m²）

中性化深さ（mm）

0.8

1

表面吸水速度0.20

透気性評価3)
一般

0.1

0.15
良

0.01

0.10
優

0.001

0.05

0.0
0

1 2 3 4 5 6
促進期間（√週）

図-9

中性化深さ

0.0001

0.00
XS

図-10

M1

M2

塩化物イオン量（%）

0

10分時点での表面吸水速度（ml/m²/s）

モルタルの応力（N/mm²）

5.0

第 19 号

M3

透気係数および表面吸水速度ｆ）鉄筋拘束によるひび割れ抵抗性

0.80

XS
M1

0.60

M2
M3

0.40
0.20
0.00

浸漬面からの深さ(mm)図-11

塩化物イオン量ｈ）表層透気，表面吸水

鉄筋拘束によるひび割れ抵抗性試験は XS と M2 で実供試体寸法はφ150×300mm とし，試験面は打設面と施した。試験体の乾燥条件は材齢 3 日および 7 日に脱枠した。打込み直後からフィルムによる封かん養生を行い，して，温度 20℃，相対湿度 60%の気中環境とした。試翌日より養生マットによる湿潤養生を 2 日間実施した。

験体の寸法は 100×100×850mm とし，中央 150mm 間の

4 日目より温度 20℃，相対湿度 60%の気中環境で 53 日

リブと節を取り除いた D32 を中心に配置した。

間保管し，材齢 56 日に測定を行った。

モルタルの応力を図-7 に，ひび割れの発生状況を図-

表層透気係数と表面吸水速度を図-10 に示す。XS と8 に示す。M2 の材齢 3 日乾燥試験体では乾燥開始より 8

M1 の透気係数は，透気性評価試験方法 3)を参考とすれ

日後に，材齢 7 日乾燥試験体では乾燥開始より 7 日後にば，最も評価の高い優であった。また，表面からの吸水

ひび割れが発生した。一方，XS は乾燥材齢 1 年経過後は認められなかった。これらより，両モルタルは透気性

でも鉄筋応力の低下は無く，目視によるひび割れも確認

および吸水性が低く，緻密な表層品質を有していることできなかった。XS は割裂引張強度が高く，長期材齢のが分かった。

乾燥収縮ひずみが小さいため，M2 に比べて高いひび割ｉ）塩化物イオン浸透性

れ抵抗性を有していると考えられる。
ｇ）中性化抵抗性
中性化深さを図-9 に示す。XS の促進期間 26 週での濃度 10%の NaCl 水溶液に 3 か月間浸せきした試験体の浸せき面からの深さと塩化物イオン量の関係を図-11に示す。また，非定常法により算出した塩化物イオンの中性化深さは 0.02mm となり，中性化抵抗性が非常に優拡散係数を表-5 に示す。両試験ともに XS と M1 は塩化れることが分かった。

物イオン浸透抵抗性に優れていることが分かった。

10

塩化物イオンの拡散係数（非定常法）
塩化物イオンの拡散係数（cm2/年）
XS

0.09

M1

0.04

M2

2.26

M3

3.44

0.4

100

スケーリング量（kg/m²）

表-5

相対動弾性係数（％）

超低収縮・超高強度型モルタルの性能評価およびプレキャストセグメント接合目地への適用

80
60

XS
M1
M2
M3

40
20
0
0
図-12

60

120 180 240
サイクル数

0.3
0.2
0.1
0.0

300

0
図-13

凍結融解試験結果

表-6
条件

写真-1

XS
M1
M2
M3

10

20
30
サイクル数

40

50

スケーリング試験結果

圧送前後での性状変化

フロー
（mm）

圧縮強度（N/mm2）
3日

7日

28 日

圧送前

298

63.8

91.5

130

圧送後

317

67.8

98.6

135

XS の充填作業の様子を確認した。なお，強度試験用の供試体は屋外（冬期）ｊ）凍結融解抵抗性，スケーリング抵抗性
凍結融解試験結果を図-12 に示す。耐久性指数は M1＜M2＜M3＜XS となった。XS の耐久性指数は 100 を示し凍結融解抵抗性が非常に高いことが分かった。

における封かん養生とした。
ｂ）充填性
プレキャストセグメント接合目地幅を 15mm と 30mmとした模擬試験体にて XS の充填性を確認した。写真-1

スケーリング抵抗性試験によるスケーリング結果をに示すように充填方法は上部からの流し込みとし，硬化

図-13 に示す。供試体寸法，試験面および養生方法につ後にコア削孔して断面の観察から充填状況を評価した。

いては前述の表層透気および表面吸水試験と同様とし，

ｃ）ひび割れ観察

材齢 56 日より試験を開始した。スケーリング量は XS＜

長さ 2m，幅 30mm および高さ 260mm の接合目地部をM1＜M2＜M3 となり，XS のスケーリングはほとんど認模擬したコンクリート試験体に XS を充填した。なお，

められなかった。表面透気および表面吸水試験の結果と比較として，後述する XS を適用した橋梁の接合目地の同様に XS の表層は非常に緻密であることがわかった。

要求性能である材齢 28 日圧縮強度が 80N/mm²以上を満

また，凍結融解抵抗性とスケーリング抵抗性の両方に優

たす M1 についても実施した。養生は，実施工での条件

れるモルタルは XS のみであった。

よりも厳しい条件とし，無収縮モルタルの養生に関する規定 2)で最も厳しい 3 日間の湿潤養生とした。養生終了

４．施工性試験およびひび割れ発生の検証

後から打設面と底面のひび割れの状況を観察した。また，
雨上がり後の底面の状況を確認した。

（１）試験概要ａ）圧送前後の性状評価
モルタルポンプを使用した際の圧送性と圧送前後の（２）試験結果
ａ）圧送前後の性状評価

品質変化を確認すべく，スクイズ式グラウトポンプを用表-6 に XS の圧送前後での性状比較を示す。圧送後はいた圧送実験を実施した。ホース内径は 2 インチ，長さ

粘性が若干小さく感じられたがフロー値に大きな変化はは 30m とし，圧送前後でのモルタルフローと圧縮強度なかった。一方，圧縮強度は若干高くなった。

11

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

表-7

拡大

拡大

目地幅 15mm

目地幅 30mm

図-14

桁長26.500 m

桁高2.800 m

支間長25.500 m

有効幅員10.660 m

橋梁形式

非鉄製バタフライウェブ箱桁橋

架設工法

トラス梁を用いた固定式支保工架設

施工日
打設箇所

Case2 XS（材齢3⽇まで⾼機能養⽣マット)

XS

XS の施工概要

表-8

接合目地部の充填状況

上⾯(吸⽔防⽌剤あり)

橋梁諸元

上⾯(吸⽔防⽌剤なし)

目地幅と高さ2020 年 7 月 1 日～7 月 3 日
上床版，下床版の接合目地
各 11 箇所
平均幅 30mm
打込み最大高さ 750mm
合計 約 1670L

練混ぜ量
Case1 UHS（材齢3⽇まで⾼機能養⽣マット)

M1

上⾯(吸⽔防⽌剤あり)

上⾯(吸⽔防⽌剤なし)

上床版

材齢 7 日図-15

材齢 28 日材齢 91 日セグメント

接合目地部打込み面 ひび割れの様子

断面図

下床版

上床版
セグメント
XS

写真-2

M1

充填部

側面図

雨上がり 接合目地部底面の様子

下床版
図-16

ｂ）充填性

XS 充填箇所

図-14 に XS の接合目地への充填状況を示す。目地幅が 30mm と 15mm のいずれにおいても，上方から流し込

５．セグメント接合目地への施工む方法で密実に充填できることが分かった。しかし，わずかに巻込み空気が残存している様子がみられ，一方向から流し込み，突き棒によるかき乱しを行うなど，巻込（１）施工概要
徳島自動車別埜谷橋（PC 上部工）において，プレキ

み空気に留意する必要がある。

ャストセグメントの接合目地に XS を適用した。橋梁諸ｃ）ひび割れ観察元を表-7 に，XS の施工概要を表-8 に示す。XS を充填

接合目地打込み面のひび割れ状況を 図-15 に示す。

した箇所は図-16 に示す赤い着色部である。

M1 よりも XS のひび割れが大幅に少ないことが分かった。材齢 201 日における降雨後の目地部底面の様子を写（２）XS の製造および管理

真-2 に示す。M1 はひび割れと肌すきからの漏水が見ら

XS の標準配合例および品質管理値を表-9 に示す。施れたが，XS には漏水が見られなかった。図-4 と図-6 に工時期が夏期であったため，練上り温度が非常に高くな示した通り，XS は M1 よりも収縮ひずみが極めて小さることが懸念された。そのため，XS はスポットクーラ

いため，ひび割れが大幅に少なく，ひび割れの貫通や肌ーを用いて 25℃程度を，練混ぜ水はチラーユニットをすきが発生しなかったと考えられる。

用いて 10℃前後を目標に管理した。練混ぜ水量は管理

12超低収縮・超高強度型モルタルの性能評価およびプレキャストセグメント接合目地への適用

表-9標準配合例および品質管理値

６．まとめ

XS

20 kg

練混ぜ水量

1.72 L（1.63～1.80 L）

練上り量

約 8.8 L

練上り温度

5～35 ℃① 市販の超高強度型無収縮モルタルと比較して強度

フロー260～340 mm

発現に優れるとともに，自己収縮ひずみおよび乾超低収縮・超高強度型モルタルを開発し，その性能と施工性を確認して新設橋梁工事に適用した。開発したモルタルの性能と施工性について，以下にまとめる。

燥収縮ひずみが極めて小さい。また，鉄筋付着強度が従来の超高強度型無収縮モルタルの 2 倍以上となった。
② 耐久性は，比較した市販の無収縮モルタルと同等以上である。すなわち，中性化抵抗性が極めて高く，透気性と吸水性が低い。さらに塩化物イオン
浸透性が極めて低く，高い凍結融解抵抗性とスケーリング抵抗性を有する。
③ 実験した条件において，スクイズ式モルタルポン
写真-3

充填の様子

写真-4

充填状況

プを使用した圧送距離 30m の施工が可能である。
④ プレキャストセグメントの接合目地への充填性は範囲内で調整した。品質管理試験（練上り温度およびフ良好であり，充填後に発生するひび割れは比較しロー）は，5 バッチに一回実施した。その結果，練上り

た超高強度型無収縮モルタルに比べて極めて少な

温度は 22～26℃，フローは 270～320mm となり，いずい。

れも管理基準を満たした。
謝辞：本報告にあたり，太平洋マテリアル株式会社 中（３）充填方法および養生方法
XS の充填は，写真-3 に示す床版上部から流し込む方

島裕氏にご協力いただきました。ここに深く感謝申し上げます。

法とした。充填に先立ち，セグメントと XS の目開き抑制を目的に吸水防止剤をセグメント面の充填上部箇所に参考文献塗布した。また，充填直前には水湿しを行い，かき乱し

1）松田拓ほか：細骨材の違いが超高強度コンクリートを行いながら空気を巻き込まないように一方向から打込の性状に及ぼす影響，コンクリート工学年次論文みを行った。打込み後，フィルムを用いて表面の乾燥を集，Vol.37，No.1，pp.1117-1122，2015

防ぎ，1～2 時間後に仕上げ補助剤を使用して荒均しを行い，3～5 時間後に最終仕上げ作業を行った。その後，フィルムを用いて再び封かん養生を行った。充填翌日，吸水させたマットを敷設した湿潤養生を行い，脱枠後は保水養生テープにて材齢 28 日まで養生した。
上床版接合目地の充填状況を写真-4 に示す。気泡や未充填箇所はなく，XS が密実に充填されていることを

2）東日本高速道路（株），中日本高速道路（株），西日
本高速道路（株）：構造物施工管理要領，pp.237-240，
2017.73）土木学会：コンクリート技術シリーズ No.80 構造物
表面のコンクリート品質と耐久性能検証システム研究小委員会（335 委員会）成果報告書およびシンポ
ジウム講演梗概集，pp.30-36，2008.4

確認した。また，ひび割れの発生は確認されなかった。
これらの事より，充填や養生方法が適切であったと考え
る。

13

14

プレキャスト床版接合部の実物大施工試験

プレキャスト床版接合部の実物大施工試験
Full-scale Construction Experiment on Joint Section of Precast Slabs
建設基盤技術部

䑓

建設基盤技術部佐々木

AKIYOSHI DAI

哲義
亘

WATARU SASAKI

建設基盤技術部

坂本

遼

RYO SAKAMOTO

建設基盤技術部

樋口正典

MASANORI HIGUCHI

プレキャスト床版接合部の高耐久化と施工の簡略化を目的として，180MPa 程度の圧縮強度を有する超低収
縮高強度繊維補強コンクリートを用いた新しい接合工法の実物大施工実験を実施した。その結果，1) 材料を事前計量してフレコンバック内に梱包し可搬型の簡易コンクリートプラントにこれを投入・練り混ぜる事により，安定した品質のコンクリートが製造できること，2) ポンプ圧送試験により水平換算距離 120m 程度であればポンプ圧送可能であること, 3) 勾配 5%の接合部施工試験においては伏せ型枠を用いても適切に超低収縮高強度繊維補強コンクリートを充填すること, が確認された。さらに，施工から 6 ヶ月経過後の外観観察において接合部にひび割れは認められず，ひび割れの発生を抑止する性能が高いことが確認できた。
キーワード：超低収縮，高強度，プレキャスト床版，接合部，可搬式簡易コンクリートプラント

Full-scale construction experiment of novel joint method for precast slab joint by using ultra-low
shrinkage and high strength fiber reinforced concrete of about 180MPa was carried out for the purpose ofincreasing its durability and simplifying its construction process. As a result, the followings wereconfirmed; 1) This concrete can be manufactured using a portable simplified plant and its quality is stable,
2) The pumpability of this concrete is applicable up to 120 m in the horizontal direction, 3) This concrete
can be filled successfully using a prone face down formwork even if under 5% gradient condition.
Furthermore, the high performance of this concrete to suppress cracking was clarified as observed that no
cracks were found on the surface even 6 months after casting.
Key Words: Ultra low shrinkage, High strength, Precast slab, Joint, Portable simplified concrete plant

１．はじめに本稿では，180MPa 級の超低収縮高強度繊維補強コン
クリートを用いた床版接合部の実物大施工試験を実施し，高度経済成長期に整備された多くの道路橋においては，

簡易コンクリートプラントによる製造性と製造されたコ

大型車交通量の飛躍的な増加による疲労荷重の増大や凍ンクリートのポンプ圧送性および施工性を確認するとと結防止剤による塩害などに起因する床板の経年劣化が著

もに，同コンクリートがひび割れの発生を抑止する性能

しく，更新工事の計画や実施が数多く行われている。特が高いことを確認した結果について報告する。

に高速道路橋においては床版の高耐久化とともに車線規制期間の短縮化が求められている。筆者らは，プレキャ２．180MPa 超低収縮高強度繊維補強コンクリート

スト床版接合部の高耐久化と施工の簡略化を目的として，
180MPa 程度の圧縮強度を有する超低収縮高強度繊維補接合部に使用した 180MPa 級の超低収縮高強度繊維補1)を用いた新しい接合工法 2),3)を開発し強コンクリート（以下，単に開発コンクリートと呼ぶ）

た。同工法では，現場打ちとなる接合部に 180MPa 級のは同強度クラスの一般的なコンクリートに比べて収縮や超低収縮高強度繊維補強コンクリートを使用するため，

水和熱が小さいため，ひび割れの発生リスクが低減でき

接合部の幅を縮小し，かつ橋軸直角方向に配置する鉄筋る。また，結合材には数種類の産業副産物を用い，細骨が不要となるため施工性が大幅に改善される。

材にはフェロニッケルスラグを使用しているため，構成

強コンクリート

15

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

表-1
水結合材

水粉体

比

容積比

W/B

w/b

[%]

[%]

15.1

42.5

細骨材率
s/a
[%]
56.2

超低収縮高強度繊維補強コンクリートの配合表
空気量
[%]
3.0

単位量

短繊維
混入率
[%]
1.0

[kg/m3]

B
W
150

996

C

FA

SF

623

253

120

S

G

Fb

727

526

78.5

C：中庸熱ポルトランドセメント，FA：フライアッシュ(JIS A 6201 I 種)，
SF：シリカフューム(JIS A 6207)，S：フェロニッケルスラグ細骨材(JIS A 5011-2, FNS5A)
G：硬質砂岩砕石 1305 (JIS A 5005)，Fb：鋼繊維(φ0.2×15mm，引張強度 2000N/mm2 以上)

材料投入
ユニット

写真-1

梱包状況

写真-2

ミキサ
ユニット

PCa 床版の配置状況

材料の約 4 割が産業副産物となり，製造時の CO2 排出量

ホッパ
ユニット

を従来の超高強度コンクリートの 6 割程度に低減できる。
一方，使用材料の種類が多く，一般的な生コン工場に常備されていない材料も含まれるため，設備の制限から一
般的な生コン工場での製造は容易でない。その対応として各材料をフレコンバックに梱包した原料を可搬型の簡易コンクリートプラントを用いて現地で練り混ぜる方法を採用した。開発コンクリートの配合を表-1 に示す。

写真-3

可搬式簡易コンクリートプラント

なお，フェロニッケルスラグ細骨材は気乾状態のものを用い，配合計算上は絶乾状態として取り扱う。フレコン
バックの梱包状況を写真-1 に示す。練混ぜ水と化学混
和剤は簡易コンクリートプラントの計量器を用いて計量した。開発コンクリートのスランプフローおよび空気量の目標値は 675±75mm，3.0±1.5％とした。

３．実物大施工実験
実物大施工実験はプレキャスト工場で製作した床版

写真-4

フレコンバックに梱包した原料の投入状況

部材（以下，PCa 床版と呼ぶ）を事前に設置した支保工
上に接合部幅 190mm の間隔で配置した。PCa 床版の配（１）開発コンクリートの製造

置状況を写真-2 に示す。PCa 床版は橋軸方向に約 1.65m，

開発コンクリートの練混ぜは写真-3 に示す可搬型の直角方向は約 12m，標準部床版厚は 0.22m の実物大とし，簡易コンクリートプラントを用いて製造した。可搬型の実施工を想定して勾配は橋軸直角方向に 5.0%とした。

簡易コンクリートプラントには容量 1.67m3 のミキサと設置後はあらかじめ PCa 床版に埋め込まれたインサート

水および化学混和剤計量装置が搭載されており，フレコ

を用いて単管により型枠を支持した。また，後述するよ

ンバックに梱包した原料をラフタークレーンでミキサ上

うに施工時には伏せ型枠を用いるため，PCa 床版上面に部より投入したのち，自動計量した水および化学混和剤

はインサートを配置した。

を投入して練り混ぜる手順である。繊維の投入は，繊維分散投入装置をミキサ上部に設置して，繊維同士が絡ま16

プレキャスト床版接合部の実物大施工試験

フレッシュ試験結果

スランプ

500mm

フロー

到達時間

(mm)

(秒)

705×695

12.3

空気量
(%)

コンクリ
ート温度
(℃)

2.5

21.6

材齢28⽇

200

圧縮強度[N/mm2］

表-2

外気温
(℃)
18.1

材齢7⽇

150
100
50
0
圧送前

図-1
25

圧⼒「N/mm²］

圧送試験時のフレッシュ試験結果
50cm

空
気

充填 リート

平均値

時間

量

高さ

温度

(mm)

(秒)

(%)

(mm)

(℃)

630

23.6

2.7

346

28.1

4.7m /h圧送後

725

7.9

2.1

－

27.4

9.7m3/h圧送後

670

14.9

2.4

－

27.3

660

14.7

3.1

347

27.5

3

19m /h圧送後

4.7m³/h
9.7m³/h
19.1m³/h

5
0

通過

3

圧縮試験結果100

Ｕ型 コンク

フローの

圧送直前

圧送後

15

ないように投入した。材料の投入状況を写真-4 に示す。
練上り直後のフレッシュコンクリートの性状を表-2 に

10

20

30

40

50

ポンプからの⽔平換算距離[m]

図-2

15

[10-2N/mm2/m]

スランプ

⽔平管1m当たりの管内圧⼒損失

表-3

圧送試験状況

19m³/h

圧送後

0m はポンプ最⼤
主油圧の読み値20

写真-5

4.7m³/h

試験値

12⾼性能 AE 減⽔剤を⽤いたコンクリートの圧送における⽔平管 1m 当りの管内圧
⼒損失の標準値 4)
実線︓スランプ 12cm
破線︓スランプ 21cm

9
6
3
0
0

示す。バッチあたり 1.0m3 で練り混ぜた結果，目標値を満足し，安定した品質を確保することができた。

圧力測定結果

図-3

10

20
30
吐出量 [m3/h]

4050

圧送速度と圧力損失の関係（２）開発コンクリートの運搬
実施工では，圧送による場内運搬も想定されるが，当た開発コンクリートは写真-5 に示すようにアジテータ

該開発コンクリートは単位水量が少なく，粘性が高いこ車からポンプに投入し試験を実施した。圧送前後でのフとから圧送が困難になる事が予想された。そこで，コン

レッシュ試験結果を表-3 に示す。9.7m3/h および 19m3/h

クリートポンプを用いた圧送試験を実施し，圧送の可否

圧送後のスランプフローに関しては，粘性が若干低下しや圧送に伴う品質変化，圧力損失を検証することとした。

たが大きな変化はなかった。また，圧送前後での U 型充配管は，写真-5 に示すように床版上を想定した直線配填高さ（障害 R2）はどちらも 340mm 以上と同程度であ管とした。5 インチ鋼製管を実配管長 43m で配管し，そり，圧送後も自己充填性に変化を生じないことが確認さの先端には 7m の 4.5 インチのフレキシブルホースを取れた。

り付けた。このとき，配管局所部やフレキシブルホース

標準水中養生を行った試験体の圧縮試験結果を図-1の管路抵抗を考慮すると，水平換算距離は約 70m になに示す。スランプフロー試験と同様に大きな変化は確認る。管内圧力はダイヤフラム式圧力計を計測管に取り付されなかった。

け 5 ヶ所測定した。圧送時にはポンプや配管に非常に大圧力の測定結果を図-2，圧力の測定結果より求めたきな負荷がかかることが想定されたため，ポンプの最大吐出量と圧力損失の関係を図-3 に示す。開発コンクリ

圧力は 22MPa とし，圧送速度を 3 水準（実吐出量で 4.7，ートの製造速度や打込み速度を考慮すれば，必要な吐出9.7，19m

3 /h）に変化させ試験を行った。また，製造し量は最大 10m3/h 程度であり，このときの水平管 1m あた

17三井住友建設技術研究開発報告第 19 号りの圧力損失は 5×10-2N/mm2 程度となる。一般的な工事で用いられている 8.8MPa クラスのポンプ車で計算す
ると水平換算距離 120m 程度であれば，圧送は問題なく可能であると考えられる。
（３）開発コンクリートの打ち込み
勾配 5%の接合部の打込み状況を写真-6 に示す。打込

写真-6

写真-7

打ち込み状況

打込み面の状況みは 1m の伏せ型枠を配置して流し込んだ。また，伏せ型枠面に上昇してくる空気の排出を促すように補助的に④伏せ型枠を脱枠した表面部の品質には多少の課題を残す結果となった。

型枠面を木槌で打撃することや，開発コンクリートに合流部が出来た場合は付き棒などで掻き乱すことを行った。

⑤施工後 6 ヶ月においても打込み面にひび割れの発生

伏せ型枠を取り外した打込み面の状況を写真-7 に示は認められず，ひび割れの発生を抑止する性能が高い。

す。表面には気泡が多数残る結果となった。原因として
伏せ型枠を打撃しながら打ち込んだものの開発コンクリ

今後も更なる施工性の改善に努め，本継手構造を高ートの粘性が高く，打撃だけでは抜け切れなった空気や

速道路の床版取替え工事に適用していきたいと考えてい

打込み後に上昇してくる空気が残ったものと考える。今る。

後は，表面気泡の除去方法や伏せ型枠を使用しない施工方法を検討していくことが必要であると考える。

参考文献

伏せ型枠は材齢 2 日で撤去し，その後 2 日間は湿潤養1） 恩田陽介，佐々木亘，䑓哲義，松田拓：乾乾燥状態生を行った。材齢 4 日で湿潤養生を終了し併せて底版型の FNS を用いた超低収縮高強度繊維補強コンクリー

枠も取り外した。材齢 4 日以後は外気環境に曝される状

トに関する検討，第 30 回プレストレストコンクリー

態とした。

トの発展に関するシンポジウム論文集，2021(投稿

1 か月毎に打込み面および型枠面の観察を実施した結果，6 ヶ月後においてもひび割れの発生は認められず，
ひび割れの発生を抑止する性能が高いことを確認できた。

中)2） 竹山忠臣，中村誠孝，松田拓，西村一博：超低収縮
高強度ＦＲＣＣを用いたプレキャスト床版継手構造の疲労耐久性，プレストレストコンクリート工学会

４．まとめ

第 30 回シンポジウム論文集，2021(投稿中)
3） Tadaomi Takeyama, Hiroo Shinozai, Taku Matsuda, Akio

180MPa 級の超低収縮高強度繊維補強コンクリートを

Kasuga : “Splice Joint Using Ultra-High Strength and用いた床版接合部の実物大施工試験を実施し，以下の結Ultra-Low

果を得た。

Proceedings of the fib 2021

①一般の生コン工場での製造が設備的に容易ではな
い開発コンクリートに対して，可搬型の簡易コン
クリートプラントを用いることにより，安定した品質の開発コンクリートが製造できる。
②製造速度や打込み速度を考慮すれば，一般的な工事で用いられているポンプ車を用いた場合，水平換算距離 120m 程度の圧送は可能である。
③5％の勾配を有する条件においても，1m の伏せ型枠を配置することで施工が可能であった。

18

Shrinkage4） 土木学会：2017 年制定[施工編]，2017

Fiber-Reinforced

Concrete”,

コンクリート標準示方書

現場での製造施工に対応した 180MPa 級超低収縮高強度繊維補強コンクリート

現場での製造施工に対応した
180MPa 級超低収縮高強度繊維補強コンクリート
180MPa Class Ultra-low Shrinkage and High-strength Fiber Reinforced Concrete
Corresponding to On-site Construction
建設基盤技術部

恩田

陽介

YOSUKE

ONDA

建設基盤技術部

佐々木亘

WATARU

SASAKI

建設基盤技術部

䑓

哲義

AKIYOSHI

DAI

建設基盤技術部

松田

拓

TAKU

MATSUDA

一般に超高強度コンクリートは富配合であり水和熱や自己収縮が非常に大きいため，継手部のような拘束の大きい部位に使用された場合はひび割れ発生リスクの増大が懸念される。これに対し筆者らは，フェロニッケ
ルスラグ細骨材（FNS）等の副産物を使用し，超高強度でありながら収縮を著しく低減できる短繊維補強コン
クリートの検討を進めている。本稿では，現場施工での品質変動を抑制する目的で，気乾状態の FNS を用いた
超低収縮高強度繊維補強コンクリートの検討を行った。その結果，気乾状態の FNS を用いても，単位水量等の配合条件を適切に設定すれば，流動性を確保した超低収縮高強度繊維補強コンクリートが得られると分かった。
キーワード：繊維補強コンクリート，高強度コンクリート，超低収縮，フェロニッケルスラグ細骨材

Ultra-high-strength concrete is generally characterized by extremely large heat of hydration andautogenous shrinkage due to having a large amount of cement and a small water-binder ratio. The authors are
studying the use of industrial by-products such as ferro-nickel slag sand (FNS) to obtain concrete with ultrahigh-strength and low heat of hydration and shrinkage. In this paper, ultra-low shrinkage and high-strength
fiber reinforced concrete using FNS with drying conditions was investigated to suppress quality fluctuation
during on-site construction. As a result, it was found that ultra-low shrinkage and high-strength fiber
reinforced concrete with ensured high fluidity can be obtained by setting appropriate mixed proportion even
if FNS with drying conditions is used.
Key Words: Fiber-reinforced concrete, High strength concrete, Ultra-low shrinkage, Ferro-nickel slag sand１． はじめにトの圧縮強度および引張軟化特性を高めることで重ね継手長の短縮および直角方向鉄筋の省略が可能となること

近年，コンクリート構造物の生産性向上策の 1 つとしが明らかとなってきた 2), 3)。しかし圧縮強度を高めたコンてプレキャスト部材（以下，PCa 部材）の利用が広がってクリートは一般的に単位セメント量が多く水結合材比がいる。PCa 部材を用いることで現地での部材製作に関わ小さいため，継手や間詰め部などに打ち込んだ場合，温度る作業量を削減することが可能であるが，一方で，部材同ひずみや自己収縮ひずみが拘束されることによるひび割

士の接合部のような PCa 部材特有の現地作業が生じる。

れ発生のリスクが高まることが懸念される 4)。そこで筆者

例えば，道路橋での PCa 床版の継手にはループ継手が標らは，副産物を大量に使用することで，超高強度コンクリ

準的に用いられているが，ループ継手ではループ鉄筋とートの発熱や自己収縮によるひび割れリスクを軽減した

直角方向の鉄筋の配置が煩雑であり，生産性における課

超低収縮高強度繊維補強コンクリートを開発した 5)。これ題となっている。そのため，ループ継手に代わる種々の合らの技術を組み合わせることにより，生産性と耐久性に

理化継手構造が提案されている 1)。

優れかつ副産物の利用に寄与する継手構造が可能となる。

そのような背景のもと，継手部分に用いるコンクリー

本稿では，開発した超低収縮高強度繊維補強コンクリ

19三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

表-1
材料
水
セメント
粉体
フライアッシュまたは
シリカフューム
結合材
膨張材
細骨材
粗骨材
短繊維
高性能減水剤
化学混和
剤
消泡剤

使用材料

物性など（試験値は一例）
上水道水（千葉県流山市）
中庸熱ポルトランドセメント，比表面積 3,340 cm2/g，密度 3.21 g/cm3
JIS I 種相当品，SiO2 68.4%，Ig.loss 2.0%，比表面積 5,890 cm2/g，密度 2.44 g/cm3
SiO2 95.0%，BET 比表面積 22.3 m2/g，密度 2.26 g/cm3
石灰系，比表面積 5,190 cm2/g，密度 3.17 g/cm3
フェロニッケルスラグ細骨材，吸水率 2.70%，絶乾密度 2.83 g/cm3，表乾密度 2.90 g/cm3
鹿沼産硬質砂岩砕石 1305，表乾密度 2.63 g/cm3
鋼繊維，φ0.2×15 mm，引張強度 2000N/mm2 以上，密度 7.85 g/cm3
ポリカルボン酸系化合物
エステル系

表-2

記号

ME40.0-150
ME42.5-150
ME42.5-135
M42.5-150
M42.5-135
M42.5-175W
M42.5-155W
M42.5-135W

水粉体
容積比
w/p
[%]
40.0
42.5

42.5

単位水量
W
[kg/m3]

M
FA
SF
EX

P
または
B
FNS
G
Fb
SP
DF

配合条件

細骨材の
状態

150
150
135
150
135
175
155
135

記号
W

単位粗骨
材
絶対容積
Vg
[L/m3]

短繊維
混入率
Vf
[%]

空気量
[%]

膨張材の
使用

〇
気乾

200

1.00

3.0
-

表乾

200

1.00

3.0

-

ート 5）について，現場での製造・施工への適用性を高め

フェロニッケルスラグ細骨材は比較的吸水率が大きいた

ることを目的に，材料や配合条件の検討を行った。

め，コンクリート製造における通常の骨材状態である表乾状態とすると細骨材中に多量の水分を見込むこととな

２．実験概要り，表面水率のばらつきが管理上の課題となることが考えられる。そこで，本検討ではフェロニッケルスラグ細骨
材を表面水を持たない乾燥状態（以下，気乾 FNS）で使（１）使用材料および配合
表-1 に使用材料，表-2 に検討を行った配合条件を示す。

用することとし，通常の表乾状態で使用した場合 5)（以下，既報 5)で性状を確認した配合（記号の末尾に W）を基本

表乾 FNS）との差異について検討を行った。使用した気とし，膨張材使用の有無，単位水量および細骨材の水分状

乾 FNS の含水率の実測値は 0.1%以下であり，配合計算上態を実験要因とした。結合材として中庸熱ポルトランド

では絶乾状態として扱った。コンクリートは公称容量 60

セメント，フライアッシュおよびシリカフュームを使用

リットルの強制二軸ミキサを用いて，空練り→モルタル

し，容積比で 55:30:15 となるよう混合した。膨張材を使練り→コンクリート練り→短繊維補強コンクリート練り用する場合には，中庸熱ポルトランドセメントの 20 kg/m

3の順となるよう材料を投入し練り混ぜた。

を膨張材で置換した。低水結合材比であることを考慮し，膨張材には比較的比表面積の大きいものを使用した。水（２）測定項目

粉体容積比は 42.5％を基本とし，一部 40.0％も検討した。

ａ）フレッシュ性状

短繊維には超高強度繊維補強コンクリート

4)に用いられている細径の鋼繊維を使用した。

フレッシュ性状の確認として，練上がり後直ちにスランプフロー試験（JIS A 1150），空気量試験（JIS A 1128）

このコンクリートは比較的多種の混和材とフェロニッを行った。

ケルスラグ細骨材を使用するため，一般的なコンクリーｂ）自己収縮ト工場での製造は設備面から容易ではないことが想定さ

硬化性状の確認として，自己ひずみの測定を行なった。

れる。その対応の一例として，計量済みの各材料をプレパ

測定方法は「高流動コンクリートの自己収縮試験方法」6)

ックして現地で練り混ぜる方法が考えられる。使用したを参考に，100×100×400mm の角柱の中心に埋め込み型

20

現場での製造施工に対応した 180MPa 級超低収縮高強度繊維補強コンクリート

フレッシュ性状

化学混和剤の使用量
記号ME40.0-150
ME42.5-150
ME42.5-135
M42.5-150
M42.5-135
M42.5-175W
M42.5-155W
M42.5-135W

SP
[B×%]
2.7
2.5
2.5
2.5
2.7
2.5
2.5
2.5

DF
[B×%]
0.015
0.015
0.050
0.015
0.015
0.030
0.030
0.030

フロー
スランプ
500mm
フロー
到達時間
[mm]
[s]
620
32.3
675
20.9
580
61.0
735
16.3
600
44.0
820
5.5
765
10.9
680
23.7

850

空気量
[%]
3.0
2.6
3.2
1.7
2.6
4.8
3.9
4.5

気乾FNS

800
スランプフロー[mm]表-3

気乾FNS+膨張材

750

気乾FNS+膨張材（w/p=40.0%）
表乾FNS

700
650
600
550
500
100

120

140

160

180

単位水量[kg/m3]

図-1

単位水量とスランプフローの関係

ひずみ計を設置し，20℃封緘状態での打込み直後からの示すように膨張材を使用するとスランプフローは大きく長さ変化を測定した。

低下し，さらに w/p を減じる（図-1，白抜きひし形）とｃ）力学特性

スランプフローはより低下した。本実験で使用した膨張力学特性の確認として，圧縮強度試験（JIS A 1108），静材は比表面積が大きく反応性の高いものであり，置換し弾性係数試験（JIS A 1149），割裂引張強度試験（JIS A 1113）

た早強ポルトランドセメントよりも多くの水を拘束するを行った。割裂引張強度試験では，UFC 指針 4)を参考に，ものであることが考えられる。

供試体端面のひずみを測定し，ひずみ変化が不連続にな

表乾 FNS に対して気乾 FNS のスランプフローが小さった点をひび割れ発生強度とした。また，繊維補強コンク

くなる原因としては，気乾 FNS のほうが水やペーストをリートとしての性能確認として，JCI-S-001 と JCI-S-002 お

拘束しやすいことや，接水後に吸水することで細骨材周よびそれらの附属書に準拠した方法で引張軟化特性の推辺にあるペーストの水結合材比が低下している可能性が定を行った。圧縮強度，静弾性係数およびひび割れ発生強考えられる。後述の力学特性の検討結果は，気乾 FNS が度の各試験では供試体の寸法をφ100×200mm とし，デー

接水後に吸水している可能性を示唆するものであり，スタは n=3 の平均値で示す。引張軟化特性の推定では供試

ランプフローおよび力学特性の双方の結果を勘案すると，体の寸法を 100×100×400mm とし，データは n=4 の平均値

接水後の比較的早い段階で吸水を生じている可能性が考とした。各供試体の養生方法は温度 20℃での封緘養生をえられる。ただし，図-1 から分かるように単位水量が 150

基本とし，材齢 28 日で各試験を実施した。また，圧縮強kg/m3 程度では，FNS の表乾と気乾の差異がスランプフロ

度および静弾性係数試験では，両者の関係を把握するたーに与える影響は小さい。本実験において単位水量の低め，材齢 1〜91 日の複数材齢で試験を行い，データを取減はモルタル細骨材容積比の増加を意味する。単位水量得した。さらに，脱型後に最高温度 90℃，保持時間 48 時

が 150 kg/m3 となるモルタル細骨材容積比ではスランプフ

間の蒸気養生を行った条件でも試験を行った。

ローに与える細骨材の影響は小さく，これより大きなモルタル細骨材容積比の領域で細骨材の影響が確認された。

３． 実験結果および考察（２）自己収縮（１）フレッシュ性状

図-2 に自己収縮ひずみの測定結果を示す。既報 5)で示

表-3 に化学混和剤の使用量およびフレッシュ試験の結した通り，表乾 FNS を使用した場合には単位水量の低減

果を示す。図-1 には単位水量とスランプフローの関係をに伴い自己収縮ひずみも減少する。単位水量を 135 kg/m3

プロットした。

まで低減すると，後述のように 170〜200 MPa 級の高い圧

図-1 に白抜きの丸で示している気乾 FNS を用いた場合

縮強度を発現するコンクリートでありながら，自己収縮の単位水量とスランプフローの関係は，単位水量が 150

ひずみは PC 上部工で多く使われる水セメント比 40%程

kg/m3 では既報 5)で示した表乾 FNS の場合（図-1，黒塗ひ度のコンクリートと同程度 7）まで低減できる。

し形）と概ね同様の傾向にあるが，単位水量を 135 kg/m3

一方，気乾 FNS を使用した場合の自己収縮ひずみは，まで減じると SP の使用量を増加させてもスランプフロ

単位水量 150 kg/m3 の M42.5-150 では表乾 FNS を用いたーの低下が大きくなった。また，図-1 に白抜き三角形で単位水量 155 kg/m3 の M42.5-155W より若干小さい程度と

21

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

注水からの経過時間 [日]

注水からの経過時間 [日]

0

28

56

100
M42.5-175W
M42.5-155W
M42.5-135W

長さ変化率 [×10-6]

0
-100
-200

0

84

W＝135kg/m3

28

56

W＝155kg/m3-400

W＝175kg/m3

-500

100

0

0

-100

-100

-200

W＝135kg/m3-400

W＝150kg/m3

-500
-600

-600
図-2

0

100

-300

-300

注水からの経過時間 [日]

84

56

84

W＝135kg/m3-200
W＝150kg/m3

-300
-400

M42.5-150
M42.5-135

28

W＝150kg/m3
w/p=40.0%

ME40.0-150
ME42.5-150
ME42.5-135

-500
-600

自己収縮（左：表乾 FNS，中：気乾 FNS・膨張材なし，右：気乾 FNS・膨張材あり）なった。単位水量を 135 kg/m3 に低減した M42.5-135 では，ひずみとなり，表乾 FNS で見られた単位水量の低減による自己収縮ひずみの低減は確認できなかった。しかし，

0

-200

FNS による収縮低減効果は，主に，FNS の高い剛性がペーストの収縮を拘束することと，比較的高い吸水率でコンクリート
温度（℃）

縮低減効果が得られることが分かった。

10

20

30

40

0

M42.5-150 の自己収縮ひずみは，後述の圧縮強度に鑑みると相当に小さい値であり，気乾 FNS を使用しても高い収

注水からの経過時間(h)

200
ひずみ差
（×10-6）

単位水量 150 kg/m3 とした M42.5-150 と同程度の自己収縮

ME42.5-150
ME42.5-135

26
24
22
20

図-3

若材齢時のひずみ差と温度，膨張材あり保持した水分による内部養生効果によってもたらされていると考えられる 8）。しかし本実験で検討している気乾れるペーストの量が異なっていること，すなわち，ペース

FNS は練混ぜ時の接水以前にはほとんど水分を保持してト量中の膨張材の割合が変化しているために，膨張材のいない。仮に自己収縮の発生以前に気乾 FNS が十分に吸影響に差異が生じたことが推察される。図-3 には，膨張水しているとすると，内部養生効果は十分に発揮される材の影響に差異の生じた ME42.5-150 と ME42.5-135 につことが期待できるが，その一方で気乾 FNS の吸水によりいて，若材齢時の埋め込み型ひずみ計のひずみ差とコン

ペーストの水結合材比は小さくなりペースト自体の自己クリート温度を示している。どちらの配合も、注水後 10

収縮は大きくなると考えられる。したがって，気乾 FNS

時間を過ぎた付近より温度の上昇と膨張ひずみが生じてを用いた場合には，ペーストの硬化過程と FNS の吸水挙

おり，膨張材の効果が確認できる。ME42.5-150 と ME42.5-

動が表乾 FNS を用いた場合と異なっていることから，単135 を比較すると，ME42.5-135 では若材齢により大きく

位水量と自己収縮ひずみの関係に変化をもたらしたもの

膨張していることがわかる。これについては，前述のペーと推察される。

スト中の膨張材の割合が異なること等が影響として考え膨張材を使用した場合の長さ変化率の挙動は，単位水られる。

量 150 kg/m3 では膨張材を使用しないものと比べて 50×
10-6 程度膨張側であり概ね同程度といえるものであったのに対し，単位水量 135 kg/m

3 では膨張材を使用しないも（３）力学特性ａ）圧縮強度

250×10-6 程度膨張側で推移した。単位水量

圧縮強度試験結果を図-4，w/p=42.5%の条件における材

150 kg/m3 で膨張材を使用し水粉体容積比を 40.0%とした

齢 28 日の圧縮強度と単位水量の関係を図-5 に示す。骨材

配合では水粉体容積比 42.5%と比べて 70×10-6 程度収縮

水分状態および膨張材の使用の有無にかかわらず，単位側となっており，水粉体容積比が小さいことで自己収縮

水量を減じる，すなわちモルタル細骨材容積比を増加さが大きくなったことによるものと考えられる。これらのせることで，圧縮強度がやや増加する傾向にあることがことから，単位水量によって膨張材を使用した場合の長わかる。これは，材齢 91 日や蒸気養生後の圧縮強度も同さ変化率の変化に差異が生じたのは，膨張材の単位量は様の傾向であった。骨材の含水状態に着目すると，気乾一定でありながら，主に体積変化を生じていると考えら

FNS を用いた場合では表乾 FNS を用いた場合より若干で

のと比べて

22

現場での製造施工に対応した 180MPa 級超低収縮高強度繊維補強コンクリート

250

1

3

7

14

28

250

90℃48h
蒸気養生後

91

200
圧縮強度[MPa]

圧縮強度 [MPa]

300

200
150
100
50

150
100

気乾FNS
気乾FNS+膨張材
気乾FNS+膨張材（w/p=40.0％）
表乾FNS

50

0
0
100

図-4

圧縮強度

図-5
ひび割れ発生強度[N/mm2]70

静弾性係数 [kN/mm2]

60
50
40
30
ME40.0-150
ME42.5-135
M42.5-135
M42.5-155W

20
10
0
0

50

100

150

120

ME42.5-150
M42.5-150
M42.5-175W
M42.5-135W
200

250

140
単位水量[kg/m3]

160

180

単位水量と圧縮強度の関係

12
10
8
6
4
2
0

300

圧縮強度 [MPa]図-6

圧縮強度と静弾性係数の関係

図-7

ひび割れ発生強度

あるが圧縮強度が高くなる傾向にあるようである。これは，図-4 に示した圧縮強度と同様の傾向にあることが分は，接水後に細骨材が吸水することにより周辺のペースかる。単位水量以外の条件が同一であれば，単位水量を減

トの水結合材比が低下しペースト自体の強度が増加した

じる，すなわちモルタル細骨材容積比が増加するとひびことや細骨材とペーストの界面の付着強度が増加したこ

割れ発生強度も増加する傾向にあった。

と等によるものと考えられる。

図-8 には圧縮強度とひび割れ発生強度の関係を示した。

結合材に膨張材を用いた ME シリーズでは，材齢 1 日

本実験では 2 章(2)c)で示す通りひび割れ発生強度を測定

および 3 日の強度発現が膨張材を用いない M シリーズとしているが，図中には参考として野口ら 9）による圧縮強

比較して大きい傾向があるが，材齢 7 日以降ではおおむ

度と割裂引張強度の関係式により求まる曲線も併記した。

ね同程度となった。

図-7 および図-8 からわかるように，ひび割れ発生強度が

水粉体容積比を変化させた ME40.0-150 と ME42.5-150

極端に小さい M42.5-175W を除いて，圧縮強度の増加にを比較すると，いずれの材齢の圧縮強度にも大きな差は伴って一定の割合でひび割れ発生強度も増加しているこ見られず，本実験の範囲では圧縮強度に与える水結合材とが分かる。すなわち，これらの結果からは，FNS の含比の影響は小さかった。

水状態や膨張材の有無が，圧縮強度とひび割れ発生強度ｂ）静弾性係数の関係に与える影響は小さいと考えられ，特に，気乾 FNS

圧縮強度と静弾性係数の関係を図-6 に示す。表乾 FNSを用いた場合に表乾 FNS を用いた場合と比べて特性に変を用いた場合と同様に，気乾 FNS を用いた場合でも単位化が生じることはないと言える。一方，圧縮強度とひび割

水量を低減（モルタル細骨材容積比を増大）させると圧縮れ発生強度の関係からは，M42.5-175W のひび割れ発生強強度および静弾性係数が大きくなった。同程度の単位水度が他の条件と比べて小さい値を示している。これにつ量であれば圧縮強度に対する静弾性係数の値はいずれのいては，単位ペースト量やモルタル細骨材容積の範囲に条件でも同程度であり，FNS の水分状態や膨張材の使用

よって圧縮強度とひび割れ発生強度の関係に与える影響の有無が圧縮強度と静弾性係数の関係に与える影響は小が異なる可能性が考えられるが，本実験の範囲ではデー

さいことが分かった。

タが十分ではなく，今後のさらなる検討とデータの蓄積ｃ）ひび割れ発生強度が必要であると考える。

図-7 にひび割れ発生強度の測定結果を示す。全体的に23

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

10
8
気乾FNS

6

気乾FNS+膨張材

42

気乾FNS+膨張材（w/p=40.0％）
表乾FNS

点線：野口らによる
圧縮強度と割裂引張強度の関係式9)

0
140

160

180

200

結合応力 [N/mm2]

ひび割れ発生強度
および割裂引張強度[N/mm2]

12

14
12
10
8
6
4
2
0

ME40.0-150
ME42.5-135
M42.5-135
M42.5-155W

0

圧縮強度[MPa]

図-8

1

ME42.5-150
M42.5-150
M42.5-175W
M42.5-135W
20℃封緘養生材齢28日

2

3

4

5

仮想ひび割れ幅[mm]図-9

圧縮強度とひび割れ発生強度の関係

引張軟化特性⑥ 引張軟化特性は，気乾状態のフェロニッケルスラグｄ）引張軟化特性
材齢 28 日における引張軟化特性の推定結果を図-9 に示す。既報でも示した M42.5-175W を除いて，引張軟化特細骨材を用いた場合，表乾状態で用いた場合と比較して高い結合応力を示した。

性に与える単位水量の影響は小さく，また，膨張材の影響も小さかった。しかし，細骨材の含水状態に着目すると，

参考文献

気乾 FNS を用いたシリーズでは，いずれも表乾 FNS を用

1）例えば，阿部浩幸，原健梧，澤田浩昭，中村雅之，プ

いた末尾 W のシリーズに比べて高い結合応力を示した。

レキャスト PC 床版の新しい RC 接合構造に関する研3.(3)a)で述べたように，細骨材が吸水することにより周究，コンクリート工学年次論文集，Vol.29，No.3，pp.493-

辺のペーストの水結合材比の変化や細骨材とペーストの

498，2007

界面の付着強度の変化が生じ，結合応力が向上したこと

2）竹山忠臣，佐々木亘，篠崎裕生，樋口正典，内田裕市：
短繊維補強コンクリートを用いたループ継手の部材性が考えられる。

能，コンクリート構造物の補修，補強，アップグレー
ドシンポジウム論文報告集，第 17 巻，pp.413-418，

４． まとめ2017.10
既報 5）にて検討した超低収縮高強度繊維補強コンクリ

3）竹山忠臣，篠崎裕生，横井晶有，内田裕市：各種 FRCC

ートの現場施工への適用性を高めることを目的に，フェを用いた鉄筋の重ね継手に関する検討，コンクリート

ロニッケルスラグ細骨材の含水状態をはじめとした材料
や配合の条件について検討した結果，以下のことが明ら

工学年次論文集，Vol.43（投稿中）
4）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），2004.9

かとなった。
3 程度であればフェロニッケル

5）佐々木亘，恩田陽介，松田拓：単位水量と自己収縮をスラグ細骨材を気乾状態としても流動性への影響は大幅に低減した高強度繊維補強コンクリート，第 29 回

小さいが，膨張材の使用や，単位水量を 135 kg/m3 まプレストレストコンクリートの発展に関するシンポジ

で減じると流動性の低下が大きい。

ウム論文集，pp.425-428，2020.10① 単位水量が 150 kg/m

② 気乾状態であってもフェロニッケルスラグ細骨材は高い自己収縮低減効果を有する。

6）日本コンクリート工学協会：超流動コンクリート研究委員会報告書（Ⅱ），pp.209-210，1994.5③ 気乾状態であっても，超低収縮高強度繊維補強コン

7）谷口秀明，佐々木亘，樋口正典，村田宣幸：東北地方

クリートはモルタル細骨材容積比を増加させることの骨材を用いたコンクリートの品質評価，第 20 回プ

で圧縮強度はやや増加する傾向にあり，かつ，表乾

レストレストコンクリートの発展に関するシンポジウ

状態に比べて圧縮強度は高くなる傾向にある。

ム論文集，pp.461-464，2011.10④ フェロニッケルスラグ細骨材の含水状態や膨張材の

8）松田拓，蓮尾孝一，野口貴文：細骨材の違いが超高強

有無が圧縮強度と静弾性係数の関係に与える影響は度コンクリートの性状に及ぼす影響，コンクリート工

小さい。

学年次論文集，Vol.37，No.1，pp.1117-1122，2015
150 kg/m3 程度以下の範囲では，ひび割

9）野口貴文，友澤史紀：高強度コンクリートの圧縮強度

れ発生強度と圧縮強度の関係に与えるフェロニッケ

と各種力学特性との関係，日本建築学会構造系論文集，

ルスラグ細骨材や膨張材の影響は小さい。

第 472 号，pp.11-16，1995.6⑤ 単位水量が24人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型高強度コンクリートの収縮特性と凍結融解抵抗性に関する研究

人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型高強度コンクリートの収縮特性と凍結融解抵抗性に関する研究
Study on Shrinkage Properties and Freeze-thaw Resistance of High-strength Concrete with Low
Environmental Impact using Artificial Lightweight Fine Aggregate
建設基盤技術部

峯竜一郎

RYUICHIRO MINE

建設基盤技術部

臺

哲義

AKIYOSHI DAI

建設基盤技術部

飛鷹

晶子

AKIKO HIDAKA

建設基盤技術部

恩田

陽介

YOSUKE ONDA

建設基盤技術部

松田

拓TAKU MATSUDA

超低水結合材比条件で単位水量を通常よりも低減し，細骨材に人工軽量骨材を用い，結合材の約 6 割が副産物で構成された低環境負荷型高強度コンクリートを対象として，その収縮特性および凍結融解抵抗性を確認した。水結合材比を 18，20，25%の 3 水準とし，単位水量 110～140kg/m³の範囲で十分に吸水させた人工軽量細骨材を使用し，AE 剤を使用しない条件で室内試験を実施した。その結果，自己収縮ひずみと乾燥収縮ひずみはどちらも全水準で少ない結果となったが，凍結融解試験の結果には調合条件による違いが確認された。実験結果から，凍結融解抵抗性が求められる場合に推奨される調合条件の範囲を提案した。
キーワード：高強度コンクリート，人工軽量細骨材，低環境負荷，単位水量，収縮ひずみ，凍結融解

Shrinkage and freeze-thaw resistance properties were investigated on high-strength concrete with ultralow water binder ratio of which unit water content was reduced than conventional concrete. In particular,
the studied concrete was with low environmental impact in which about 60% of the binder was composedof by-products and containing artificial lightweight aggregate. The water-binder condition is an ultra-low
water binder ratio that has a reduced unit water amount than conventional concrete. Laboratory tests using
saturated artificial lightweight fine aggregate were conducted under the condition that the water-binder
ratio was set to three levels: 18, 20 and 25%. Unit water content was set around 110 to 140 kg / m³, andno AE agent was used. As a result, although both autogenous and drying shrinkage were small at all levels,
some differences were confirmed from the results of the freeze-thaw test. From the experimental results,
we proposed the range of recommended mix proportion when freeze-thaw resistance is required.
Key Words: High-strength concrete, Artificial lightweight fine aggregate, Low environmental impact,
Unit water content, Shrinkage, Freeze-thaw

１．はじめに

人工軽量細骨材を使用した超高強度コンクリートの自己収縮を低減する技術が報告されている 3),4)。また，著者既往の研究によれば，超低水結合材比条件下で吸水率が大きいフェロニッケルスラグ細骨材を用い，単位水らは人工軽量細骨材を用いることで，乾燥収縮と自己収縮を著しく低減できることを報告している 5)。

量を極力低減すると，自己収縮と乾燥収縮のどちらも極

一方，人工軽量骨材の吸水率は天然骨材よりも高い

めて少ない高強度コンクリートが得られる 1)。その際にため，人工軽量骨材を使用したコンクリートの凍結融解

自己収縮が低減されるメカニズムは，内部養生効果に起抵抗性は，天然骨材を使用したものと比較した場合に低因すると考察されている 2)。

下する傾向にあると言われている 6)。しかし，それらの骨材の内部養生効果を利用した例として，近年では報告は軽量 1 種もしくは軽量 2 種のコンクリートにおけ25三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

表-1
記号

使用材料

種類

物性値

上水道水，密度：1.00g/cm³W
水
密度：3.16g/cm³，比表面積：3,290cm²/g
NC 普通ポルトランドセメント
密度：2.89g/cm³，比表面積：4,630cm²/g，
BF
高炉スラグ微粉末
密度：2.25g/cm³，比表面積：200,000cm²/g
SF
シリカフューム
表乾密度：1.85g/cm³，吸水率：13.6%
LWS
人工軽量細骨材
栃木県鹿沼産，表乾密度：2.64g/cm³，吸水率：0.6%
G
硬質砂岩砕石SP
高性能減水剤
ポリカルボン酸系
AF
消泡剤
エステル脂肪酸系

表-2

NO.

記号

目標
W/B
空気量
(%)
(%)

s/a
(%)

コンクリートの配(調)合条件

単位
粗骨材
かさ容積
(m³/m³)単位量(kg/m³)
W

B

0.408

140

0.429

LWS

G

78

567

662

376

72

596

697

0

347

67

626

731

232

0

318

61

655

766

NC

HC

BF

SF

778

296

0

404

130

722

274

0

0.450

120

667

253

0.472

110

611

1

18-W1402

18-W130

3

18-W1204

18-W1105

20-W140 20.0

0.427

140

700

266

0

364

70

594

693

6

25-W140

0.462

140

560

213

0

291

56

644

750

7

25-W110

0.515

110

440

167

0

229

44

715

836

0.609

165

413

0

413

0

0

530

998※

18.0
3.5±1.5

55.0

25.0

比較 40-W165 40.0 4.5±1.5

43.0※岩瀨産硬質砂岩砕石を使用る試験結果であり，細骨材のみを人工軽量細骨材とした骨材に表乾状態の人工軽量骨材を使用したものを対象とコンクリートの報告は少ない 7)。

し，AE 剤を使用せずに，単位水量と水結材比を変化さ

凍結融解抵抗性を向上させる手法として，AE 剤を使用し，空気量を増加させるとともに，コンクリート中にせた場合における収縮特性および凍結融解抵抗性を確認したものである。

エントレイドエアを導入させる手法がある。しかし，人工軽量骨材を使用したコンクリートの場合，それだけで２．使用材料とコンクリートの配(調)合条件

は十分ではなく，骨材の含水率を小さくする必要があると言われている 8)。施工の観点では，人工軽量骨材を使

使用材料を表-1 に示す。結合材（B）を普通ポルトラ

用したコンクリートの場合，プレウェッティングした骨

ンドセメント（NC），高炉スラグ微粉末（BF），シリカ材を使用しないとワーカビリティの低下やポンプ圧送時

フューム（SF）の 3 成分系とした。高炉スラグ微粉末はに閉塞する危険性が高まるため，十分に吸水させた骨材

4000 ブレーン相当のものを使用した。細骨材は，原料を使用することが望ましい。一方，高強度コンクリート

が膨張性頁岩の人工軽量細骨材（LWS）を 24 時間以上の場合，セメントペースト部の組織が緻密であるため，水道水に浸漬することで十分に吸水させたものを使用し空気量が少なく，AE 剤を用いない条件でも凍結融解抵た。粗骨材は最大粒径が 20mm の硬質砂岩砕石（G）と抗性に優れることも知られている 9)。このことは，十分した。高性能減水剤（SP）は，主成分がポリカルボンに吸水させた人工軽量細骨材を使用したコンクリートで酸系のものを使用した。コンクリートの配(調)合条件をあっても，高強度コンクリートであれば AE 剤を使用せ

表-2 に示す。なお，表中には後述する凍結融解抵抗性

ずとも凍結融解抵抗性に優れる条件が存在する可能性をを比較した調合条件も併せて記載した。結合材は質量比示唆する。

で NC：BF：SF=38：52：10 とした。目標スランプフロ

本研究は，既報 1)で提案された低収縮な高強度コンク

ーは設定せず，SP 添加量を調整し，スランプフロー試

リートにおいて，結合材の約 6 割を副産物とし，かつ細験後のコンクリートを目視で材料分離の生じない範囲で26

人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型高強度コンクリートの収縮特性と凍結融解抵抗性に関する研究

表-3

NO.

記号

SP
[B×%]

フレッシュ試験結果

スランプフロー
[cm]

AF
[B×%]
1

×

2

平均

50cmスラン
スラ
停止
プフロー到
ンプ
時間
達時間
[cm]
[Sec]
[Sec]

空気
量
[%]

練上が
単位
容積質量 り温度［kg/m³］ [oC]

室内
温度
o
[ C]

1

18-W140

0.85

0.005

66.5

×

65.8

66.2

-

7.6

64.0

3.8

2158

22.1

19.7

2

18-W130

0.85

0.005

52.0

×

49.5

50.8

-

35.0

60.0

4.0

2180

21.4

19.1

3

18-W120

0.95

0.005

48.5

×

47.0

47.8

-

-

58.0

2.9

2247

22.2

19.7

4

18-W110

1.00

0.005

47.0

×

46.5

46.8

-

-

51.2

3.2

2238

22.4

19.9

5

20-W140

0.80

0.005

60.0

×

57.0

58.5

-

8.0

61.5

4.6

2118

21.6

20.2

6

25-W140

0.75

0.005

65.5

×

65.5

65.5

-

4.2

44.7

3.7

2156

21.4

19.7

7

25-W110

0.75

0.005

38.0

×

37.5

37.8

21.0

-

31.4

4.8

2151

21.5

19.8

0.004

38.0

-

-

-

8.5

-

-

6.5

-

21.9

20.4

比較

40-W165

0.40※※高性能 AE 減水剤を使用

ワーカビリティが確保できているかを判断することとし（３）凍結融解試験

た。目標空気量は 3.5±1.5%とした。また，人工軽細量

凍結融解試験は JIS A 1148 A 法に準拠して実施した。

骨材の影響を確認するため，全水準で細骨材率（s/a）

養生条件は 20℃±2℃の水中養生とし，試験開始材齢はを 55.0%とした。水結合材比（W/B）=18.0%のシリーズ

材齢 28 日とした。なお，比較として，谷口ら 3)の論文については，単位水量を 110，120，130，140kg/m3 の 4に示される配（調）合条件（水セメント比 40%，単位水

水 準 と し た 。W/B=20.0%の シ リ ー ズ は ， 単 位 水 量 が量 165kg/m3，早強ポルトランドセメント，人工軽量細140kg/m3 の 1 水準，W/B=25.0%のシリーズは単位水量が骨材，高性能 AE 減水剤）の供試体を作製し,試験を実施

110，140kg/m

3 の 2 水準とし，計 7 水準とした。

３．実験方法した。

（４）収縮ひずみ
収縮ひずみの測定は，100×100×400mm の供試体を用（１）試験体作製手順
コンクリートの練混ぜには強制 2 軸ミキサを使用した。

いて実施した。供試体の中央部に低弾性の埋込み型ひずみ計を設置し，作製したコンクリートをすみやかに打設

普通ポルトランドセメント，高炉スラグ微粉末，シリカ

し，測定を開始した。収縮ひずみの基点はコンクリート

フューム，人工軽量細骨材を投入し，10 秒撹拌後に水打設直後とし，線膨張係数を 10×10-6/℃と仮定して収縮と化学混和剤を投入し 180 秒間練り混ぜた。その後，硬ひずみを求めた。養生条件は，打設完了直後から 20℃

質砂岩砕石を投入し 180 秒間練り混ぜ，コンクリートと封かんとしたものと打設から材齢 7 日まで 20℃封かんした。1 バッチの練量は 50L とした。練混ぜ完了後，フ養生を行い，その後脱枠し，20℃60%RH の環境で乾燥

レッシュ試験を実施し，供試体を作製した。

させた 2 水準で測定を実施した。なお，収縮ひずみの測定は，18-W140，18-W110，20-W140，25-W140，25-（２）圧縮強度試験およびヤング係数測定方法

W110 の 5 水準とした。

圧縮強度試験は JIS A 1108 に準拠した。試験材齢および養生条件は，20℃封かん養生材齢 7 日，標準水中養生

４．実験結果材齢 28 日，90℃加熱封かん養生材齢 7 日の 3 水準とした。なお，90℃加熱封かん養生については，供試体作
製後，20℃一定の恒温室で 24 時間養生後，90℃に設定した養生槽に入れ，試験材齢まで養生した。

（１）フレッシュ性状
フレッシュ試験結果を 表-3 に示す。スランプフロー
値は 37.8～66.2cm の範囲であった。W/B=18.0%に着目

ヤング係数の測定は JIS A 1149 に準拠した。試験材齢すると，スランプフロー値は 46.8～66.2cm の範囲であは標準水中養生材齢 28 日とし，圧縮強度試験と並行でった。SP 添加率は 0.85～1.00%の範囲であり，単位水量実施した。ひずみ測定器はひずみゲージを用いた。

が小さくなると SP 添加率を大きくしてもスランプフロ27

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

120

50000
100

標準水中養生材齢28日

45000

ヤング係数(N/mm²)

圧縮強度（N/mm²）

40000
80

60

40

20℃封かんσ7

30000
25000

γ=2.2 γ=2.1
γ=2.3
18-W140
γ=2.4

20000
15000

18-W120
20-W140
25-W11010000

標準水中σ28

20

35000

5000

90℃加熱封かんσ7

18-W130
18-W11025-W140

0

0

60

70

80

90

100

110

120

圧縮強度(N/mm²)

図-1

図-2

圧縮強度試験結果

圧縮強度とヤング係数の関係

ー値が小さくなる傾向が見られた。単位水量の違いやの推定式よりも上になっている。一般的に，人工軽量骨

LWS の使用量によってスランプもしくはスランプフロ材を使用したコンクリートのヤング係数は小さくなる傾ーの上限値が異なる可能性があり，今後の検討課題とし向にある 4)と言われるが，本研究の範囲内においてはそたい。また，空気量は 2.9～4.8%の範囲となった。

のような傾向は見られず，一般的な高強度コンクリートと同程度の弾性係数を有していると考えられる。

（２）圧縮強度とヤング係数
圧縮強度試験結果を 図-1 に示す。一般的なコンクリ（３）収縮ひずみートと同様に，W/B が大きくなると圧縮強度が小さく養生条件を 20℃封かん養生とした供試体の打込みかなる傾向が見られた。W/B=18.0%のシリーズの標準水ら 100 日までの収縮ひずみ測定結果を図-3 に示す。既2報 1)と同様に，測定値は全ての水準で膨張側に推移し，の範囲であり，空気量の違いを考慮しても，大きな違い

自己収縮ひずみは確認されなかった。これは，人工軽量はないと考えられる。W/B=25.0%のシリーズを見ると，細骨材の内部養生効果 2)によるものと考えられる。また，

中養生材齢 28 日の圧縮強度を見ると，99.1～107N/mm

83.7N/mm2 であっ初期の膨張量に単位水量や水結合材比の違いが与える影た。25-W110 の圧縮強度が小さくなった理由として，

響は明確ではなく，測定精度も含めて今後の検討課題とW/B が大きくなることで，ペースト部分の強度が小さしたい。養生条件を材齢 7 日まで 20℃封かん養生とし，

25-W140 で 94.0N/mm

2 ，25-W110 でくなったことと，セメントペーストに対する人工軽量細脱型後 20℃60%RH 気中養生とした供試体の打込みから骨材の容積比（vs/vp）が大きくなったことだと推察さ

100 日までの収縮ひずみ測定結果を図-4 に示す。全水準れる。

において，脱枠し気中養生とした材齢 7 日の時点から収ヤング係数と圧縮強度の関係を 図-2 に示す。図中に縮側に推移しており，乾燥収縮ひずみが確認された。乾9)（γ=2.1～2.4）も

燥収縮ひずみ量は最も大きいもので約 135μm となっては，以下に示すヤング係数の推定式
記した。

おり，一般的な高強度コンクリートの収縮ひずみ量と比1

Ε=κ1×κ2×3.35×104 ×ሺγ⁄2.4ሻ2 ×( Fc⁄60)3

較すると，著しく小さくなった。
(1)

気中養生を開始した材齢 7 日時点を基点とし，乾燥収2），κ1：骨材種類によ縮ひずみ量について整理した結果を 図-5 に示す。乾燥り定まる補正係数，κ2：混和材種類により定まる補正

収 縮 ひ ず み 量 は 25-W140，18-W140，18-W110，20-

ここで，E：ヤング係数（N/mm係数，γ：単位容積質量（t/m3），Fc：圧縮強度（N/mm2）である。なお，κ1=κ2=1.0 とした。
本研究の調合条件における単位容積質量は γ=2.09～
2.14t/m3 の範囲であるが，全てのプロットが γ=2.2 t/m3

28

W140，25-W110 の順に大きくなった。W/B=25.0%の水準については，乾燥開始から約 9 日後から膨張側へ推移する傾向が確認された。気中養生としたことで，コンクリート中の水分の逸散が始まるが，それに伴い人工軽量

400

400

200

200

長さ変化率（×10-6）

0
-200

収縮

-400

20℃封かん養生-600

18-W140
25-W140
20-W140-800

18-W11025-W110-200

収縮

材齢7日まで20℃封かん養生→20℃60%RH気中養生

-400
-600
-800

-1000

18-W140

18-W11025-W140

25-W11020-W140

-1000
0

20

40

60

80

100

0

20

図-4

収縮ひずみ測定結果

長さ変化率（×10-6）

-40

-60
収縮

収縮
-150
-200

100
18-W140
18-W11025-W140
25-W11020-W140-300
46

8 10 12

乾燥開始からの経過日数（日）図-518-W130
18-W11025-W140
40-W165

120

-100

-250

-100

100

収縮ひずみ測定結果
18-W140
18-W120
20-W140
25-W110

-50

2

80

図-3

-20

0

60

打込みからの経過日数（日）

0

-80

40

打込みからの経過日数（日）0

長さ変化率（×10-6）

20℃60%RH
気中養生

00 10 20 30 40 50 60 70 80 90
乾燥開始からの経過日数（日）

乾燥収縮ひずみ測定結果

骨材内部の水分がセメントペーストの方へ移動したことによるものと考えられる。材齢初期に確認された膨張と相対動弾性係数（%）

長さ変化率（×10-6）

人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型高強度コンクリートの収縮特性と凍結融解抵抗性に関する研究

80
60
40
20
0
0

50

同様に人工軽量骨材の内部養生効果の影響と思われる。
本研究の範囲内で，比較的水結合材比が大きい

100

150

200

250

300

サイクル数（回）図-6

凍結融解試験結果

W/B=25.0%で人工軽量骨材からの水分の移動が顕著に表れたものと考えられる。本研究の限られた範囲で発生った。また，単位水量の違いによる影響は見られなかっした現象であり、今後、水結合材比の大きい条件などでた。W/B=20.0%を見ると，相対動弾性係数は 89.0%であ確認していきたい。

り，こちらも 300 サイクル終了時点の相対動弾性係数が60%以上となったが，W/B=18.0%のシリーズの相対動弾（４）凍結融解性係数と比較すると小さくなる傾向が見られた。

凍結融解試験結果を図-6 に示す。図中には谷口ら 3)の

W/B=25.0%のシリーズを見ると，25-W140 の 300 サイ

配(調)合条件の試験結果（記号 40-W165）も併せて示し

クル終了時点の相対動弾性係数は 81.9%となった。25-

た。W/B=18.0%のシリーズを見ると，300 サイクル終了

W110 については，150 サイクル終了時点で相対動弾性

時点の相対動弾性係数は 92.6～94.8%の範囲にあり，係数は 57.8%となり，300 サイクルに到達する前に 60%

300 サイクル終了時点で相対動弾性係数は 60%以上とな以下となった。240 サイクル終了時点で相対動弾性係数29三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

120

120
18-W140
18-W130
18-W120
18-W11020-W140
25-W140
25-W11040-W165

80
60

100

耐久性指数DF

耐久性指数DF100

18-W140
18-W130
18-W120
18-W11020-W140
25-W140
25-W11040-W165

40

80
60
40
20

20

0

0
2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

7.0

vs/vp

空気量（%）
図-7

空気量と耐久性指数の関係

図-8

50
45

た。40-W165 については，108 サイクル終了時点の相対40

動弾性係数が 52.6%となり，それ以降の測定値は全て60%を下回った。
空気量と耐久性指数の関係を図-7 に示す。全シリーズの空気量は 2.9～4.8%の範囲であり，空気量が最も大きくなった 25-W110 の耐久性指数が最も小さくなった。
W/B=18.0%のシリーズを見ると，単位水量や空気量の水結合材比W/B（%）

は 19.2%となり，それ以降の測定は不可能な状態となっ

35

20
15

また，40-W165 は高性能 AE 減水剤を使用し，空気量が56.5%であったが，耐久性指数は小さくなる結果となっ0

久性指数に影響を与える要因として，空気量や単位水量

18-W130
18-W11025-W140
40-W1652510

指数に優れたものが存在している。本実験の範囲内で耐18-W140
18-W120
20-W140
25-W11030

違いが耐久性指数に与える影響は少ないと考えられる。

た。本実験の水準は AE 剤を使用していないが，耐久性

vs/vp と耐久性指数の関係

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
vs/vp
図-9 vs/vp と水結合材比の関係の影響は小さく，水結合材比や人工軽量細骨材の使用量の影響が大きいと考えられる。

他の水準と比較すると，セメントペースト部の強度が小人工軽量細骨材とセメントペーストの単位容積比

さく，かつ人工軽量細骨材の使用量が大きいことから，（vs/vp）と耐久性指数の関係を 図-8 に示す。vs/vp は凍結融解時における膨張圧で破壊が生じてしまったと考

0.67～1.30 の範囲にあった。W/B=18.0%のシリーズを見えられる。また，40-W165 については，vs/vp は 0.83 でると，vs/vp は 0.67～1.00 の範囲にあり，vs/vp の増減があったが，水結合材比が 40.0%であり，膨張圧に対する耐久性指数に与える影響は少ないと考えられる。

セメントペーストの強度が小さかったと考えられる。

W/B=25.0%のシリーズを見ると，25-W140 と 25-W110

人工軽量細骨材とセメントペーストの単位容積比の vs/vp はそれぞれ 0.95，1.30 となっており，vs/vp の大（vs/vp）と水結合材比の関係を 図-9 に示す。本研究のきい 25-W110 が凍結融解抵抗性で劣る結果となった。

範囲内で，十分に吸水された人工軽量細骨材を使用し，前述したように，単位水量や空気量が耐久性指数に与えAE 剤を使用しない調合条件で，凍結融解抵抗性に優れ

る影響は小さいと考えられ，W/B=18.0 のシリーズは，たコンクリートとするためには，W/B を 25.0%以下とし，水結合材比を小さくすることで，セメントペースト部のvs/vp を 1.00 以下とすることが有効であると考えられる。

組織が緻密になっているため，vs/vp の増減の影響が小ただし，これは本研究の限られた調合条件の範囲におけ

さくなっていると考えられる。25-W110 は本研究の範囲

る実験結果から定めたものであり，AE 剤を併用するこ内では，最も水結合材比が大きい調合条件となっており，とで水結合材比が大きい条件においても，凍結融解抵抗30人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型高強度コンクリートの収縮特性と凍結融解抵抗性に関する研究性に優れたコンクリートが製造できる可能性がある。今化と利用の拡大に関するシンポジウム論文集，pp.1-

後は水結合材比の違いや AE 剤使用の有無を水準に加え，4，2000.8

実験結果を拡大し検討していきたい。

7）橘大介ほか：高強度軽量コンクリートの耐凍害性改善方法について，土木学会論文集，Vol.24，No.496，

５．まとめ

pp.51-60，1994.8
8）日本建築学会：高強度コンクリート技術の現状，

水結合材比を 18，20，25%の 3 水準とし，単位水量
110～140kg/m3 の範囲で十分に吸水させた人工軽量細骨材を使用し，AE 剤を使用しない条件で収縮測定および2009.119）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 2018，2018.7

凍結融解試験を実施し，以下の知見を得た。
①結合材の約 6 割が副産物で構成され，単位水量が140kg/m3 と通常よりも少なく，水結合材比も 18％と著しく小さい条件において，化学混和剤の添加量を調整することで，スランプフローが 60cm を超えるコンクリートが製造できた。
②水結合材比と圧縮強度の傾向は一般的な高強度コ
ンクリートと同等であった。しかし，人工軽量細骨材の使用量が増加すると圧縮強度が低下する可能性がある。
③ヤング係数は一般的な高強度コンクリートと同等の値を有していた。
④全ての水準で自己収縮ひずみは確認されなかった。
⑤単位水量を低減することで，乾燥収縮ひずみは小さくなる。
⑥水結合材比 25.0%以下，vs/vp を 1.00 以下とすることで凍結融解抵抗性に優れたコンクリートとすることができた。
参考文献
1）Taku Matsuda, Takafumi Noguchi, Manabu Kanematsu,
Ryuichiro Mine: ”Ultralow shrinkage and high strength
concrete without Portland cement”, Proceedings of the fib
congress , pp.973-983, 20182）黒岩秀介ほか：人工軽量細骨材による高強度コンク
リートの自己収縮低減，日本建築学会構造系論文
集，第 79 巻，第 695 号，pp.19-26，2014
3）谷口秀明ほか：人工軽量骨材を用いた高強度コンク
リートの力学的性質と体積変化，三井住友建設技術
開発センター報告，第 12 号，pp.47-54，2014.10
4）笠井芳夫ほか：軽量コンクリート，技術書院，
2002.115）峯竜一郎ほか：人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型・超低収縮高強度コンクリートの各種性状，三井住友建設技術研究開発報告，第 18 号，pp.33-37，
2020.10
6）石川寛範ほか：軽量細骨材と砕石を用いたコンクリ
ートの基礎的研究，軽量コンクリートの性能の多様

31

32

BEARING CAPACITY CHARACTERISTICS OF A CAST IN PLACE CONCRETE PILE IN BANGKOK－FIELD DATA AND NUMERICAL SIMULATIONS－BEARING CAPACITY CHARACTERISTICS OF A CAST IN
PLACE CONCRETE PILE IN BANGKOK－FIELD DATA AND NUMERICAL SIMULATION－
バンコクで施工した場所打ちコンクリート杭の支持力特性－押込み試験と 3 次元 FEM 解析－
建設基盤技術部

ダヤニ

建設基盤技術部

高橋

サンジーワニ直樹

DAYANI SANJEEWANINAOKI TAKAHASHI

バンコクにおいてアースドリル工法による場所打ちコンクリート杭を施工し，杭の押込み試験を実施してその支持力特性について検討した。その結果，試験時の最大沈下量は許容値未満であり，支持力の 99%を周面摩擦力が負担していることが明らかとなり押込み試験は支持力を評価するための有効な手段であることが確認された。押込み試験結果を再現するために，降伏基準に Mohr-Coulomb 式を用いて 3 次元弾塑性 FEM 解析を実施した。解析結果では支持力に対する周面摩擦力の負担率が 95%と実験結果よりも小さくなった。これは，地盤を弾塑性としてモデル化したことに要因があるものと推察された。
キーワード：杭，押込み試験，周面摩擦力，支持力，FEM 解析

Bearing capacity characteristics of a cast-in-place concrete pile in Bangkok were studied by conducting
an instrumented static load test. It was found that 99% of the allowable bearing capacity of the pile wastaken by the skin friction and the settlement of the pile met with the standards. It was understood that the
instrumented static load test as an effective method to verify the bearing capacity. In the second part of thisstudy, 3D finite element (FEM) analysis was conducted to simulate the load test by modeling Bangkok soil
using Mohr-Coulomb (linear elasto-plastic) model. From the analysis results, it was found that only 95%
of the allowable bearing capacity was taken by the skin friction and that value was smaller than the test
results. In addition to that, the settlement of the pile was higher than the test results. It was understood that
it is difficult to simulate the behavior of Bangkok soils only by using a linear elasto-plastic model.
Key Words: Pile, Instrumented static load test, Skin friction, Bearing capacity, FEM analysis

1.

INTRODUCTION

even at 80 m depth. To achieve high skin friction, deep large
diameter bored piles with tips extended to 40 to 60m are used

In Bangkok, pile foundation with circular or barrette pilesin the case of high-rise buildings2). On the other hand, in

is mainly adopted for medium and high-rise buildings

Japan belled piles are widely used and designed as end-

because of the thick soft clay layer which is deposited nearbearing piles where the skin friction is hardly accounted as

the groundsurface1).

The main purpose is to reduce themost of them are seated under bedrock3). Similarly, a clear

settlement induced by the soft clay layer which has highdifference in the construction and testing methodologies ofcompressibility and low shear strength. When considering thepile foundations also was observed between Japan andbearing capacity characteristic of a bored pile in Bangkok,

Thailand and there are very limited reports on this topic.

they are designed as friction piles since there is no bedrock

In order to understand the bearing capacity characteristics

33

三井住友建設技術研究開発報告 第19号

of a friction pile in Bangkok soil, a circular, cast-in-place
concrete pile (hereafter referred to as pile) was constructedby the wet-process construction method and instrumented
static load test was conducted. The similarity and differencesin the construction and testing methodologies between two
countries were discussed in detail. To simulate the field test
results, numerical analysis was carried out by using a
Japanese FEM software called SoilPlus (ITOCHU Techno-

Su 20-40kPa

Solutions, ver. 2019 (1)). In this paper, the obtained FEM
results were discussed and compared with the field test
results.

2.

SUBSOIL CONDITION

Su 150-200kPa

Bangkok is located on the lower Chao Phraya plain, which
is made of a very thick deposit of marine and alluvial soils.
Generally, Bangkok subsoils can be introduced into two parts.
The upper part is Bangkok soft to medium clay and the lower
parts are alternative layers of hard clay and dense sand. Fig.
1 shows the soil profile at the site. Stiff lean clay crust of 3m
is found as the top layer. Then Bangkok clay layer with
undrained shear strength (S u) less than 40kPa is deposited up

Su >200kPa

to GL-3～-14m depth. The layer deeper than that is called the
1st hard clay layer. It has N value of 20-40 and S u value of
150-200kPa. Then a sandy clay layer with N value of 20-50
is sandwiched under it, and then a sand layer with N value of
50 or more is deposited up to GL-32～-38m. This sand layer
is called the 1 st sand layer and it is the support layer for lowrise buildings. After this, the 2 nd hard clay layer with a Nvalue of about 50 and Su>200kPa is deposited at GL -38～45m. From GL -45m to -57m, the 2 nd sand layer with N valueof 50 or more is deposited and this is used as a support layer
for the high-rise buildings taller than 30 stories1). The porewater pressure condition in this site is hydrostatic from theground surface. Table 1 shows soil properties at the positionof the test pile. In here, cohesion was obtained from the test
results of the unconfined compression test (UC) and thepocket penetration test (PP). Direct shear tests wereconducted to evaluate the friction angle (φ) of sand layers.

3.

ESTIMATION OF PILE BEARING
CAPACITY
The bearing capacity of a single bored pile is calculatedusing static formula as shown in equation 1.

34

Fig. 1. Soil profile at the site and the location of strain gauges
Table 1. Soil properties

BEARING CAPACITY CHARACTERISTICS OF A CAST IN PLACE CONCRETE PILE IN BANGKOK－FIELD DATA AND NUMERICAL SIMULATIONS－

𝑄𝑄𝑎𝑎 =

where,(𝑄𝑄𝑠𝑠 + 𝑄𝑄𝑏𝑏 )− 𝑊𝑊𝑝𝑝 − 𝑁𝑁𝑁𝑁
𝐹𝐹𝐹𝐹

(1)

Qa : Allowable load capacity
Qs : Ultimate skin friction

Qb : Ultimate end bearing capacity
Wp : Weight of pile
NF : Negative skin friction
FS : Factor of safety (2.5 is recommended)
Fig. 2. Drilling of pile using polymer
End bearing capacity is
𝑄𝑄𝑏𝑏 = 𝐴𝐴𝑃𝑃 (𝑐𝑐𝑁𝑁𝑐𝑐 + 𝑞𝑞1 𝑁𝑁𝑞𝑞 )(2)where Ap is the area of the pile tip, c is the cohesion of soil
which is supporting to pile tip, q1 is the effective verticalstress at the level of the pile tip, and Nc, Nq are the bearing
capacity factors.
Skin friction is
𝑄𝑄𝑠𝑠 = 𝑈𝑈 � 𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑓𝑓𝑠𝑠

(3)

where U is the perimeter of the pile, Li is the thickness ofthe soil layer, and fs is unit skin friction at relevant depth.
Unit skin friction for clayey layers is evaluated using an

Fig. 3. Relationship between β factor and frictional
angle of Bangkok sand 1)

empirical formula, where α is the adhesion factor and S u isthe undrained shear strength. Unit skin friction for sandy
layers is calculated using the effective stress approach, where
𝜎𝜎𝑣𝑣1 is the effective overburden pressure and β (Ks.tanδ) is the
shaft friction factor. Ks is the coefficient of horizontal earthpressure and δ is the coefficient derived from the internal
friction angle (φ) of the sand layer.
𝑓𝑓𝑠𝑠 = α . 𝑆𝑆𝑢𝑢

𝑓𝑓𝑠𝑠 = β . 𝜎𝜎𝑣𝑣1

𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠

𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠

(4)
(5)

The diameter and the length of the test pile which isFig. 4. Setting for static load test

reported in this paper were 1.2m and 57m, respectively. From
the design, the allowable bearing capacity (Qa) was obtained
as 7848kN (800tf). In here, 85% of Qa was obtained from skinfriction and the remaining 15% was from the end bearing.

4.

INSTRUMENTED STATIC LOAD TEST

4.1

CONSTRUCTION METHODOLOGY OF THE
TEST PILE

After setting up the location for the pile a temporary

Fig. 5. Time history of loading and unloading35

三井住友建設技術研究開発報告 第19号

casing with a length of 15m was installed to maintain the holestability in the upper soft soil layer. The hole was drilledusing an auger and continued using the bucket method.
A drilling slurry was used to prevent the borehole
instability as the pile is deep-seated. In Japan, bentonitebased and polymer-based drilling slurries are used dependingon the soil quality and the groundwater conditions4) . On theother hand, in Bangkok, a drilling slurry containing only
polymer is widely used after the 2000s5). Fig. 2 shows thedrilling method of the pile using polymer. The polymer usedhere is polyacrylamide. The quality control values for thestabilizers were density < 1.02g/ml, viscosity of 40-55
seconds(ASTM

D6910/D6910M)

and

pH

of 8-10,

Fig. 6. Load settlement relationship from static

respectively. In Thailand, it has been reported that it isload test

possible to achieve higher skin friction and end bearing in(%)

sandy layers by using polymer-based drilling slurry than bypure bentonite slurry due to the reduction in thickness of filter
cake along the pile shaft and the ease of pile base cleaning3).
Fig. 3 shows the relationship between the shaft friction factor(%)β, and the internal friction angle φ of the sand layer. It can beseen that β is larger when a polymer is used than whenbentonite is used 1) .

After finishing the boring and the cleaning of the hole,
Koden test was conducted to verify the verticality. Then thereinforcement cage was installed. In order to calculate theaxial force distribution along with the pile depth, strain
gauges were attached to the reinforcement bar in several

Fig. 7. relationship between R0/RU and S0/D

locations to measure the axial strain in each depth. There
were 6 measurement positions from S1 to S6 (GL-2m, GL13.5m, GL-26.5m, GL-37.5m, GL-43.5m, and GL-55.8m) as

is shown in Fig. 5. Loading was applied in two cycles using

shown in Fig. 1. Strain gauges were installed at 24 locations

the step-loading method, where one step was 1962kN (200tf).

in 4 directions at each depth. Finally, the concreting was done

The load at the final stage of cycle 1 was 7848kN (800tf), andby using the tremie method. The grade of the concrete was

the maximum load was given in cycle 2. In each cycle, the27.45MPa (280KSC-cubical). After pouring concrete to theload was held 12 hours before starting unloading. The loading

desired level, the temporary casing was removed.

was applied using six 4905kN (500tf) hydraulic jacks. 4 dialgauges were installed on the test pile head to measure the

4.2

METHODOLOGY OF THE LOAD TEST

Fig. 4 shows the setup for the instrumented static load test.
The test pile was in the center and there were four reaction

head movement. The readings of the 4 dial gauges and the 24
strain gauges were recorded in each loading and unloadingstep.

piles. The test was started 92 days after concreting the pile inaccordance with ASTM D1143/D1143M-07 item 8.1.3

4.3

TEST RESULTS

procedure B. From the design, the allowable bearing capacity

Fig. 6 shows the relationship between the pile head load(Qa) for the test pile was obtained as 7848kN (800tf). As this(R0) and the obtained settlement (S0) for both cycle 1 andpile was a working pile, the maximum test load was set as

cycle 2. The maximum settlement was 14.3mm and that value

15696kN (1600tf), in other words, two times of allowable

was smaller than the allowable settlement of 25mm. In

load. The time history of the loading and unloading procedure

addition to that, the residual settlement was 3.69mm, and that36

BEARING CAPACITY CHARACTERISTICS OF A CAST IN PLACE CONCRETE PILE IN BANGKOK－FIELD DATA AND NUMERICAL SIMULATIONS－

value also smaller than the allowable value of 6mm following
the Thailand standards. From these results, it was confirmed
S1that the pile performs well following the standards. From theshape of the load settlement curve, it was found that the pileS2

was behaved in elastic range until around 11772kN (1200tf)
load which is equivalent to 1.5 times from the allowable loadof the pile.
Fig. 7 shows the relationship between R0/Ru and S0/D for

S3

test results and the Weibull distribution. Here, Ru is theultimate bearing capacity and D is the pile diameter. Weibull

S4

distribution was obtained from the statistical analysis on the
S5

many static load test results which were conducted on friction
piles in Japan 6). From these results, it is understood that theamount of settlement of the friction pile constructed in

S6

Bangkok is smaller than the friction piles in Japan.
From

the

straingaugemeasurements,

the

force

Fig. 8. Force distribution along pile depth

distribution along with the pile depth for each loading was
obtained as shown in Fig. 8. To evaluate the force distribution,
the elastic modulus of the pile at each strain gauge location
was obtained by Fellenius method7). In this method, a linear
relationship between the tangent modulus and the strain isconsidered. Every measured strain value was converted into
force via its corresponding strain-dependent secant modulus.
A clear linear relationship was obtained only for S2 and S3.
The same parameters obtained from S3 were used to evaluate
force for S4 to S6. From the test results, it was found that
7750kN (790tf) from the allowable load (Qa) of 7848kN(800tf) was taken by the skin friction. In other words, it was
99% of Qa and it was greater than the expected value of
6670kN (85% of Qa) at the design stage. In addition to that,
15254kN (97%) was taken from skin friction at the maximum

Fig. 9. Relationship between unit skin friction

loading of 15696kN (1600tf).

distribution and pile head displacement

By using the obtained force distributions, unit skin friction
for each soil layer was evaluated and plotted against thedisplacement for each soil layer as shown in Fig. 9. It should

friction which can withstand by layer GL -3～-14 m and GL

be noted that the direct measurement of pile toe settlement-14～-27m were 20.0kN/m2 and 73.0kN/m2, respectively.

was not obtained using an extensometer (Telltale) in this

These values matched with the values which were used at the

project. Therefore, negligible negative displacements were

designobtained due to the limitations of strain measurements fromrespecively.Above results show that the bearing capacity

the gauges. The skin friction was considered as fully

characteristics can be clearly understood and verified using

mobilized when there is no change in the unit skin friction

an instrumented static load test.

stage

as

of

24.5kN/m2

and73.5kN/m2,

with respect to the pile displacement or softening of the skinfriction was occurred1). From the test results, it was found

5.

NUMERICAL SIMULATION

that the soil layers up to 27m depth were fully mobilized andthe soil layers beyond 27m depth were not mobilized even at

The finite element method (FEM) is reported as a powerful

2 times of Qa load. In addition to that, the maximum unit skin

tool to predict the load settlement relationship in the static

37

三井住友建設技術研究開発報告 第19号

load test 8) . From a survey in Thailand, it is reported that 10%of the interviewees used FEM to evaluate single pile capacity.
Although the instrumented static load test is very common in
Bangkok, it is very rare in Japan due to its high cost. In a suchcase, FEM analysis can be considered as an effective solution.
However, there are very limited reports regarding this kind ofanalysis in the literature. For filling that gap, numericalanalysis on the instrumented static load test was carried out
by using a Japanese FEM software called SoilPlus to simulate
the field test.
5.1

NUMERICAL MODELING AND MATERIAL(a) 3D view

PROPERTIES(b) Plan viewFig. 10. Geometry of the model

In this analysis, a 3D model was used as shown in Fig. 10(a). In here 1/4 of the total system was modeled. The lengthand the width of the model were set 60m × 60m which wasapproximately equal to the pile length. The height of themodel was set by approximately 3 times the pile length. In
addition to that, an interface between the pile and the soil wasmodeled to simulate the relative friction between the pile andthe soil as illustrated in Fig. 10 (b).
The subsoil profile in this analysis was referred to the Fig.
1. The pore water pressure condition was considered ashydrostatic from the top of the pile. The soil properties usedin FEM analysis are summarized in Table 1. The elastic
modulus of each soil layer was obtained from the designer
where they were calculated using empirical relationships

Fig. 11. Load settlement relationship from testwith undrained shear strength or N values as reported by

and numerical analysis

several researchers9) . All the soil layers were modeled using
a linear elasto-plastic model named Mohr-Coulomb (MC).
The concrete pile was modeled as a linear elastic material.

reaches 15696kN (1600tf). At each stage, the loading wasapplied in 20 steps.

In here Young`s modulus of 36.6GPa and Poisson ratio of
0.15 were used. Young`s modulus of the pile was evaluated

5.2

ANALYSIS RESULTS

based on the strain gauge readings at S1 following the

From the FEM analysis, the pile head displacement toward

Japanese method 10) . In SoilPlus software, the interface can be

the loading direction was obtained against each loading anddefined as an elastoplastic joint material11). The normalplotted with test results as shown in Fig. 11. In here thestiffness and the shear stiffness of the interface of each soil

maximum settlement was obtained as 17.69mm at 15696kN

layer were set as 100 times of its Young`s modulus and shear(1600tf) loading and it was larger than the obtained

modulus, respectively. It was considered that there is no skinsettlement of 14.30mm from the test. However, that value

friction from the soil layers up to 14m depth by setting a

was smaller than the allowable settlement of 25mm. In

cohesion value of 0.1 in the interface for accounting for the

addition to that, both test and FEM results showed that the

disturbance due to the uninstallation of the casing. The shear

pile was behaved in elastic range until around 11772kN

strength parameters of the interface for each layer were(1200tf) load which is equivalent to 1.5 times the allowableconsidered equal to the parameters of the respective soil

load of the pile. When comparing the slope of the elastic

layers beyond the 14m depth. The load was applied in 8 stages

ranges in both curves, a clear difference was observed. This

with an increment of 1962kN (200tf) in each stage until it

may be due to the non-linear behavior of the soils in Bangkok.

38

BEARING CAPACITY CHARACTERISTICS OF A CAST IN PLACE CONCRETE PILE IN BANGKOK－FIELD DATA AND NUMERICAL SIMULATIONS－

Similar observations were reported in several papers 9), 12) andit was suggested to use another model called Hardening soil
with small strain stiffness model (HSS model) to simulate theS1Bangkok soft clay (0-14m) and 1 st hard clay (14-32m) layers9).
However, all the results reported in this paper were analyzed

S2

only using the MC model.
Fig. 12 shows the obtained force distribution along withthe pile depth respective to each loading for both test andS3

FEM analysis. Compared to test results, it was found that theend bearing capacity is overestimated in FEM analysis
especially at the maximum load. In addition to that, a clear

S4

underestimation of skin friction could be observed within GL

S5-14m and GL -38m. When considering the allowable load,
99% of Qa was taken by skin friction in the test and that was
95% of Qa (7475kN) in the case of FEM results. Even though

S6both test and FEM results did not perfectly match, both of
those values were greater than the expected value of 6670kN(85% of Qa) at the design stage.
The relationships between displacement and the unit skinFig. 12. Force distribution along pile depth fromtest and numerical analysis

friction obtained from the test and the FEM analysis areshown in Fig. 13. From the test results, it was found that thesoil layers up to 27m depth were fully mobilized and the soil
layers beyond 27m depth were not mobilized even at 2 timesof Qa load. On the other hand, in the results of FEM analysis,
all the soil layers were fully mobilized and the maximum unit
skin friction values were smaller than the test results except
for the layer GL -14～-27m. The authors believe thisdifference is due to the simplification of soil properties for
the MC model as explained in the previous section where thenon-linearity of soil cannot be properly simulated.

6.

CONCLUSION
This paper presents the test results of an instrumented

static load test conducted on a cast-in-place concrete pile in
Bangkok and its comparison with numerical simulation. The

Fig. 13. Relationship between unit skin friction
distribution and pile head displacementfrom test and numerical analysis

main objective of this study was to understand the bearing
capacity characteristics at site. Moreover, the similarity andaccordance with the standard even it is a friction pile. In

the differences in design, construction and testing of pile

addition to that, 99% of the allowable bearing capacity was

foundations between Thailand and Japan were studied andobtained from the skin friction. From the FEM analysis, it

reported. The findings can be summarized as follows.

was understood that it is difficult to perfectly simulate the

In Thailand, cast in place concrete piles are designed as

nonlinear behavior of Bangkok soils only by using Mohr-

friction piles and it was reported that the use of polymer-

Coulomb model and it requires further study for more precise

based drilling slurry helps to increase the skin friction.

analysis with different soil models. However, the procedure

Furthermore, from the instrumented static load test results, itof FEM analysis explained in this report may be useful in

was confirmed that the performance of the test pile is inJapan to simulate the site condition instead of an expensive

39

三井住友建設技術研究開発報告 第19号

instrumented static load test.

5)

Thasnanipan, N., Aye, Z. Z., Submaneewong, C., and

The type of the pile, whether it is friction or end bearing

Teparaksa, W. : “Performance of Wet-Process Boredis depending on the soil type at the site. However, different

Piles Constructed with Polymer-Based Slurry inconstruction practices use in other countries can be used to

Bangkok Subsoil”, Proceeding of the international deep
foundations congress, Vol.1, pp.143-157, 2002.

improve the quality of the existing methodologies. The
authors tried to exchange the information about the current

6)

Okahara, M., Nakatani, S., Taguchi, K., and Matsui, K.:

practices in Thailand on pile foundations and believe that this“A study on vertical bearing characteristics of piles”,

report marked one more step towards globalization.

Proceedings of JSCE, Vol.418, No.Ⅲ-13, pp.257-266,
1990.

Acknowledgment: The authors gratefully acknowledge

7)

Fellenius, B. H. : “From strain measurements to load in

Professor Teparaksa of Chulalongkorn University for the

an instrumented pile”, Geotech. News, Vol.19, No.1,

guidance provided on the design and construction method of

pp.35-38, 2001.

cast-in-place concrete piles in Bangkok.

8)

Krasinski, A. and Wiszniewski, M. : “Static load test on
instrumented pile - field data and numerical simulations”,

References
1)

2)

Boonyatee, T., Tongjarukae, J., Uaworakunchai, T., andin Bangkok”, Geotechnical Engineering Journal of the

Simulation of Geotechnical works in Bangkok subsoil”,

SEAGS & AGSSEA, Vol.46, No.1, pp.76-85, 2015.

Research and Development., Vol.20, No.3, pp.17-28,

Amornfa, K., Phienwej, N., and Kitpayuck, P. : “Current

2009.

Vol.14, No.2, pp.70-83, 2012.
Japan Foundations Engineering Association : Points ofattention for construction of belled piles, 2017.

40

Rukdeechuai, T., Jongpradist, P., Wonglert, A., andKaewsri, T. : “Influence of Soil Models on Numericalbangkok, Thailand”, Lowland Technology International,

4)

9)

Ukritchon, B. : “A review on design of pile foundations

practice on foundation design of high-rise buildings in

3)

Stud. Geotech. Mech., Vol.39, No.3, pp.17-25, 2017.

10) Japan Geotechnical society: Method for static axial
compressive load test of single piles -JGS 1811, 2002.
11) SoilPlus “Theory Manual of SoilPlus Static”, ITOCHU
Techno-solutions Corp., 2019.
12) Holko M. and Stacho J. : “Comparison of NumericalJapan Federation of Construction Contractors : Quality

Analyses with a Static Load Test of a Continuous Flightcontrol points for cast-in-place concrete piles, p.52,

Auger Pile”, Slovak J. Civ. Eng., Vol.22, No.4, pp.1-10,

2017.

2014.

120N/mm2 コンクリートを用いた PCa 柱と場所打ち連層耐震壁の接合構造に関する実験的検討

120N/mm2 コンクリートを用いた PCa 柱と場所打ち連層耐震壁の接合構造に関する実験的検討
Experimental Study on Joint Structure with Multi-story and Cast-in-site Structural Walls and Precast
120N/mm2 Concrete Columns
構造技術部

田野

健治

KENJI

構造技術部

大圖

友梨子

YURIKO

構造技術部

松永

健太郎

KENTARO

MATSUNAGA

技術企画部

江頭

寛

HIROSHIEGASHIRA

構造開発部

井上

樹里也

JURIYAINOUE稔MINORUODA

圭祐

KEISUKEMINAMI

BIM 企画部 小田
構造設計部

南

TANO
OZU

超高層建物の下層階において，コンクリート強度 120N/mm2 級の超高強度コンクリートを用いて付帯柱をプ
レキャスト化した連層耐震壁の適用を検討した。連層耐震壁の水平加力実験では，荷重変形関係および付帯柱－壁板間の接合部（鉛直接合部）のせん断伝達性能について，一体打ち連層耐震壁の試験体と同等の性状を確認した。鉛直接合部のせん断実験により，シヤーキーおよび接合筋を接合要素とした鉛直接合部のせん断強度について，既往の規準式における接合筋の耐力を 0.6 倍とすることで評価可能であることを確認した。
キーワード：連層耐震壁，プレキャスト，超高強度コンクリート，鉛直接合部，シヤーキー，接合筋

This paper presents the experimental study of the multi-story structural wall with precast column using
ultra-high strength concrete (Fc=120N/mm2) for lower floor of super high-rise buildings. The lateralloading tests of the multi-story structural walls with precast column showed that the seismic performanceand shear behavior of the joint between the precast column and the wall panel (vertical joint) are same as
those of wall and column of simultaneous casting. The shear tests of the vertical joint using shear key andjoint reinforcing bars showed that the shear strength of joint re-bars could be added as 0.6 times of thestandard formula.
Key Words: Multi-story structural wall, Precast, Ultra-High-Strength Concrete, Shear key, Joint bar

１．はじめに我が国においては，建築構造物の超高層化が進んで
おり，現在，高さ 260m を超す集合住宅の建設が東京都港区で進められている。本建物は地上 64 階建てであり，耐震性確保のために下層階には設計基準強度 120N/mm2のコンクリートを使用した連層耐震壁が配置されている（図-1）。なお，この連層耐震壁の付帯柱は，施工合理化のためにプレキャストとしており，現場打ちの壁板との取合い部には鉛直接合部が存在する。また，プレキャ
スト柱と壁板の鉛直接合部においては，現場一体打ち耐図-1

対象建物（基準階平面略図，単位：mm）

震壁の場合と同等のせん断伝達性能が求められる。

41

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

表-1 試験体諸元
コンクリート強度 [N/mm2 ] 120
階高[mm]
1 層：1325，2 層：950，3 層：775
柱中心間距離[mm]1530
断面[mm] Bc×Dc＝250×250
柱主筋
6-D19 (SD490) p g=2.75[%]
帯筋
2-D6@50 (KSS 785) pw=0.51[%]
断面[mm] Bb×Db＝150×200
梁主筋
8-D10 (SD490) p g=1.89[%]
あばら筋
2-D6@125(KSS785) pw=0.34[%]
柱梁接合部 せん断補強筋 2-D6@60(KSS785) pw=0.42[%]
壁厚 t [mm] 150
壁縦筋
D13@110 ダブル(SD490) p s=1.52[%]
横筋
D6@50 ダブル(SD345) ps=0.86[%]
Bc：柱幅，Dc：柱せい，Bb：梁幅，Db：梁せい，pg：主筋比，pw：せん断補強筋比，ps：壁縦筋・横筋の補強筋比

表-2 試験体一覧
鉛直接合部

試験体
打設方法
名称
C-0
P-1
P-2

図-2 試験体形状（P-1，単位：mm）

用されるが，120N/mm2 相当の超高強度コンクリートを用いた連層耐震壁については，その研究例は少ない。

使用
降伏点 引張強度 伸び 降伏ひずみ部位[N/mm2 ] [N/mm2 ] [%] μ(×106)
D19 SD490
柱主筋
541
703
16.7
3043
D10 SD490
梁主筋
532
704
19.2
3145
腹筋
D6 SD345
壁横筋
395
598
19.8
4266
水平接合筋
D13 SD490
壁縦筋
537
724
18.3
3150
帯筋
D6 KSS785
あばら筋
929
1157
12.5
7141
せん断補強筋表-4 コンクリートの材料試験結果
試験体
C-0

そこで，連層耐震壁水平加力実験では 120N/mm2 コン
クリートを用いた連層耐震壁試験体の水平加力実験を実P-1

施し，現場一体打ちとプレキャストの荷重変形関係と破壊性状の同等性，および鉛直接合部せん断性状を確認する。さらに，超高強度コンクリートを用いた鉛直接合部のせん断実験を行ない，そのせん断力伝達性能および耐力を評価する。

２．連層耐震壁水平加力実験の実験計画

D6@50 ダブル
D6@100 ダブル

接合筋比
[%]
0.85
0.43

種類

一般的に，当該部のせん断伝達性能を確保する手法
としては，シヤーキーと水平接合筋を併用する方法が採水平接合筋

表-3 鉄筋の材料試験結果
径(1) C-0(2) P-1(3) P-2
図-3 鉛直接合部の詳細（d：鉄筋の呼び径）

シヤーキー
[mm]
一体打ち
柱 PCa
150x32x10
壁板後打ち
25 箇所

P-2

部位
3 層目
2 層目
1 層目
3 層目
2 層目
1 層目
PCa 柱梁接合部
PCa 柱
3 層目
2 層目
1 層目
PCa 柱梁接合部
PCa 柱

圧縮強度
[N/mm2 ]
127
126
112
134
130
118
131
128
132
133
120
133
132

割裂強度
[N/mm2 ]
6.30
5.06
5.41
4.27
5.88
5.64
6.27
6.40
5.97
5.72
5.82
6.25
6.57

弾性係数
[N/mm2 ]
45800
44700
41700
45300
45300
42500
44000
44100
46000
45300
42400
44200
44800

である。
試験体 C-0 は層ごとに柱・壁板ともに一体打ちとした（１）試験体基準試験体であり，試験体 P-1 および P-2 は層ごとに付試験体形状を図-2 に，各試験体共通の試験体諸元を

帯柱をプレキャスト化して壁板を後打ちした試験体であ

表-1 に，試験体一覧を表-2 に，鉛直接合部の詳細を図-る。P-1 および P-2 では，PCa 柱と場所打ち壁板の鉛直3 に示す。試験体は，建設建物の最下層 3 層を想定し，接合部に，図-3（図-2 赤破線箇所の拡大図）および表-

縮尺を 1/6 とした 3 層の連層耐震壁である。試験体は 32 に示すシヤーキーおよび水平接合筋を配した。一体打体とし，柱，梁，および壁板の断面は全試験体とも共通

ち C-0 の壁横筋は，図-2 に示すように鉛直接合部を貫42

120N/mm2 コンクリートを用いた PCa 柱と場所打ち連層耐震壁の接合構造に関する実験的検討

表-5 試験体耐力計算値の一覧

④

鉛直接合部
曲げ せん断耐力
シア
せん断 鉛直接合部
試
耐力 （広沢式）
σB
スパ
余裕度 強度時耐力*1 余裕度
験Qmu
Qu[N/mm2 ]ン比Qu/Qmu体
hQ vw
h Q vw/Q mu
[kN]
[kN]
[kN]

⑥

C-0
P-1
P-2

112
2081
1.31
2.5 1590
118
2138
1.34
1761
1.10
120
2157
1.36
1507
0.95
*1） vQw = 0.10･Fc･Asc + 0.6Σ(av･ σ y)・・・(i)
・・・(ii)h Q vw = ( I / Sh )･ v Q w
ここで， vQw：鉛直接合部せん断強度，hQvw：鉛直接合部せん断
強度時水平力，Fc：1 層壁板圧縮強度，Asc：シヤーキー断面積，
av：水平接合筋断面積，σy：水平接合筋降伏点，I：耐震壁断面の断面 2 次モーメント，S：付帯柱の耐震壁図心軸に対する断面 1 次
モーメント，h：連層耐震壁の内法高さ（3,050mm）

②
③

⑤

①
②

②

④

①

③

（左：C-0，右：P-1,P-2）
図-4 打設順序

図-5 加力装置

は文献 1)に示すせん断耐力式（広沢式）が準用できるも通し柱内に直線定着（定着長 35d）としている。プレキのとして算出した。表-5 に示すように，せん断余裕度

ャスト試験体 P-1，P-2 は，壁板内で壁横筋と水平接合

は 1.31～1.36 とした。

筋を重ね継手（重ね継手長さ 40d）としている。水平接表-5 脚注に示す式(i)は，文献 2)を参考に後述する鉛合筋の配筋ピッチは，P-1 で 50mm，P-2 で 100mm とし，直接合部せん断実験で提案した 120N/mm2 コンクリート

接合筋比を変えている。シヤーキーの形状および個数はを用いた場合の鉛直接合部せん断強度式である。表-5

P-1，P-2 ともに同様である。使用した鉄筋およびコンク

では弾性理論によるせん断応力度の計算式に基づき，鉛リートの材料試験結果を表-3 および表-4 に示す。試験直接合部せん断強度 vQw を式(ii)に示す水平力 hQvw に換体のコンクリート打設順序を図-4 に示す。C-0 では①下算して示している。P-1 の鉛直接合部強度時耐力の曲げスタブを打設した後，②,③,④の順に各層ごとに打設を耐力に対する余裕度は 1.10 とした。一方，P-2 は 0.95 と行った。P-1 および P-2 では，①各層の PCa 柱を横向きし，鉛直接合部強度時耐力が曲げ耐力を下回るように設に寝かせて打設し，強度発現確認後，②柱梁接合部を打定した。

設して 3 層の柱を一体化させた。一体化させた PCa 柱を③下スタブの上部に建て込み，④,⑤,⑥の順に 1 層目か３．連層耐震壁水平加力実験の実験結果

ら壁板を後打ちした。下スタブと柱の間の目地には，厚さ 5mm の敷モルタルを充填した。

（１）最終破壊状況
各試験体の最終破壊状況を写真-1 に示す。各試験体（２）加力・計測方法は共通に同様の損傷過程を示し，最終破壊状況は柱およ

加力装置を図-5 に示す。軸力については，10,000kN

び壁板の曲げ圧縮破壊となり，柱主筋および壁縦筋の座

油圧ジャッキにより長期軸力 5,800kN（軸力比 0.15）を屈と帯筋の破断が観察された。また，水平接合筋の多い試験体に導入し，水平力については，5,000kN 油圧ジャ

P-1 の鉛直接合部では，ずれは見られなかったが，水平ッキにより正負交番漸増水平繰り返し加力とした。加力

接合筋の少ない P-2 では，最大荷重に至る直前にずれがは，シアスパン比を 2.5 とし，変形角 R（=水平変位 δ /見られた。

下スタブ上面から上スタブ図心までの高さ H）の制御により行った。加力サイクルは，R=±0.0005rad の後，±

（２）荷重変形関係

0.001， ±0.002， ±0.004， ±0.006， ±0.01， ±0.015，

各試験体の荷重変形関係を図-6 に示す。各試験体と±0.02rad をそれぞれ 3 サイクルずつ加力する計画としもに同様の荷重変形関係を示した。変形角 R=±0.001～

た。計測項目は，ジャッキの荷重，各部の変位，鉄筋の0.002rad で引張側の柱に曲げひび割れが発生し，剛性がひずみとした。

低下した。その後，変形角の増大にしたがい壁板のせん
断ひび割れが進展し，R=±0.005rad 近傍で圧縮側柱の柱（３）試験体耐力

脚部分のかぶりコンクリートが剥落し，引張側の柱主筋

試験体の各種耐力計算値の一覧を表-5 に示す。曲げ

が降伏した。さらに，R=±0.01rad に向かうサイクルの耐力 Qmu は文献 1)に示す曲げ耐力略算式，せん断耐力 Qu

途中である R=±0.007rad 近傍で壁縦筋が降伏し，荷重43

第 19 号

荷重Q（kN）+Qmax =1417kN

1.5

VJV-8

1500

-15

-10

500
-5

0
0
-500

5

10

15

20

変形角R=δ/H（×1/1000rad）

-1000
-1500
-Qmax =1449kN-2000(1) C-0▲曲げ耐力Qmu=1,590kN

0.5
-10

-5

-10

5

10

15

20

変形角R=δ/H（×1/1000rad）

-1000
-1500
-Qmax =1433kN-2000(2) P-1▲曲げ耐力Qmu=1,590kN

0.5
-10

-5

-15

-10

VJV-2

5

10

15

20

変形角R=δ/H（×1/1000rad）-Qmax =1450kN-2000▲曲げ耐力Qmu=1,590kN(3) P-2
図-6 荷重変形関係

は徐々に頭打ちとなり， R=±0.01rad 近傍で最大荷重に達し，その後も変形は伸びたが，R=+0.012～0.015rad で
圧縮側柱の柱脚が圧壊し，荷重が大きく低下した。

-5

0

5

10

-0.5
C-0
P-1
P-2

10

C-0
P-1
P-2

(2) 2 層目右1.5

H17-J42J43

0.5
-10

5

中塗：最大荷重時

1

500

0

変形角 R (x10-3rad)

1.5

1000

-1500

-5

-0.5

(2) 2 層目右+Qmax =1436kN

1500

0
0
-500

-10

変形角 R (x10 rad)-1000

(3) P-2
写真-1 破壊状況

-1

0.5

-3

2000

-5

10

1

-1.5

ずれ変位 vv (mm)

-20

1.5

中塗：最大荷重時

荷重Q（kN）□：曲げひび割れ〇：最大荷重●：柱脚圧壊△：柱主筋引張降伏▽：壁縦筋引張降伏

5

-0.5
C-0
P-1
P-2

(2) P-1
鉛直接合部強度▼hQvw =1,507kN

0

10

C-0
P-1
P-2

(1) 3 層目右H44J54J55

1

500

5

中塗：最大荷重時

1.5

VJV-5

0

変形角 R (x10 -3rad)(1) 3 層目右+Qmax =1458kN

1000

0
0
-500

-5

-0.5

変形角 R (x10 rad)

荷重Q（kN）

-5

-10

-1.5

ずれ変位 vv (mm)

-15

-1

0.5

中塗：最大荷重時

1500

-20

10

1

-3

2000

□：曲げひび割れ〇：最大荷重●：柱脚圧壊△：柱主筋引張降伏▽：壁縦筋引張降伏

5

-0.5
C-0
P-1
P-2

(1) C-0
鉛直接合部強度▼hQvw =1,761kN

0

無次元化ひずみ（  /y）

-20

1

1000

ずれ変位 vv (mm)□：曲げひび割れ〇：最大荷重●：柱脚圧壊△：柱主筋引張降伏▽：壁縦筋引張降伏

1.5

H71-J66J67

無次元化ひずみ（  /y）

2000

-1

中塗：最大荷重時-1.5

変形角 R (x10-3rad)(3) 1 層目右図-7 鉛直接合部
ずれ変位の推移無次元化ひずみ（  /y）

三井住友建設技術研究開発報告

1
0.5

-10

-5

0

5

10

C-0
P-1
P-2

-0.5

中塗：最大荷重時-3

変形角 R (x10 rad)(3) 1 層目右図-8 水平接合筋ひずみの推移による降伏ひずみ εy により基準化した無次元化ひずみと

図-6 に示すように，曲げ耐力の実験値は，一点鎖線して示し，最大荷重時の値を中塗りのプロットで示した。

で示す曲げ耐力（略算式）の計算値に比べ，1 割程度小図-7 に示すずれ変位に着目すると，各試験体共通にさくなった。これは，柱脚のかぶりコンクリートの剥落

ずれ変位は，R の増大とともに徐々に進展している。C-の影響によるものと考えられる。P-1 および P-2 につい

0 および P-1 では概ね同様の傾向を示し，最大で 0.5mmて，図-6 中に破線で示す鉛直接合部強度時の計算値程度となった。一方，P-2 では，1 層目および 2 層目に

h Qvw と最大荷重 Qmax の比（ h Qvw / Qmax）は P-1 が 1.21，

おいて，R=+0.01rad 時に±1mm を超えるずれが確認さP-2 が 1.05 となり，最大荷重は鉛直接合部強度時計算値れた。

に達しなかった。

図-8 に示す水平接合筋（または横筋ひずみ）の推移
を見ると，C-0 および P-1 は同様の傾向を示し，R=±（３）鉛直接合部のずれ変位と水平接合筋のひずみ
鉛直接合部の各層中央における，ずれ変位を図-7 に，

0.01rad 時まで無次元化ひずみが 0.5 以下に収まっている。
他方，P-2 の推移を見ると，R=±0.01rad のサイクルで，水平接合筋のひずみ（C-0 では同一箇所の横筋ひずみ）

1 層目から 3 層目にかけて降伏していることがわかる。

を図-8 に示す。図はともに，サイクルピーク時の推移

図-6 に示す荷重変形関係も合わせて考慮すると，P-2 でを示している。ここで，ひずみ ε は表-3 に示す材料試験

は最大荷重に達すると同時に鉛直接合部の界面のずれが44

120N/mm2 コンクリートを用いた PCa 柱と場所打ち連層耐震壁の接合構造に関する実験的検討

横筋
40d

ひずみゲージ

壁

柱

-0.5
1

1000

0

500

1000

C-0
P-1
P-2
中塗：水平接合筋

壁

柱

横筋
接合筋

500

-1

1000

横筋・接合筋
ひずみの和

壁

C-0
P-2

柱

0

-0.5

500

1000

ひずみゲージ位置（mm）

P-2正加力（1サイクル目）

柱 壁

無次元化ひずみ（y）

0
-0.5

1000

ひずみゲージ位置（mm）

1

ひずみゲージ位置（mm）

P-1正加力（1サイクル目）

0.5
-500

500

(2) C-0 と P-2
図-10 横筋と水平接合筋の重ね継手箇所のひずみ分布

壁 柱1

R=+2/1000rad
R=+4/1000rad
R=+6/1000rad
R=+10/1000rad

1000

壁 柱

柱 壁

1

無次元化ひずみ（y）

C-0正加力（1サイクル目）

500

-0.5

図-9 横筋と水平接合筋のひずみ分布（最大荷重時）

-1000

C-0
P-1

柱

0.5

0

ひずみゲージ位置（ mm）

柱 壁

0

-0.5

0.5

-500

壁
横筋・接合筋
ひずみの和(1) C-0 と P-1-0.5

無次元化ひずみ（y）

500
ひずみゲージ位置（mm）

0.5

-1000

1

横筋
接合筋

0.5

0

無次元化ひずみ（ /y）

無次元化ひずみ（  /y）

壁

柱

0.5

35d

1
柱

壁

無次元化ひずみ（ /y）

水平接合筋
P-1,2
35d
40d

1

柱

無次元化ひずみ（ /y）

壁横筋

無次元化ひずみ（ /y）

壁

柱
C-0

0.5

-1000

-500

R=+2/1000rad
R=+4/1000rad
R=+6/1000rad
R=+10/1000radひずみゲージ位置（mm）

0
-0.5

500

1000

0.5

-1000

-1

図-11

-500

R=+2/1000rad
R=+4/1000rad
R=+6/1000rad
R=+10/1000radひずみゲージ位置（mm）(1) C-0

壁 柱

1

0
-0.5

500

1000

-1

ひずみゲージ位置（mm）(2) P-1
柱主筋と壁縦筋のひずみ分布(3) P-2

大きくなり水平接合筋が降伏するものの，本実験では，連層耐震壁架構の荷重変形関係に影響はなかった。
各試験体の最大荷重時の壁横筋と水平接合筋のひずみ分布（2 層目）を図-9 に示す。縦軸は無次元化ひずみ（ε / εy）を，横軸はひずみゲージの位置を示し，中白のプロットが横筋，中塗りのプロットが水平接合筋のひずみ分布を示している。接合筋比の小さい P-2 では，右側の水平接合筋が降伏している。これは，接合筋比が小さ
く，接合筋 1 本あたりの応力負担が大きいことに起因しているとみられる。

図-12

中立軸位置の推移

図-10 の左図は図-9 に示す P-1 および P-2 のひずみ分
布の右半分を示している。図-10 右図は P-1，P-2 それぞ接合筋の重ね継手が十分に機能し，応力が伝達されていれのひずみ分布を C-0 と比較したものであり，横筋と接ることが確認できた。

合筋が重なる箇所については，それらを足し合わせて表示している。同図より，水平接合筋が降伏していない（４）柱主筋と壁縦筋のひずみ分布P-1 では良い対応関係を示している。P-2 では鉛直接合正加力時の連層耐震壁脚部の柱主筋および壁縦筋のひ部において水平接合筋が降伏しているが，その両側のひずみの推移を図-11 に示す。縦軸は無次元化ひずみ（ε /ずみ分布は C-0 と同等であることがわかる。横筋と水平εy）を，横軸はひずみゲージの位置を示す。表-3 に示す

45

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

表-6
試験体
No.

試験体名※1

1 C42-S-D25-345-stag
2 C80-S-N-0
3 C80-N-D25-345
4 C80-S-D25-345
5 C80-S-D25-345-stag
6 C120-S-N-0-1
7 C120-S-N-0-2
8 C120-N-D25-345
9 C120-N-D19-345
10 C120-S-D25-345-stag
11 C120-S-D25-590-stag

試験体一覧とコンクリートの材料試験結果

接合筋
コンクリート（上側）コンクリート（下側）
コンクリートシヤー
強度
圧縮強度 ヤング 割裂引張 圧縮強度 ヤング 割裂引張
本数
キー
Fc
係数
強度
係数
強度
鋼種 配置
B
B
と径
(N/mm2 )(N/mm2 ) (N/mm2 ) (N/mm2 ) (N/mm2 ) (N/mm2 ) (N/mm2 )42
3 個 5-D25 SD345 千鳥
52.6
35600
3.46
49.1
35200
3.60
3個
98.3
43000
4.17
96.9
44300
4.72
5-D25
94.8
44500
4.79
96.4
44100
3.97
直線
80
94.3
46100
4.03
90.2
46100
4.93
SD345
3 個 5-D25
千鳥
95.6
46000
4.23
90.9
45300
4.42
159
50000
5.37
150
49300
5.97
3個
153
50100
7.37
146
49700
7.61
5-D25
151
50800
7.24
156
49400
5.22
120
直線
5-D19 SD345
156
50200
6.01
152
50100
7.77
153
49900
7.47
153
49600
6.27
3 個 5-D25
千鳥
SD590
155
49400
5.92
158
50900
6.64

※1：試験体名は，C（コンクリート強度）-S または N はシヤーキーありまたはなし-D（接合筋径）または N は接合筋なし-接合筋規格降伏強度-stag は接合筋を千鳥配置

図-13

試験体（単位：mm）

材料試験による降伏点を超えたプロットは対象外とした。

R=0.002rad 近傍および R=0.004rad 近傍においては大き

図-11 より，○印で示す R=＋0.002rad および●印で示く変化している。R=0.002rad 近傍ではひび割れ発生に伴す R=+0.004rad では，概ね直線的な分布となり平面保持い中立軸が圧縮側に移行しているものと考えられる。

を確認できる。一方，△印で示す R=+0.006rad に着目す

R=0.004rad 近傍では圧縮側柱の柱脚かぶりコンクリート

ると，分布形状が曲線的になっている。これは，が剥落しており，圧縮側コンクリートの応力負担が大き

R=+0.006rad 近傍において柱脚のかぶりコンクリートのくなっていると推察される。■印で示す最大荷重時には，剥落および柱主筋の引張降伏により，平面保持が成り立いずれの試験体も圧縮縁から約 500mm の位置（柱と壁たなくなっていることに起因していると考えられる。鉛板の境界から壁板側に約 250mm の位置）となっており，

直接合部近傍の柱主筋および壁縦筋の分布形状は鉛直接試験体による差異は見られない。鉛直接合部のずれによ合部の影響を受けている様子がうかがえるが，特に P-2

る中立軸位置への影響は確認されなかった。

の R=+0.01rad 時における圧縮側でのひずみの分布形状
は，鉛直接合部のずれによる影響が顕著である。P-2 で４．鉛直接合部せん断実験の計画

は R=+0.01rad 時に鉛直接合部における鉛直方向のずれが生じており，柱と壁板が別々に挙動していることが推測される。

（１）試験体計画
現場打ち同等型指針 3)では，部材間のせん断抵抗要素
を 1 種類と限定している。このことは，抵抗要素が複数（５）中立軸位置の推移ある場合には，各抵抗要素の最大耐力時変形が異なり，正加力時の圧縮縁からの中立軸までの距離の各サイク

耐力評価が困難であることによるものと思われる。また，ルの推移を図-12 に示す。中立軸位置は，図-11 に示す

同指針のコンクリート強度の適用範囲は 60N/mm2 まで

柱主筋および壁縦筋のひずみ分布を直線回帰して位置をと，さらなる圧縮強度を有するコンクリートの接合部の推定した。いずれの試験体も同様の推移を示しており，せん断強度の評価方法に関する研究 例えば 4)は少ない。そR の増大とともに中立軸が圧縮側柱に近づいていき，

こで本研究では，42～120N/mm2 級のコンクリートを使

46

120N/mm2 コンクリートを用いた PCa 柱と場所打ち連層耐震壁の接合構造に関する実験的検討(1) No.6（シヤーキーのみの試験体）

シヤーキー(2) No.8（接合筋のみの試験体）(3) No.10（シヤーキーと接合筋の試験体）
写真-2

ひび割れ状況（右向きが正加力）
表-7

図-14

加力方法

接合金の材料試験結果

径

鋼種

降伏
強度
(N/mm2 )ヤング係数(N/mm2 )引張
強度(N/mm2 )

伸
び
(%)

D19

SD345

390

189300

559

20.3

D25

SD345

378

194700

549

24.9

D25

USD590614

193400788

15.3に示すように加力方向の両面に 3×3mm の溝を切り，そ用して，接合面のせん断実験を行い，せん断抵抗要素がの中にひずみゲージを貼付し，鉄筋表面までエポキシ樹

複数ある場合のせん断力伝達性能および耐力を検討した。

脂 で 埋 め た 。 よ っ て ， 接 合 筋 の 実 断 面 積 は D19

なお，せん断抵抗要素としては，テーパーを有するシヤ（269mm2），D25（489mm2）である。

ーキーと接合筋とした。試験体図を図-13 に，試験体一コンクリートの打設は下スタブを打設し，その 10 日

覧を表-6 に示す。試験体数は計 11 体であり，下スタブ

後に残りの上スタブ側の打設を行った。コンクリートのと上スタブの間に接合面を有している。接合面には目荒

最大粗骨材粒径を 20mm とした。

らしなどの処理は施さず，コンクリートの打設を横打ちとしたため，接合面は型枠面である。試験体は，接合面（２）加力・計測方法に 3 個のシヤーキーのみが配置されているもの，接合面加力方法を図-14 に示す。試験体の下スタブを反力床を貫通する 5 本の接合筋のみが配置されているもの，そに固定し，上スタブの両側に取り付けた 2 台の 2000kNの両方が配置されているものの 3 種類の構成となっていジャッキにより水平力を与え，正負交番繰り返し加力をる。シヤーキーは，図-13 に示すように加力方向にはテ行った。またそれと同時に，試験体上部と左右の上下スーパーを設け，幅方向は試験体と同じ 295mm としていタブ間に 2000kN ジャッキを設置し，水平力で生じる偶る。接合筋はかぶりの影響をみるために，一部の試験体力を打消す方向に加力し，接合面には純せん断力を作用で千鳥状に配置した。接合筋の種別を SD345 およびさせた。

USD590 とし，コンクリートの目標圧縮強度を 42，80 お
よび 120N/mm

2 とした。コンクリートおよび接合筋の材料試験結果を表-6 および表-7 に示す。接合筋には図-13

文献 2)に示されている接合面のせん断耐力式を式(1)に示す。
Qu=0.10･Fc･Ac+Σ(av･σy)

(1)

47

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号(1) No.10（120N ｼﾔｰｷｰと接合筋）(2) ｼﾔｰｷｰのみ試験体
図-16(3) 接合筋のみ試験体
図-15

接合筋のひずみ分布（δs=0.25mm 時）(4) ｼﾔｰｷｰと接合筋試験体せん断力 Q－接合面のずれ δs 関係

ここで，Fc はコンクリートの設計基準強度，Ac はシヤーキーの断面積，av および σy は接合筋の断面積および降

図-17

接合面の目開き推移

伏強度である。加力は，微小変形での繰り返しの影響をみるために式(1)のせん断耐力 Qu の 30%，40%，50%のし，最大荷重に達する少し前に両面とも引張降伏ひずみ

荷重まで繰り返し加力を行い，その後，接合面の水平ずに達した。

れ変位による変位制御とし，±2，4，8mm を正負交番

最終破壊状況を写真-2 に示す。左側が試験部の側面で繰り返した。以後，Qu の 30%，40%および 50%時をの写真，右側が接合面で切断した下スタブ側の面の写真τ1，τ2 および τ3 レベルと称す。なお，シヤーキーのみ，である。目視確認では、シヤーキー端部のコンクリート

接合筋のみの試験体では，シヤーキー，接合筋がともにが潰れて砂状になっている様子と、シヤーキー上部が山ある試験体の τ1 から τ3 レベル時のすべり変位に対応し形に切断されていた。このことから破壊は、シヤーキー

た変位制御とし，各変位で 3 回ずつ繰り返した。

支圧部での支圧破壊が進展し剛性が低下した後に、シヤ接合面の水平ずれ変位，接合面の目開き，接合面のーキー隅角部から生じた斜めひび割れが正負繰り返し加変位計は接合面から 25mm 上部の位置と接合面の際から力によって繋がった，支圧破壊後のせん断破壊と考えら

25mm の面外方向の下スタブの位置に取り付けた。実験れる。

時の変位制御は，試験体中央部の表裏の変位計 2 本の平均値を利用した。接合筋のひずみは接合面から上下とも

５．鉛直接合部のせん断実験結果に 0.4d，1d，1.6d，2.4d，8d（d：接合筋の公称径）の位置を計測した。

（１）せん断力－接合面ずれ関係
接合部のせん断力 Q と接合面ずれ δs の関係を図-15 に（３）ひび割れ状況示す。代表例として，高強度コンクリート（120N/mm2）

コンクリート強度が 42 および 80N/mm2 の試験体ではで接合筋とシヤーキーを有する No.10 は全過程を示して

τ2 レベルのサイクル時に，120N/mm2 の試験体では τ1 レ

いるが，その他の試験体については実験要因ごとに正側ベルの処女加力時に斜めひび割れが生じた。これは，シの包絡線を示している。すべての試験体で微小変形時のヤーキーの支圧部分から荷重が作用するジャッキの方向

多数回繰り返しによる耐力低下はなかった。シヤーキー

へ向かう斜め方向のひび割れであり，作用位置に近いほのみの試験体では，コンクリート強度の上昇にともない

うから順番にひび割れが生じたものの発生荷重に大きな

最大耐力および最大耐力時変形が大きくなった。接合筋

違いはなかった。その後，接合面のすべりが+2mm の加のみの試験体では，接合面ずれ 2mm 時まではコンクリ

力中に接合筋の片側の面のひずみが引張降伏ひずみに達ート強度の違いによる影響はほぼなかったが，それ以降

48

120N/mm2 コンクリートを用いた PCa 柱と場所打ち連層耐震壁の接合構造に関する実験的検討

表-8

耐力実験値と計算値※1 せん断強度で決まる
cQsu1 =0.5√σB ∑ni=1 ai wi
𝜎 :コンクリート圧縮強度 N/mm
𝑎 ：シヤーキーの付け根部の長さ mm
𝑤 ：シヤーキーの幅 mm

図-18※ 2 接合筋の項に係数 0.6 を乗じている
cQsu2 =0.10∙Fc ∙Asc +0.6 ∑ av ∙σyFc ：コンクリート圧縮強度(N/mm2 )Asc ：シヤーキーの鉛直断面積 mm2
a ：シヤーキーの接合筋断面積の和
𝜎 ：接合筋の規格降伏点 MPa

実験値と計算値の比較の変形では若干の違いがみられた。また，接合筋強度が小さくなると耐力が減少した。接合筋とシヤーキーのある試験体は，接合面ずれ 0.10～0.73mm で接合筋が降伏し，シヤーキー隅角部からの斜めひび割れが多数生じると と も に 徐 々 に 剛 性 が 低 下 し ， 接 合 面 ず れ が 0.78～(1) コンクリート（80N/mm2）試験

1.34mm でシヤーキーが破壊し最大耐力に至った。その最大耐力はコンクリート強度が高くなるほど大きくなった。なお，No.1 は加力の不具合により耐力が上昇した
ため，はじめに剛性が変化した点を最大耐力とした。
（２）接合筋のひずみ分布と接合面の目開き推移
接合筋のひずみ分布を図-16 に，接合面の目開き推移を図-17 に示す。接合筋のみの No.3 は接合面付近の接合
筋表裏で対称にひずみ，曲げ力を受けていることがわか(2) コンクリート（120N/mm2）試験
図-19

せん断抵抗要素の耐力負担構成る。一方，接合筋とシヤーキーがある No.4 の接合面近傍のひずみは，No.3 と同様に曲げ力を受ける対称形状を示しているが，接合筋に引張力が作用することによって No.3 に比してひずみのシフトが起こっている。この接合筋の引張現象の特徴は接合面の目開き性状にも現れており，接合筋のみの No.3 は接合面ずれが進行しても目開きはほとんど生じていないが，シヤーキーのある
No.2，No.4 は接合面ずれの進行とともに目開きが増加している。これらのことより，シヤーキーのテーパー部

図-20

摩擦力の計算方法の影響により，接合面ずれにともなって接合面に目開きが起こり，同時に接合筋に引張力が作用しているものと思われる。

では，実験値を過少に評価していることがわかる。そこ
で，接合筋の効果を見込む壁式規準式の接合筋項に係数（３）耐力実験値および計算値

0.6 を乗じて耐力評価を行った。その結果，シヤーキー

耐力実験値と計算値一覧を表-8 に，実験値と計算値のみの試験体を除き，コンクリート強度 42N/mm2 からの比較を図-18 に示す。計算には前掲の現場打ち同等指120N/mm2 の試験体まで概ね評価が可能であった。他方，

針式と壁式規準式の一部を変更したものを用いている。

シヤーキーのみの試験体では計算値は実験値を過大に評シヤーキーのせん断強度を算定する現場打ち同等指針式

価しており，テーパーの影響によるものと思われる 5)。

49三井住友建設技術研究開発報告第 19 号（４）各せん断抵抗要素によるせん断力負担構成

謝辞：本検討を実施するにあたり，福山大学

都祭教授，

No.4（80N/mm2） と森ビル株式会社

土橋氏，岡部氏，安田氏，古田氏，株No.10（120N/mm2）のせん断抵抗要素によるせん断力負式会社日建設計

小板橋氏，國津氏，株式会社日建ハウ

担構成を図-19 に示す。ここでは，接合筋とシヤーキー

ジングシステム

小﨑氏，佐藤氏には有益なご助言をいを有する試験体の実験時せん断力を接合筋のみ，シヤー

ただきました。ここに，厚く御礼申し上げます。

接合筋とシヤーキーを有する

キーのみの試験体の実験結果を元に推察する。中野，松崎は接合筋のひずみ分布形状は同一な接合面ずれ変形時

参考文献

において，シヤーキーの有無による差がないことを報告

1）国土交通省国土技術政策総合研究所ほか：2020 年版

している 6）。それを参考に，接合筋のみの試験体とシヤーキーのみの試験体の実験時における同一変形時せん断力を加算し，接合筋とシヤーキーがある試験体の実験時

建築物の構造関係技術基準解説書，2020
2）日本建築学会：壁式鉄筋コンクリート造設計・計算
規準・同解説，2015

せん断力の再現を試みた。しかしその試算結果では，接3）日本建築学会：現場打ち同等型プレキャスト鉄筋コ合筋とシヤーキーを有する試験体の実験時せん断力を過ン ク リ ー ト 構 造 設 計 指 針(案)・ 同 解 説(2002)，

少に評価することとなった。そこで，本実験では接合筋

2002.10の引張力によるひずみシフトの現象がみられたことから，

4）河野進，長尾奈宣，田中仁史：高強度材料が接合面接合筋の引張反力がシヤーキーのテーパー部に作用するにおけるせん断力伝達性能に与える影響の評価，コとして摩擦抵抗を考慮し，前述の実験値の加算せん断力

ン ク リ ー ト 工 学 年 次 論 文 報 告 集 ，Vol.22，No.3，に加えてみた。摩擦力の計算方法を図-20 に示す。また，

pp.901-906，2000

摩擦力の算定に用いた摩擦係数は，微小変形（約 1mm）5）香取慶一，林静雄，乗物丈巳：形状の違いと複数個であったので文献 6)の静摩擦係数 0.66 を用いた。その配置されることがプレキャスト接合部のシアキーの結果，コンクリート強度の相違に関わらず最大耐力時

せん断挙動に及ぼす影響（第１報（約 1mm）では，概ね実験時のせん断力を再現すること耐力および破壊性状との関係），日本建築学会構とができた。

造系論文集，第 64 巻，第 518 号，pp.71-78，1999.4

シアキーの形状

6）中野克彦，松崎育弘：プレキャスト RC 部材接合面

６．まとめ

におけるせん断抵抗要素の耐力累加方法，日本建築学会構造系論文集，第 66 巻，第 550 号，pp.151-158，①120N/mm2 超高強度コンクリートを用いて付帯柱をプレキャスト化した連層耐震壁架構の水平加力実験を行った。その結果，PCa 柱とした試験体は，一
体打ち試験体と同等の破壊性状および荷重変形関係となり，鉛直接合部強度の設計式の有効性および鉛直接合部の応力伝達性状を確認した。
②シヤーキーと接合筋を有するテーパー付き鉛直接合部のせん断実験（Fc=42～120N/mm2）を行った結果，接合部せん断耐力は接合筋項に 0.6 を乗じた壁式規準式を用いることによって，適切に評価可能なことがわかった。また，シヤーキーのテーパーの影響をテーパー部に生じる摩擦力として考慮することによって，実験結果を説明できることがわ
かった。

50

2001.12

シーソーシステムを用いた制振構法の適用に関する実験的研究

シーソーシステムを用いた制振構法の適用に関する実験的研究
Experimental Study on Practical Application of Vibration Control Method with Seesaw System
免制震技術部平田裕一

YUICHI HIRATA

免制震技術部川島学

MANABU KAWASHIMA

免制震技術部原田浩之

HIROYUKI HARADA

構造物の振動特性を改善し，サスティナブルな構造物を実現するために，著者らはパッシブ制振システムであるシーソーシステムの開発を進めてきた。これまでに，小型模型実験や地震応答解析を行い，シーソーシス
テムの有効性を確認している。本論はシーソーシステムの実現性を確認するために行った実大規模の振動実験を報告するものである。実験結果より，本システムは実大規模の構造物においても減衰定数を適切に増加させており，十分実用化可能であることが示された。また本実験の 3 次元フレームモデルによるシミュレーション
解析は実験結果を適切に説明しており，解析方法の妥当性も確認している。
キーワード：シーソーシステム，パッシブ制振，減衰定数，振動実験，周波数応答

In order to improve the vibration characteristics of structures and make them sustainable, a seesaw
system, which is one of passive vibration control systems, has been developed. So far, small model tests
and seismic response analyses have been conducted to examine the effectiveness of the seesaw system.
This paper reports a full-scale test conducted to reveal the feasibility of the proposed system. The test
results showed that this system raised the damping factor appropriately even in a full-scale structure andwas sufficiently feasible. In addition, the simulation analysis using the 3D frame model of this test showed
the test results properly, and the validity of that analysis method was confirmed.
Key Words: Seesaw system, Passive vibration control system, Damping factor, Vibration Test, Frequency
response

１．はじめに

形性能を確保することが行われてきた。しかしながらこのような設計思想は，サスティナブルな構造物の要求性

近年，持続的な社会を実現するために，サスティナブ

能を満足させる方法として必ずしも十分なものとは思わ

ルな構造物が求められている。サスティナブルとは，資れない。地震エネルギー入力を構造躯体の損傷により消源を長い期間維持し，環境に負荷をかけないようにしな費するのではなく，エネルギー吸収部材と呼ばれる制振がら利用していくことである。このため，通常の構造物

ダンパーによって吸収させる制振構造の考え方が，近年のように大地震時における建物の破壊や倒壊を防ぐよう改めて注目されている所以である。制振構造は，一般にな必要最低限の性能だけでは十分でなく，その耐震安全

アクティブ制振システムとパッシブ制振システムに分類をさらに向上させながら，中小地震時において構造物内される。大地震時において構造物の安全性を向上させるの資産を守り，地震後に継続的に使用できることが必要

システムは，主にパッシブ制振システムが用いられていである。構造物にこのような機能を持たせるためには，る。パッシブ制振システムは，通常，構造物の各層に制

大地震時に構造躯体が塑性化等による永久変形を生じな

振ダンパーを配置することにより地震等の外乱のエネル

い方が良い。また構造躯体の損傷部位を限定し，構造躯

ギーを吸収する。ただし，このような各層に配置する方体はできるだけ弾性状態を維持することが望ましい。

法は，建築計画上大きな制約を受けることがある。またこれまでの設計では，大地震時に人命を守ることと経済的に合理的であることを同時に満足させるために，構造躯体の損傷を許容しながら，構造物の耐力および変十分な減衰性能を確保するために制振ダンパーの数量が多くなり，必ずしも経済的ではない。
本論では，これらの問題に対応し得る新しいパッシ

51三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

Rods

Seesaw
memberDampers(a) 無変形状態
図-1

近似直線運動ブ制振システム（以下，シーソーシステムと記す）を提案するものである。このシーソーシステムは以下の利点(b) 変形状態
図-2

シーソーシステム

3 つの構成要素から成り立っている。
第１の要素は，構造物の上部から斜めに掛け渡される 2 本のロッド材である。ロッド材が複数層を横切るこがある。
①各層に設置する制振ダンパーの数量を大幅に低減できる。

とにより各層の変形の合計量をシーソー機構の梁部材（以下，シーソー部材と記す）に伝達する。各層の中間②取付け部材が過大にならない。

において仮想的切断面を考えるとその断面でのロッド材③制振ダンパー単体の特性が有効に引き出せる。

の軸力が等しいことから，各層の仮想断面位置に同じ水

これまで，シーソーシステムの特性を把握するため平力が同時に加わることになる。このことより，構造物に，静的加力実験，模型振動実験，解析方法の検討を行の振動状態として水平 1 次モードが支配的な場合，制振1)～ 3) 。本論は，シーソーシステムを実大規模のダンパーを各層に設置する場合の効果が，1 か所に設置

鉄骨フレームに設置した場合の振動特性を周波数応答実する制振ダンパーで処理できることになり，制振ダンパ

験により検証するものである。実験結果とシミュレーシ

ー設置数の制約を受けにくい。

ってきたョン解析結果より本システムの有効性が示されている。

第 2 の要素は，中央部がピン支持されたシーソー部材である。ロッド材に連結したシーソー部材の回転運動に

２．システムの概要

より，構造物の水平変形がシーソー部材端部の鉛直変形に変換される。このとき，近似直線運動の働きによりピ（１）近似直線運動

ン支持点の鉛直力はあまり大きくならない。構造物が右シーソーシステムの利点は，近似直線運動を活用する

側に変形した場合，シーソー部材の左端は鉛直上向きに，ことにより得られる。近似直線運動の概念図を図-1 に

右端は鉛直下向きに動くため，微小変形の仮定が成り立示す。これはチェビシェフの近似直線運動機構を応用しつ変形領域では，ロッド材はほぼ剛体的に運動し，大きたものであり，端点をピン支持した 2 本のロッド材を交な圧縮力が生じない。通常，複数層にブレース材を掛け差させ，その反対側の端点に両端ピンの水平材を取り付渡す場合，圧縮力に対して座屈させないように部材断面けることで構成される。このメカニズムは，4 点ピン接を剛強に設計する必要があるが，本システムでは圧縮力合であるため不安定構造である。水平材が水平方向に運が生じにくいことからロッド材の断面を大きくする必要動するとき，水平材は，その中央点を中心に回転運動ががない。

生じる。微小変形を仮定した場合，幾何学的な関係より，

第 3 の要素は，シーソー部材の端点に配置される鉛直

この中央点は鉛直方向に運動することなくほぼ水平のみ

方向の制振ダンパーである。この制振ダンパーが地震等に運動する。このような水平材の動きが近似直線運動との外乱のエネルギーを吸収し構造物に減衰性能を付与す呼ばれている。

る。制振ダンパーはシーソー部材の端点に配置されることにより，制振ダンパー単体の特性に近い性能が得られ（２）シーソーシステムの構成る。この性質は，一方のロッド材に引張力が生じるとき，

シーソーシステムの基本的な構成を図-2 に示す。図シーソー部材の回転によりもう一方のロッド材がほとんは 3 層の構造物にシーソーシステムを適用した場合であど圧縮されていないことに起因するものである。ロッド

る。図-2(a)は変形していない状態を，図-2(b)は変形

材が圧縮されていないため，構造物の振動が反転したと後の状態を表している。図より，シーソーシステムは，

きにロッド材の圧縮変形を解除する必要がない。すなわ

52シーソーシステムを用いた制振構法の適用に関する実験的研究

ち構造物の振動が反転した瞬間にロッド材に引張力を生Vibration exciter

じさせることができるため，制振ダンパー単体の特性に近いものが得られる。
なお，本シーソーシステムは，主体構造物に対してRod併設されるものである。このため，構造物の種類に関わらず減衰性能を向上させる手法として適用可能である。

３．振動実験Steel plates（１）実験方法
本シーソーシステムが実大規模の構造物に対して有効に機能することを確認するために，構造物の頂部に起振Seesaw member

機を設置した周波数応答実験を実施した。
図-3 に実大規模の構造物を想定した試験体の軸組図

PinDampersを示す。図-4 は試験体の R 階の平面図であり，図-5 は2 階の平面図である。試験体は 3 層の鉄骨構造物である。
長辺方向はスパン長 5m の 2 スパン，短辺方向はスパン

図-3

試験体軸組図長 5m の 1 スパンである。柱はすべて共通に箱型断面（□-250×250×9）であり，全体で 6 本である。梁も各階共通に H 型断面（H-300×150×6.5×9）である。階高

Vibration exciterは 1 階が 3.3m，2,3 階が 3m であり，全高 9.3m である。
本試験体は倉庫建物を想定している。このため，各Steel plates層の質量として約 28.2t の敷鉄板を設置することにより模擬した。各階の床面には，面内水平剛性を確保するた
めに水平ブレースを配置している。なお図-3,4,5 は本シ
ステムを 1 階に設置した例であり，ロッド材は R 階に掛け渡されている。ロッド材は径 38mm の高張力鋼である。
また加振時のねじれの影響を少なくするために短辺方向の外側 2 構面に鉛直ブレースを配置した。
図-6 に実験システムのイメージ図を示す。R 階に起振機（最大起振力 7,840N，可動部質量 1,250kg，最大振幅

図-4

試験体平面図（RF）

100mm(p-p)）を 2 台設置し，2 台を同期させて長辺方向に正弦波加振を行った。
写真-1 に実験状況を，写真-2 にシーソー部材と制振ダンパーを示す。本ダンパーは速度依存型のものである。
図-7 に本ダンパーの力学モデルと諸元をまとめる。

Steel plates

写真-1 より，ロッド材の交差部には，クロスターン
バックルを用いて，交差するロッドの軸心を同一の鉛直面内に位置するようにしている。シーソー部材は長辺方向外構面に各 1 台，合計 2 台設置している。1 台のシーソー部材に 2 台の制振ダンパーを設置した。なお制振ダ
ンパーを設置した全ての実験ケースにおいその設置台数は同じである。
写真-2 より，制振ダンパーの加力中心は，シーソー

図-5

試験体平面図（2F）

部材の支持点から 500mm の位置に設けた。ロッド材には，自重によるたわみを除去するために張力（約 40kN）

53

第 19 号

三井住友建設技術研究開発報告

写真-2

図-6

実験システム

写真-1
C1

実験状況

K1

表-1
Dampers Seesaws

C2
C1
K1
C2
K2

図-7

シーソー部材と制振ダンパー

K2

Without

0.036 kN/mm/s
0.350 kN/mm
0.019 kN/mm/s
1.340 kN/mm

With

実験パラメータ
Acceleration of the exciter

Rods

Tension

Case

1F

1-3F

160μ

BF1R

○

1F

1-RF

170μ

BF1L

○

1F

1-RF

340μ

BF1L2

○

2F

―

―

BFRN

○

1F

1-3F

160μ

GB1R

○

○

○

1F

1-RF

170μ

GB1L

○

○

○

1F

1-RF

340μ

GB1L2

○

○

2F

2-RF

160μ

GB2R

○

○

0.05G

0.1G

0.15G

0.2G

○
○

制振ダンパーの力学モデルと諸元を導入した。たわみが除去できていることは目視により確認している。またそのときのロッド材の軸ひずみを管理し，張力を 2 倍にした場合も実験している。

(a) BF1R(b) BF1L,BF1L2(c) BFRN(d) GB1R(e) GB1L,GB1L2(f) GB2R

図-7 より，本制振ダンパーに使用されている材料は
比較的線形性が強く，周波数依存性を有するため，解析には 4 要素モデルを用いた。
なお，本シーソーシステムは，適用する制振ダンパ
ーの種類には基本的には影響しない。従って速度依存型
ダンパーだけでなく，変位依存型ダンパーに対しても適図-8シーソー部材とロッド材の設置位置用可能である。
実験のパラメータを表-1 に示す。表より，実験パラメータは，制振ダンパーの有無，シーソー部材の設置位
置，ロッド材の掛け渡し形式，ロッド材の軸ひずみ，起振機の入力加速度である。
図-8 は，シーソー部材とロッド材の設置位置の模式図を示している。図中の(a)～(f)は表-1 の Case 名に対応している。図-8 は，Case 名毎に，表-1 の Seesaws 欄に示すシーソー部材の設置階（1F,2F）と Rods 欄に示す
ロッド材の掛け渡し階（1-3F,1-RF,2-RF）を図示してい

54

写真-3

起振機設置状況シーソーシステムを用いた制振構法の適用に関する実験的研究

る。写真-3 は，R 階に設置した起振機である。計測項目
は，各階の振動方向の加速度，変位およびロッド材の軸(a) BF1R
1F,1-3F,160μ

ひずみである。
（２）実験結果
図-9 にベアフレームの周波数応答曲線を示す。横軸が加振周波数であり，縦軸が R 階の水平変位である。また表-2 に各周波数応答曲線から 1/√2 法で評価した減衰
定数をまとめて示す。
図-9 より，ベアフレームの固有周期はいずれのケー
スも約 1.5Hz である。図-9(a),(b)より，頂部の応答変位は約 25mm である。この値は層間変形角 R で評価すると約 1/360 であり，フレームの弾性限内の値である。これに対して，図-9(c)は約 23mm であり，図-9(a),(b)と(b) BF1L
1F,1-RF,170μ

比較してやや小さく，図-9(d)は約 28mm と若干大きい。
図-9(c)はロッド張力を 2 倍にしているためにロッド材の上端のピン支持部の摩擦が大きく，応答量がやや小さくなったと思われる。また，図-9(a),(b),(c)は，シー
ソー部材が 1 階に設置されており，シーソー部材の質量の影響がない。図-9(d)はシーソー部材が 2 階に設置されているため，加振時にシーソー部材の質量が外力として作用し，頂部変位がやや大きくなっていると思われる。
また表-2 より，ベアフレームの減衰定数は約 0.43～
0.5%である。
図-10 にシーソーシステムを設置した場合の周波数応(c) BF1L2
1F,1-RF,340μ

答曲線を起振機の入力加速度をパラメータとして重ねて示す。また表-2 に 1/√2 法で評価した減衰定数をまとめる。
図-10(a)は，1 階にシーソー部材を設置し，ロッド材
を 3 階に掛け渡した場合である。図-10(a)より，共振周
波数は，制振ダンパーの設置によりベアフレームより若干高くなり，入力レベルが大きくなるにともないベアフ
レームの周波数に近づいている。ただし，本制振ダンパ
ーは粘性的性質が強いため，制振ダンパー設置による周波数の変動は比較的小さかった。応答量としては，入力
加速度 0.05G の場合，頂部変位はベアフレームの 25mm(d) BFRN
2F, ―から 6mm に低減している。表-2 より，減衰定数はベアフレームの 0.47%から 2.09%に増大している。入力加速度を 2 倍（0.1G）にした場合の頂部変位は約 12.5mm であり，減衰定数は 1.84%である。また入力加速度を 4 倍（0.2G）にした場合の頂部変位は約 31mm であり，減衰定数は 1.42%である。この値はベアフレームの 0.05G 入
力時頂部変位が 25mm であることと比較して若干超過する 程 度 に 留 ま っ て い る 。 本 シ ス テ ム の 挙 動 は ，4 倍
（0.2G）をやや下回る入力加速度に対してベアフレー
ムと同等と考えられる。

図-9

ベアフレームの周波数応答曲線

55

三井住友建設技術研究開発報告

表-2
Dampers Seesaws

Without

With

第 19 号

減衰定数一覧

(a) GB1R
1F,1-3F,160μDamping factors(%)

Rods

Tension

Case

1F

1-3F

160μ

BF1R

1F

1-RF

170μ

BF1L

0.46

1F

1-RF

340μ

BF1L2

0.50

0.05G

0.1G

0.15G

0.2G

0.47

2F

―

―

BFRN

0.43

1F

1-3F

160μ

GB1R

2.09

1.84

1F

1-RF

170μ

GB1L

2.56

2.06

1.82

1F

1-RF

340μ

GB1L2

2.80

2.33

1.97

2F

2-RF

160μ

GB2R

1.42

1.08

1.42

0.93

図-10(b)は，1 階にシーソー部材を設置し，ロッド材
を R 階に掛け渡した場合である。図-10(b)より，入力レ
ベル 0.05G の場合，頂部変位は 5mm である。またこの(b) GB1L
1F,1-RF,170μ時の減衰定数は，表-2 より 2.56%である。入力加速度を2 倍にした場合の頂部変位は約 10mm であり，減衰定数は 2.06%である。また入力加速度を 4 倍にした場合の頂部変位は約 23mm であり，減衰定数は 1.82%である。ロッドを 3 階に掛け渡した図-10(a)と比較して，各入力レベルに対して，頂部変位は低減し，減衰定数が増大した。
図-10(a)は，ロッドが 3 階に掛け渡されているため，
1 階から 3 階の 2 層分の相対変位に対して本システムが機能する。これに対して，図-10(b)は，1 階から R 階にロッドが掛け渡されるため，相対変位が 3 層分となる。
ロッドの角度は図-10(b)の方が鉛直に近づくので水平(c) GB1L2
1F,1-RF,340μ

分力は小さくなるが，相対変位が大きいため応答特性が改善していると考えられる。これは各層に設置する従来の制振構造に対して，ロッド材を多層に掛け渡すことによって，制振ダンパーを有効活用できることを示している。
図-10(c)のシーソー部材とロッド材は図-10(b)と同じ位置であるが，ロッド材の張力を 2 倍にした場合である。図-10(b)と図-10(c)の比較より，応答特性はほぼ同様の傾向になった。本実験ではロッド材の自重によるたわみを除去するように，ロッド材の軸ひずみをモニターしながら張力を導入している。この値が 2 倍程度変動
しても応答特性に大きな相違は見られなかった。

(d) GB2R
2F,2-RF,160μ

図-10(d)は 2 階にシーソー部材を設定し，ロッド材をR 階に掛け渡した場合である。このケースでは相対変位
は 2 階と 3 階の 2 層分である。図-10(a)との比較より，
図-10(d)の頂部変位がやや大きくなっている。これはシーソー部材を 2 階の梁から突き出した片持ち梁の上に設置しているため，この梁の変形量が制振ダンパーの変位量を小さくしたためと思われる。なお本実験では，2階の梁に図-5 に示すような斜材（火打ち材）による補強をしている。中間層に本システムを設置する場合には

56

図-10

シーソーシステムの周波数応答曲線

シーソーシステムを用いた制振構法の適用に関する実験的研究(a) シーソーシステム組込み時のモデル
図-11

図-12

ベアフレームの解析結果（BF1L)(b) シーソー部材と制振ダンパー
解析モデル

図-13

シーソーシステムの解析結果（GB1L）

このような設置位置における補強を適切に考慮する必要のピン機構に対応する。また図-11(b)の下側の三角形があると考えられる。

はシーソー部材のピン機構を支持するために設けている。
シーソー部材は，このピン支持位置で自由に回転するこ

４．数値解析

とができる。
制振ダンパーの解析モデルは，図-7 に示した 4 要素

（１）解析モデル

モデルを鉛直向きに配置している。ベアフレームの減衰

図-11(a)に本実験に関する解析モデルを示す。試験

定数は，実験結果を参考に h=0.5%の剛性比例型で与え体フレームの解析モデルは，3 次元の立体フレームモデ

た。なお，振幅レベルが小さい場合のベアフレームの周ルである。解析モデルは 1 階から R 階にロッド材を掛け

波数応答曲線は，実験精度の限界により測定できていな渡した場合を例示している。各層の質量は柱梁接合部のい。制振ダンパー設置時の解析では応答変位が小さくな

節点位置に集中荷重として与えた。

るので，フレームの減衰定数は変化していることが考え

図-11(b)はシーソー部材と制振ダンパーを拡大してられる。しかしながらその評価が困難であるので，ここ示している。シーソー部材は剛性が大きいことから，トでは制振ダンパー設置時においてもフレームの減衰定数

ラス材により剛体挙動をする三角形を構成することでモとして同じ値を用いることとした。また，本実験では，デル化した。図-11(b)の上側の逆三角形がシーソー部

ロッドの張力が解除されていないことから，ロッド材は材の梁に対応する。この逆三角形の下端がシーソー部材

引張と圧縮の両方向に効くトラス材としてモデル化して57

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号いる。
加力方法は，周波数毎に起振機設置位置に正弦波加

今後は本解析モデルを用いた実施物件の設計的検討を実施するとともに，取り付け部のディテールや取り付け

振力を外力として与えている。

部材の補強方法等に関する改良を検討する予定である。

（２）解析結果

謝辞：本研究は，広島大学田川浩教授との共同研究とし

図-12 にベアフレームの実験結果（BF1L）と解析結て行ったものです。ここに心より御礼申し上げます。

果を重ねて示す。図より，解析結果と実験結果は概ね良い対応を示している。このことより，ベアフレームの減

参考文献

衰定数 h=0.5%はほぼ妥当な評価と考えられる。

1）Kang, J.D., Tagawa, H. : “Seismic performance of steel

図-13 に 1 階にシーソー部材を設置し，ロッド材を R

structures with seesaw energy dissipation system using

階に掛け渡した場合（GB1L）の解析結果と実験結果を

fluid viscous dampers”, Engineering Structures, Vol.56,

入力加速度をパラメータとして重ねて示す。図より，入pp.431-442, 2013.

力レベルが小さい場合には解析結果が若干大きく，入力

2）Tagawa, H., Gao, J. : “Evaluation of vibration control

レベルが大きくなると解析結果が小さくなる傾向が見ら

system with U-dampers based on quasi-linear motion

れるものの，解析結果と実験結果は概ね良好な対応を示

mechanism”, Journal of Constructional Steel Research,

している。この差は，振幅レベルに応じたロッド材等のVol.70, pp.213-225, 2012.

摩擦の影響やフレームの減衰定数の違いなどによると考3） Tagawa, H., Yamanishi, T., Takaki, A., Chan, R.W.K. :えられる。各接合部のピンの摩擦係数を小さくすること“Cyclic behavior of seesaw energy dissipation systemによって解析結果はより整合すると思われる。

with steel slit dampers”, Journal of Constructional Steel
Research, Vol.117, pp.24-34, 2016.

５．まとめ
本シーソーシステムを実大規模の構造物に適用した周波数応答実験およびそのシミュレーション解析より，以下の点が確認された。
①本システムは実大規模の構造物に対しても適切に機能し，構造物に減衰定数を付加することが可能である。
②ロッド材を多層に掛け渡す場合，同じ制振ダンパ
ー量に作用する相対変位が増大するため，応答変位が低減し減衰定数が増大することが確認された。
ロッド材を多層に掛け渡すと経済的に有利と思われる。
③ロッド材の自重によるたわみを除去する程度の張力をロッド材に導入する場合，張力が 2 倍程度変動
しても応答特性に大きな影響は与えなかった。
④シーソー部材を 2 階に設置した場合，1 階に設置した場合と比較して応答変位がやや大きくなり，減
衰定数の増大量が小さくなった。これはシーソー
部材を取り付ける位置の構造躯体の変形により制振ダンパーの変位が小さくなったためと思われる。
中間階に設置の場合は，適切な補強を行うことが望ましい。
⑤本論の解析モデルにより実験結果を概ねシミュレーションできており，本システムを適切に評価できると考えられる

58

機械学習・深層学習を活用した建物冷暖房負荷予測モデルの精度に関する研究

機械学習・深層学習を活用した建物冷暖房負荷予測モデルの精度に関する研究
Study on the Accuracy of Building Cooling and Heating Load Prediction Models
using Machine Learning and Deep Learning
環境・エネルギー技術部

池原基博

MOTOHIRO IKEHARA

環境・エネルギー技術部

西尾新一

SHINICHI NISHIO

環境・エネルギー技術部

丸山

信一郎

SHINICHIROU MARUYAMA

機械学習および深層学習は，計算パフォーマンスの向上に伴い，建設業界においても一般的になりつつある。建物の冷暖房負荷予測は，これらの適用が可能な分野の 1 つであり，建物の運用段階でのエネルギー消費量の削減をもたらす。本研究では，機械学習および深層学習モデルによって冷暖房負荷を予測し，複数のモデ
ルの精度を比較検証した。その結果，「決定木による勾配ブースティング法（GBDT）」を使用したモデルの精度が最も高いという結果となった。また，予測精度を向上するために新たに追加するべきデータを検討したところ，将来の気象情報であることを示した。
キーワード：冷暖房負荷予測，機械学習，深層学習，勾配ブースティング法

Machine Learning and Deep Learning (ML/DL) are becoming common among the architectural,engineering, and construction industry in accordance with the improvement of computational calculation
performance. Building cooling/heating load prediction is one of the applicable fields for ML/DL whichbrings the reduction of energy consumption in the building operation phase. The purpose of this study is topredict cooling/heating load by applying ML/DL models, and to verify the accuracy of multiple models.
The results showed that the Gradient Boosting Decision Tree model has high accuracy and future weather
information effects the results.
Key Words: Building cooling/heating load prediction, Machine learning, Deep learning, Gradient boosting
decision tree model

１． はじめにョンで教師データを作成し，竣工直後はその教師データをもとに負荷予測および空調制御を行い，実際の運用状

近年，計算機性能の向上に伴い，非線形現象の予測

況にあわせて調整していくことで，竣工直後から負荷予が可能で汎用性の高い機械学習や深層学習に注目が集ま測を活用しつつ，設置した建物の特性に合わせた空調制っている。建築・建設業界においても，様々な分野・場御を実施することが可能になる。また，設備機器の更新

面での活用が試みられており，その一つに建物の冷暖房への対応も可能となると考えられる。

負荷予測

1) ～ 4)が挙げられる。建物の熱的な挙動を予測

本研究では，仮想の建物に対して熱回路網計算を行い，することで，空調・熱源機器の運転最適化や自動運転がその解析結果を教師データとして機械学習・深層学習モ可能となり，建物の運用段階において省エネルギー効果

デルを構築することで，建物の負荷予測を行う。複数のや省力化をもたらす可能性を秘めている。しかし，新築

機械学習・深層学習モデルの精度を比較することで，建の建物において，機械学習や深層学習に必要な教師デー

物用途に適したモデルの選定を行うとともに，評価指標

タを収集するためには，少なくとも数年間の運用データや適切な入力変数の抽出することを目的とする。

が必要となり，竣工直後から負荷予測を活用することが難しい。そのため，事前に予備学習としてシミュレーシ

59三井住友建設技術研究開発報告表-1

第 19 号建物条件
約1,500 m 2
約3,000 m 2
千葉県
2階
20%
オフィス

建築面積
延床面積
所在地
階数
窓面積率
建物用途

Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec

Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec

図-1
表-2

解析モデル

熱回路網計算条件

解析期間

1/1～12/31（準備解析1ヶ月）

気象データ

拡張アメダス標準年気象データ（2010年版・我孫子）

解析ソフトウェア

EnergyPlus

運用スケジュール

ASHRAE 90.1 2016 オフィス用途に準拠

内部負荷

ASHRAE 90.1 2016 オフィス用途に準拠
外壁・屋根・床外皮性能

Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec

窓・トップライト

U値：0.5 W/m2･K
U値：2.4 W/m2･K
SC値：0.55

２． 年間冷房負荷データの作成

Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec

図-2

冷房負荷推移（１）建物条件
本研究に用いる仮想建物として，表-1 の解析条件で，図-1 に示すモデルを設定した。
（２）教師データと検証データの設定
表-2 に示す条件で熱回路網計算を行い，年間冷房負荷データを 4 年分（4 パターン）作成した。解析エンジ
ンは EnergyPlus（米国エネルギー省）を使用した。空調
熱源システムに左右されない建物の純粋な熱負荷を算出
し，夏期の冷房負荷を予測対象とした。外気温度・外気
相対湿度・外部風速・日射量は拡張アメダス標準年気象データ（2010 年版・我孫子）を使用し，内部負荷（在籍人員数・照明負荷・OA 機器負荷）は規定の範囲内（建物の実態に整合する範囲）でランダムな値を取るよ
う設定した。
4 パターンの冷房負荷の計算結果を図-2 に示す。建物
全体の冷房負荷の最大値はいずれのパターンでも約200kW となっており，年間の負荷の推移も概ね同様の

60

図-3

入出力変数の相関関係

機械学習・深層学習を活用した建物冷暖房負荷予測モデルの精度に関する研究

表-3

傾向が確認された。
（３）入出力変数の相関関係

学習手法

GBDT

目的関数

RMSE

学習率

0.015

熱回路網計算の入出力変数のうち，外気温度・外気
相対湿度・外部風速・日射量・在籍人員数・照明負荷・

ハイパーパラメータ設定（GBDT）

最小サンプル数

20OA 機器負荷・月・日・時刻・曜日は入力変数であり，

枝分岐数

1000

冷房負荷は出力変数である。それぞれの入出力変数とそ

L1正則化

0.5

れ以外の入出力変数との相関関係を図-3 に示す。冷房

L2正則化

0.8

負荷は外気温度，日射量，在籍人数，照明負荷，OA 機
器負荷との相関が大きい結果となった。

表-4

層数

3層

３． 学習手法の比較

ニューロン数27, 300, 300, 1

評価指標（損失関数）

MAE (L1)

最適化手法

AdamW

（１）学習手法の比較概要

ハイパーパラメータ設定（3NN）

下記の a）～c）に示す異なる 3 種類の学習モデルによ

学習率

0.001

って 24 時間後の冷房負荷の予測を行い，それぞれの精

エポック数

10,000度の比較を行った。いずれのモデルでも熱負荷計算で得られた 4 年分の年間冷房負荷データのうち，3 年分を教表-5

ハイパーパラメータ設定（RNN）

師データに，残りの 1 年分を「実際の負荷データ」とみ

層数

3層なし，検証に用いた。精度の評価には，「実際の 24 時間

ニューロン数27, 20, 20, 1

後の負荷の値」と「24 時間後の負荷の予測値」から算評価指標（損失関数）

MSE

出した平均絶対誤差（MAE）を用いた。MAE は式(1)に

最適化手法

Adam

学習率

0.01

エポック数

1,500

よって算出した。
MAE

1
𝑁

𝑦

𝑦

(1)

て，表-5 のハイパーパラメータ設定を元にモデルの構MAE: 平均絶対誤差 (kW)

築と訓練を行った。

N: サンプル数yia: i 番目のサンプルの実際の値（２）負荷予測結果

yip: i 番目のサンプルの予測値ａ）各モデルによる負荷予測結果
各モデルによる冷房負荷の予測結果を図-4 に示す。

ａ）決定木による勾配ブースティング法（GBDT）

図-4 の横軸は「実際の 24 時間後の負荷の値」，縦軸は機械学習モデルとして，「決定木による勾配ブーステ「24 時間後の負荷の予測値」であり，y=x±25 となる領ィング法（GBDT）」を使用した予測を行った。ハイパ

域を灰色の点線で囲って示した。また，負荷が発生したーパラメータの設定は表-3 の通り行った。プログラミ

月ごとに色を変えて表示している。予測結果が y=x±25

ン グ 言 語 Python3.8 と 機 械 学 習 ラ イ ブ ラ リ で あ るの領域に含まれる割合はそれぞれ GBDT が 97.7%，RNN

LightGBM を用いてモデルの構築と訓練を行った。

が 96.5%，3NN が 94.7％となっており，GBDT による予ｂ）3 層ニューラルネットワーク（3NN）

測精度が最も良いという結果となった。いずれのモデル

深層学習モデルの一つとして，「3 層ニューラルネッ

でも，負荷が大きい時間帯での予測精度は比較的高く，

トワーク（3NN）」を使用した予測を行った。深層学習

負荷が小さい時間帯の予測精度が低下することが明らか

ライブラリである PyTorch を用いて，表-4 のハイパーパとなった。

ラメータ設定を元にモデルの構築と訓練を行った。
ｃ）再帰型ニューラルネットワーク（RNN）

図-5 に月ごとに MAE を平均した値で各モデルを比較した結果を示す。負荷が小さい冬期を除き，いずれの月

深層学習モデルの一つとして，時系列データの予測でも GBDT による予測結果の MAE が最も小さくなってに適した「再帰型ニューラルネットワーク（RNN）」をいる。図-6 に月ごとに平均絶対誤差率（MAPE）を平均使用した予測を行った。3NN と同様に，PyTorch を用いした値で各モデルを比較した結果を示す。MAPE は式

61

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec

RNN

3NN

GBDT
10

MAE (kW)

8
6
4
2
0

Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec 月

40

図-5

月別 MAE の比較

GBDT

3NN

RNN

(1) 決定木による勾配ブースティング法（GBDT）
Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec

MAPE (％)

30
20
10

0

Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec 月

図-6

月別 MAPE の比較(2)によって算出した。
MAPE

1
𝑁

𝑦

𝑦
𝑦

100

(2)

MAPE : 平均絶対誤差率（%）(2) 3 層ニューラルネットワーク（3NN）
Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec

N: サンプル数yia: i 番目のサンプルの実際の値

yip: i 番目のサンプルの予測値

MAPE の場合も MAE と同様に，GBDT による予測結果が最も精度よく評価されていることが示された。一方で，5 月，6 月，10 月（中間期）の MAPE は他の月と比較して大きく，冷房負荷の絶対値が比較的小さい時期の精度に改善の余地を残す。

表-6 に 3 種類のモデルの解析結果のまとめを示す。
基準値 MAE（kW），基準値 MAPE（%）は，それぞれ負荷予測を行わなかった場合の年間の MAE，MAPE とし，予測を行わなかった場合には「24 時間後の負荷の予測値」が「現在の負荷」と同じ値になるとして，「実際の 24 時間後の負荷の値」と「現在の負荷の値」を用(3) 再帰型ニューラルネットワーク（RNN）

いて求めた。予測値 MAE（kW），予測値 MAPE（%）
は，3 種類それぞれの学習モデルで負荷予測を実施した

図-4

62

3 種類のモデルによる予測結果の比較

場合の年間の MAE，MAPE とし，「実際の 24 時間後の

機械学習・深層学習を活用した建物冷暖房負荷予測モデルの精度に関する研究

3 種類のモデルの解析結果まとめ

表-6

GBDT

表-8

3NN

基準値MAE(kW)教師データの抽出方法による精度比較

RNN

4.334

年度ごと

無作為

基準値MAE(kW)

4.334

4.303

予測値MAE(kW)

2.790

4.000

3.515

予測値MAE(kW)

2.792

2.868

予測値MAE/基準値MAE(-)

0.644

0.923

0.811

予測値MAE/基準値MAE(-)

0.644

0.667

基準値MAPE(％)

13.94014.026

基準値MAPE(％)

13.940

予測値MAPE(％)

10.506

11.43214.472

予測値MAPE(％)

10.502

10.522

予測値MAPE/基準値MAPE(-)

0.754

0.820

1.038

予測値MAPE/基準値MAPE(-)

0.753

0.750

表-7

評価指標による精度比較(GBDT)
MAE

表-9

MAPE
4.334

基準値MAE(kW)

予測時間による精度の比較結果
予測時間

24時間

12時間

基準値MAE(kW)

4.303

4.331

予測値MAE(kW)

2.790

2.792

予測値MAE(kW)

2.868

2.876

予測値MAE/基準値MAE(-)

0.644

0.644

予測値MAE/基準値MAE(-)

0.667

0.664

基準値MAPE(％)

14.02614.061

13.940

基準値MAPE(％)
予測値MAPE(％)

10.50610.502

予測値MAPE(％)

10.522

11.316

予測値MAPE/基準値MAPE(-)

0.754

0.753

予測値MAPE/基準値MAPE(-)

0.750

0.805

負荷の値」と「24 時間後の負荷の予測値」から算出し用い，教師データの抽出方法は「無作為」に抽出する方た。MAE，MAPE のどちらで評価した場合でも，GBDT法とした。「12 時間後の冷房負荷」の予測モデルでは，の予測値が最も小さくなっており，3NN，RNN と比較「24 時間後の冷房負荷」の予測モデルと比較して 12 時

して予測結果が精度よく評価されていることが示された。

間後と近い未来の冷房負荷を予測しているにも関わらず，

ｂ）学習の際の評価指標による予測精度予測モデルの精度の向上は見られない。これは，例えば，

表-7 に予測モデルを GBDT とし，モデルの学習の際

午前 10 時と午後 10 時のオフィスでは，内部負荷や気象の評価指標を MAE，MAPE とした場合の予測結果の比条件が大きく異なるように，「12 時間後の冷房負荷」の較を示す。学習の際の評価指標による予測値の差異は見予測モデルでは「24 時間後の冷房負荷」の予測モデル

られなかった。

よりも，建物の使用状況が大きく異なるためと考えられ

ｃ）教師データの抽出方法による予測精度

る。

表-8 に教師データの抽出方法を変えた場合の予測結果を示す。これまでの教師データの抽出方法，すなわち

４． 入力変数の追加検討

4 年分の年間冷房負荷データから，3 年分の教師データを抽出する際に，1 年間の連続する負荷データを 3 つ抽

（１）入力変数の再設定

出する方法を「年度ごと」と表記する。別の抽出方法で中間期の予測精度をさらに向上させるため，入力変は，時刻ごとに無作為に「3 年の教師データ」と「1 年数の追加検討を行った。気象予報により翌日の気象デー

分の実際の負荷データ」に分けた。この抽出方法を「無タが入手できるという想定のもと，24 時間後の外気温

作為」と表記する。予測モデルを GBDT とし，モデル

度・日射量を入力変数として追加し，GBDT による予測の学習の際の評価指標は MAPE を用いた。基準 MAPEを行った。なお，気象予報の精度は考慮せず，入力変数に対する予測 MAPE が小さいのは教師データを「無作に追加した値は 24 時間後の実際の値とした。

為」に抽出する方法であり，「無作為」に抽出する方が予測精度が高いという結果となった。
ｄ）予測時間による予測精度（２）入力変数追加による予測結果
図-7 に入力変数追加前，図-8 に追加後の予測結果を表-9 に，「12 時間後の冷房負荷」の予測モデルと「24示す。入力変数追加前は 5 月，6 月，10 月の MAPE が

時間後の冷房負荷」の予測モデルと精度の比較を行った

15%を超えていたのに対し，追加後はいずれの月も 15%

結果を示す。学習モデルは GBDT，評価指標は MAPE をを下回る結果となった。中間期は日によって外気温度条

63

MAE

10

MAE (kW)第 19 号

MAPE④予測時刻の気象データを入力変数として追加する
40

8

32

6

24

4

16

2

8

ことで，中間期の予測精度が大きく向上することが示された。

MAPE (％)

三井住友建設技術研究開発報告

本研究での冷暖房負荷予測結果の活用方法として，得られた冷暖房負荷の結果に基づいた熱源・空調運転制御
システムの構築が考えられる。教師データに基づいて 1
つの運転制御を実行するのではなく，省エネ運転（CO2
排出量の削減）を重視する運転制御や快適性を重視した

0

運転制御等，複数の運転制御が可能なシステムを構築す

0 Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec 月

ることで，建物使用者の多様なニーズに応えることがで
月別 MAE・MAPE の比較（入力変数追加前）

図-7

MAE

MAPE

謝辞：本報は，令和 3 年度空気調和・衛生工学会大会の40

投稿論文を一部加筆したものである。本研究に関し，ご832

助言を頂いたオーヴ･アラップ･アンド･パートナーズ・

6

24

4

16

2

8

0

MAPE (％)

MAE (kW)10

きるようになると考えられる。

0

Jan Feb Mar Apr May Jun Jul Aug Sep Oct Nov Dec 月

図-8

月別 MAE・MAPE の比較（入力変数追加後）

ジャパン・リミテッドの菅健太郎氏，竹中大史氏，清野
新氏，二宮颯佑氏に謝意を表します。
参考文献
1）C. Deb et al. , “Forecasting diurnal cooling energy loadforinstitutionalbuilding

using

Artificial

NeuralNetworks”, Energy and Buildings, Vol.121, pp.284-297,
20162）小柳秀光ほか：ニューラルネットワークを使用した

件が特に変化しやすく，それらが負荷に与える影響も大

時刻別電力・冷暖房負荷予測手法における予測精度

きいため，冷房負荷を予測する時刻の気象条件が入力変向上を目的とした学習期間決定手法の提案と検証，数として加わることで，精度が大きく向上したと考えら

日本建築学会環境系論文集，第 79 巻，第 706 号，れる。

pp.1049-1059，2014.12
3）川島実ほか：空調システム運転制御を対象とした実

５． まとめ

時間負荷予測手法に関する研究，日本建築学会計画系論文集，第 61 巻，第 484 号，pp.43-51，1996.6

本研究では，熱回路網計算によるシミュレーション

4）塩谷正樹ほか：階層型 3 層ニューラルネットワーク

結果を教師データとして，建物の冷房負荷予測を行う機を用いた熱負荷予測手法の予測精度に及ぼす熱負荷

械学習・深層学習モデルを構築した。結果を以下に示す。

特性の影響，日本建築学会計画系論文集，第 62 巻，①「決定木による勾配ブースティング法（GBDT）」，「3 層ニューラルネットワーク（3NN）」，および「再帰型ニューラルネットワーク（RNN）」の各モ
デルで予測を行った結果，GBDT による予測モデルが最も高い精度を示した。
②教師データの抽出方法として，「年度ごと」にデータを抽出するよりも「無作為」に抽出する方が予測精度が高いという結果となった。
③建物の使用状況が異なることから，「24 時間後の冷房負荷」の予測モデルと比較して「12 時間後」と近い未来の冷房負荷を予測しているにも関わらず，予測モデルの精度の向上は見られなかった。

64

第 502 号，pp.43-50，1997.12

排水立て管・継手から発生する排水騒音の測定事例

排水立て管・継手から発生する排水騒音の測定事例
Experimental Study on Radiated Noise from Drainage Stacks and Fittings
環境・エネルギー技術部

市川友己

TOMOKIICHIKAWA

環境・エネルギー技術部

小林秀彰

HIDEAKIKOBAYASHI

環境・エネルギー技術部

嶋田泰

YASUSHISHIMADA

集合住宅などの排水立て管から発生する排水騒音は，その特性や低減対策に関する検討が行われているものの，それを評価するための測定法や評価基準が確立されていない現状にある。本研究では，集合住宅の排水システムを模擬した排水実験タワーを用いて，様々な条件下での排水立て管と継手から発生する排水騒音の測定を行い，音圧レベルの特性について検討を行った。その結果，排水方法，排水負荷流量，立て管と継手の被覆処置，パイプシャフト界壁の仕様などに伴い，排水騒音の特性が変化する傾向を確認することができた。
キーワード：排水立て管，排水騒音，排水実験タワー，樹脂製管，騒音低減対策

The noise from drainage stack in a residential building is being investigated for its characteristics andnoise reductions. However, there is not the established standard applicable to measurement and evaluationof the noise. In this study, measurements of the drainage noise under various conditions have been
conducted using drainage experimental tower that simulated the drainage system of a residential building,and the characteristics of sound pressure level of them were examined. As a result, it was confirmed that it
is useful to check various indexes according to the length of drainage time when examining the noise.
Furthermore, the level change in a wide range of flow rate is increased linearly with the logarithm.
Key Words: Drainage stack, Drainage noise, Drainage experimental tower, Resin pipe, Noise Reduction

１．はじめにていない。そのため，様々な機関が独自の方法を検討・
提案 3)～6)している現状にある。

集合住宅において，居室内の静ひつ性に対する要求は筆者らは，集合住宅の排水システムを模擬した実験タ

高まっている。それに伴い，住戸間および外部騒音に対ワーにおいて，樹脂製の排水用特殊継手（以下，継手とする遮音性能の向上が求められ，居室内の暗騒音が小さ呼ぶ）を用いた排水立て管から発生する排水騒音についくなってきており，それに応じて，共用部や自住戸内のて，種々の条件下における測定を行い，その特性や低減

設備騒音等についても，適切な騒音低減対策が求められ対策による効果などを継続的に検討している 7)～9)。本報

るようになってきている。特に，排水立て管からの排水

では，排水方法，排水負荷流量，立て管および継手の被騒音など音圧レベルが比較的小さい音に対する低減対策

覆処置，パイプシャフト界壁の仕様の違いに着目し，そは，これまで以上に要求が厳しくなってきており，適切れぞれの条件下における排水騒音の測定を実施した。そな測定および評価の必要性が増してきている 1)。

の結果から，種々の条件における排水騒音の音圧レベル

また，排水立て管は，近年の防火区画処理方法の多様の特性について検討した。

化により，これまで採用することが出来なかった樹脂製の排水継手が新たに製品化されるなど管種が多様化して

２．実験の概要

きており，今後も継続的な排水騒音の検討が必要である。
しかしながら，建物内に設置されたポンプや給湯器などの給排水設備機器に対する騒音の測定に関する規格

2)（１）実験施設図-1 に，排水騒音の測定を実施した実物大の実験タは存在するものの，排水立て管の管路から発生する排水ワーの概要を示す。当該タワーは集合住宅用排水立て管

騒音に関しては，統一した測定や評価の方法が確立されの排水能力試験（規格 SHASE-S218-2014）に対応した

65

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号表-1
Type

測定対象とした管種の仕様（Type A–K）
A
PVC

立て管

継手

中高層用
B
C

E

J

PVC
+
GW
+
SI

PVC
+
UF
+
SI

PVC

PVC
+
FP×2

超高層用
K
PVC
+
UF
+
SI

PVC+UF+SI

PVC+UF+SI

床上高さ：205 mm
ガイド：2 枚床上高さ：360 mm
ガイド：3 枚PVC：硬質ポリ塩化ビニル，FP：耐火被膜（繊維モルタル），
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-2
図-1

実験タワーと排水騒音測定室の概要

各階からの排水負荷流量 Q（汲み上げ式ポンプ）

Q [L/s]

1.7 *

9階

1.7

8階

3.0

5.0

6.5

7.5

10.0*

2.5

2.5

2.5

2.5

2.5

0.5

2.5

2.5

2.5

2.5

1.5

2.5

2.5

7階
6階
*

2.5

超高層用継手（Type J, K）のみ

（２）実験条件ａ）立て管と継手の仕様
表-1 に，測定に用いた立て管と継手の仕様を示す。
立て管の仕様は，ポリ塩化ビニル製（PVC／Type A, J）
を基本として，その外周に被覆材として耐火被膜（FP），
グラスウール（GW），ウレタンフォーム（UF），遮音シート（SI）を組み合わせて巻いた 4 種類（Type A (J), B,
C, E (K)）である。
継手は，形状が異なる中高層用および超高層用の 2 種
図-2

排水騒音測定室の詳細仕様類を用いた。継手の仕様は，排水立て管と同様に PVCであり，被覆材は全ての管種に共通で立て管 Type E, K

ものである 10, 11)。タワーは 9 階建て高さ 23.1 m で，排と同様の UF + SI を巻いた仕様である。超高層用の継手

水立て管は各階にて継手で連結された構造となっている。

（Type J, K）は，より大きい排水負荷流量に対応できるタワーの 4 階から下部は RC 造建物の床スラブ(普通コ

ように，中高層用（Type A～E）に比べて高さが 155 mm

ンクリート製，スラブ厚さ 200 mm)を貫通している。通長く，羽根形状のガイド（水流を減速させて管壁に沿っ気には，特殊排水通気方式（伸長通気方式の一種）が採た旋回流を形成させるための構造）が 1 枚多く配置され用されている。排水騒音の測定は，実験タワー3 階（地ている。なお，継手の床スラブ貫通部は，継手周辺に生上高さ 6.9 m）の RC 床スラブ上に設置された排水騒音

じる隙間にモルタルを充填して埋め戻した。

測定室にて行った。測定室は通常の建物におけるパイプｂ）排水方法と排水負荷流量

シャフトを模擬した空間（PS）と，石膏ボード製の界排水方法（図-1）は，任意の排水負荷流量（以下，

壁を隔てて PS に隣接した空間（LR）とから構成されて単に流量と呼ぶ）が効率的に排水可能な汲み上げ式ポンいる。

プによる排水系統（排水系統 1）に加え，ポンプ稼働音

図-2 に排水騒音測定室の詳細仕様を示す。LR の周壁の影響を受けずに比較的長時間にわたって一定の流量の部の仕様は，壁の内側（床面と界壁面を除く）に，グラ排水が可 能な 貯水槽（ 容量 ：180 L）に よる排水 系統

スウール（密度 24 kg/m3，厚さ 25 mm）貼りによる吸音（排水系統 2）の 2 系統とした。流量 Q の設定は，排水処理を施している。PS と LR とを隔てる界壁の仕様は，

系統 1 は Q=1.7～10.0 L/s，排水系統 2 は Q=3.0 L/s であ厚さ 9.5 mm の石膏ボード 1 枚の場合と，厚さ 9.5 mm＋る。排水階は排水系統 1 の場合が表-2 のように 9～6 階

12.5 mm の 2 枚を用いた場合の 2 通りとした。

の各階から 1 階当たりの排水可能流量（Q=2.5 L/s）に分66

排水立て管・継手から発生する排水騒音の測定事例

割して排水し，貯水槽の場合は 8 階からとした。なお，
一般的な衛生設備からの平均流量は，便器が Q=1.5 L/s，
浴槽が Q=1.0 L/s 程度であり 12)，例えば Q=5.0 L/s の条
件は 3～5 台の器具から同時排水されたときに相当する。
（３）排水騒音の測定および分析方法
排水騒音の測定は，マイクロホンを PS と LR 内それ
ぞれの中央付近の高さ 1.2m 点（図-1 中の●印の位置）に設置し，データレコーダに同期して収録した。なお，測定室外部の排水騒音以外の音の影響を確認するために，測定室外部にもマイクロホンを 1 点配置した。分析におけるサンプリング時間は，実時間分析器により 100 ms
間隔とした。測定回数は，各管種とも排水系統 1 の場合
が 3 回，排水系統 2 の場合が 2 回である。
図-3

３．排水騒音の測定結果

PS 内における 1 オクターブバンド音圧レベルの時間変化（Type A，データ数：2）（１）音圧レベルの時間変化
図-3 は，排水系統 2（流量 Q=3.0 L/s）による Type A
における排水騒音の A 特性音圧レベルの時間変化である。時間は排水開始後 20～40 s の 20 s 間で，A 特性の1/1 オクターブバンド音圧レベル（中心周波数 125 Hz～
8 kHz），および各レベルをエネルギー合成した A 特性音圧レベル（LA,100ms，オーバーオール値）を示している。
なお，2 回の測定結果を比較して表したものである。

(a)

貯水槽（データ数：2）

A 特性音圧レベルでは，測定した 2 回とも 20 s 間にわたりほぼ一致した結果となっている。また，1/1 オクターブバンドごとの結果から，250 Hz 以下の低音域における音圧レベルの時間変化の幅が 10 dB 程度みられるが，通常の住戸内で問題となりやすい 1 kHz 以上の高音域では音圧レベルの変化幅は比較的小さいことが確認できる。
図-4 に，排水系統 1 と 2 による Type A での PS と LR
内における A 特性音圧レベルの時間変化を比較した結果を示す。図-4(a)は排水系統 2（流量 Q=3.0 L/s），図(b)4(b)は排水系統 1（流量 Q=3.0～7.5 L/s）による結果である。排水系統 1 では，排水中に発生するポンプ稼働音の影響を除くため，指定の排水流量に到達した後にポン

図-4

汲み上げ式ポンプ（データ数：3）

PS と LR 内における A 特性音圧レベルの時間変化（Type A）

プを停止させ，その直後から 5 s 間を切り出して時間変化を示している。

（２）排水系統の違いによる排水騒音の変化

両排水系統における流量 Q=3.0 L/s の結果を比較すると，上記の結果より，排水騒音の測定指標として，排水系

排水系統 1 におけるポンプ停止直後の音圧レベルは，排統 2 の場合は排水開始後 20～40 s 間における 20 s 間の

水系統 2 と同程度である。その後，排水階から排水され時間平均音圧レベル Lpeq,20s，排水系統 1 の場合はポンプた水が測定階まで到達して流れ終わる過程において音圧

停止直後から 5 s 間の時間率音圧レベル Lp5,5s（90%レンレベルが徐々に低下する傾向がみられる。さらに大きい

ジの上端値）に着目し，両指標の分析結果を比較した。

流量（Q=5.0～7.5 L/s）においても同様に，ポンプ停止
後は音圧レベルが低下していく傾向がみられる。

図-5 に，Type A での PS と LR 内における Lpeq,20s と
Lp5,5s の A 特性 1/3 オクターブバンド音圧レベルの例（流67三井住友建設技術研究開発報告

図-5

第 19 号

PS と LR 内における排水騒音の音圧レベル（Type A，各測定値の算術平均）

図-6

排水負荷流量と音圧レベルとの関係（PS 内，各値の算術平均）

量 Q=3.0 L/s，排水系統 1, 2 ごとの算術平均値）を示す。

図-7

PS 内における各管種の排水騒音の音圧レベル（各測定値の算術平均）

図-8

各被覆処置による音圧レベル低減量（PS 内，データ数：15）

Q=1.7～10.0 L/s である。

これより，Lpeq,20s と Lp5,5s の両値は，PS と LR 内ともに

これより，両者とも既往の研究 3, 4)と同様，流量の対500 Hz 以上の中高音域においてほぼ一致した結果とな数に比例して音圧レベルが増加し，流量が 2 倍になるとっており，4 kHz 付近の帯域を中心としたの高音域が卓音圧レベルが 3 dB 程度増加する傾向がみられる。また，越した傾向を示している。なお，LR 内では 250 Hz 以下

中高層用と超高層用の管種では継手内部の構造が異なるの低音域において Lpeq,20s と Lp5,5s とで多少の差がみられが，両者の傾向に大きな差はみられなかった。

るが，LR 内における暗騒音（図中の破線 Lp95）の影響を受けている可能性もあると考えられる。

（４）被覆材による排水騒音の低減効果
図-7 に，中高層用の 4 管種（Type A, B, C, E）による（３）排水負荷流量による音圧レベルの変化

PS 内での A 特性の 1/3 オクターブバンド音圧レベル（流図-6 に中高層用（Type A, B, C, E）および超高層用

量 3.0 L/s，測定系統 1, 2 を併せた算術平均値）を示す。

（Type K）のそれぞれの管種について，流量と A 特性音

立て管に被覆を施していない Type A では，前述のよう圧レベルとの対応を示す。なお，横軸の流量 Q は対数でに 4 kHz 付近の帯域を中心とした高音域が卓越する傾向表している。中高層用の管種については，Type A, B, C,がみられる。一方，立て管に被覆材を巻いた Type B, C,E における A 特性音圧レベルを流量ごとに算術平均したE では，その高音域を中心に音圧レベルが低減している

結果を示している 7)。流量の範囲は，中高層用（Type A,

傾向が確認できる。

B, C, E） は Q=3.0～7.5 L/s， 超 高 層 用 （Type K） は68

図-8 に，Type A に対する Type B, C, E のそれぞれにお排水立て管・継手から発生する排水騒音の測定事例

図-9

継手部の被覆処置の有無による排水騒音の音圧レベルの比較（PS 内，各測定値の算術平均）

図-11

界壁の仕様ごとの排水騒音の音圧レベル（LR 内，各測定値の算術平均）

手ともに被覆を施していない条件（Bare pipe and fittings）
を加えた 3 条件で同様の実験を行った。
図-9 は，PS 内における A 特性の 1/3 オクターブバン
ド音圧レベルの例（流量 3.0 L/s，排水系統 1, 2 を併せた
算術平均値）である。立て管と継手ともに被覆を施していない Bare pipe + fittings（図中，点線で示す）に対し，立て管と継手の両方を被覆した Type K では，中高層用と同様，高音域を中心に音圧レベルが大きく低減しているが，継手のみを被覆した Type J においても 2 kHz の帯域を中心とした高音域において音圧レベルが 2～5 dB 程度低減されている。
図-10

継手構造ごとの排水騒音の音圧レベル（PS 内，各測定値の算術平均）（５）継手の構造の違いによる排水騒音の変化
図-10 に，継手内部の構造が異なる中高層用（Type
A：ガイド 2 枚）と超高層用（Type J：ガイド 3 枚）のける音圧レベルの低減量L を求めた結果を示す。図中それぞれの管種における A 特性の 1/3 オクターブバンドの細線は流量 Q=3.0～7.5 L/s におけるL，太線はそれら

音圧レベルを比較した結果の例（流量 3.0 L/s，排水系統の算術平均値を示す。これより，細線で示したL の結

1, 2 を併せた算術平均値）を示す。これより，超高層用

果はばらつきが少なく，各流量における低減量L はほの Type J は中高層用の Type A に比べ，500 Hz～2 kHz のぼ一致した結果となっている。また，高音域における低帯域で 2～5 dB 程度音圧レベルが大きい傾向がみられる

減量L に着目すると，耐火被膜を用いた Type B ではLが，両者とも音圧レベルが卓越している 4 kHz 付近の帯が 5～6 dB 程度であるのに対し，グラスウールあるいは域ではほぼ同じ音圧レベルとなっている。

ウレタンフォームと遮音シートを併用した Type C, E ではL が 8～10 dB 程度と，Type B よりも大きい低減量が得られている。なお，低音域における効果量は前述した
暗騒音の影響を受けた可能性があると考えられる。

（６）界壁の仕様の違いによる排水騒音の変化
PS と LR とを隔てる界壁の仕様について，厚さ 9.5 mmの石膏ボード 1 枚とした場合と，厚さ 9.5 mm + 12.5 mm

さらに，全ての管種に共通して施した継手の被覆材の石膏ボード 2 枚とした場合の LR 内の音圧レベルを比（UF + SI）の低減効果を把握するため，超高層用の管較した。図-11 に，両界壁仕様での Type E（UF + SI）を種について，継手のみに被覆を施した Type J，および立用いた LR 内における Z 特性の 1/1 オクターブバンド音て管と継手に被覆を施した Type K に加え，立て管と継圧レベルの例（流量 Q=3.0 L/s，排水系統 1, 2 を併せた69

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

算術平均値）を示す。また，参考として，界壁仕様の違

参考文献

いによる音圧レベルの変化量と前述した被覆材による音

1） 日本騒音制御工学会編：建物における騒音対策のた

圧レベルの変化量の比較のため，Type A（立て管の被覆めの測定と評価，技報堂出版，pp.119-137，2006

無し）の結果も併せて示す。なお，本検討では，主に設

2） JIS A 1429:2007，建築物の現場における給排水設備

備機器類からの発生騒音に対する居室内騒音の評価方法

騒音の測定方法

として，日本建築学会が示している N 等級の評価曲線を

3） 嶋田泰，安岡博人，塚本幸助，小島誠造：集合住宅

併記するため，周波数重み付け特性を Z 特性とした音圧の排水立て管騒音に関する研究，日本音響学会騒レベルで示している。

音・振動研究会資料 N-2004-54，2004

界壁の仕様が石膏ボード 1 枚と 2 枚とを比較すると，

4） 土屋裕造，山内崇：排水タワーを用いた脚部継手・250 Hz～4 kHz の帯域において，2 枚の場合が 1 枚に比オフセット排水管流水発生音測定例，戸田建設技術

べ音圧レベルがおおむね 5 dB 程度小さくなる傾向がみ

研究報告，第 42 号，pp.2-1-2-5，2016

られる。前述した被覆材による音圧レベルの低減効果は，

5） 河原塚透，平松友孝，大川平一郎：排水管管壁からType A と Type E の結果から主に 500 Hz 以上の高音域での放射音に関する実験的検討，騒音制御，Vol.22，

みられるが，界壁が石膏ボード 1 枚と 2 枚での音圧レベ

No.6，pp.346-352，1998

ルの低減効果は，250 Hz 以上の帯域を含む広い周波数6） 大脇雅直：集合住宅における排水立て管の発生音のの範囲に表れている。なお，N 等級での評価としては，低減対策，音響技術，No.145，pp.39-42，2009

Type E で界壁を石膏ボード 1 枚とした場合で N-30 とな

7） 市川友己，間瀬圭祐，岡田恭明，吉久光一：排水立っている。これは，建築学会が定める集合住宅の居室内て管・継手から発生する騒音の測定指標に関する一における騒音等級の 1 級（建築学会推奨性能水準）であ

検討，騒音制御，Vol.44，No.3，pp.149-154，2020

る N-35 を下回る結果となっている。

8） 市川友己，岡田恭明，吉久光一，嶋田泰，岩槻剛
史：排水立て管・継手部から発生する流水音の放射

４．まとめ

特性に関する実験的検討，日本音響学会講演論文集，pp.649-650，2019

中高層および超高層の集合住宅などに採用され始めて

9） 間瀬圭祐，岡田恭明，吉久光一，市川友己：音圧レ

いる樹脂製の排水システムを設置した排水実験タワーをベルが変動に着目した排水設備騒音の計測評価事例，

用いて，排水方法，排水負荷流量，立て管および継手の日 本 音 響 学 会 建 築 音 響 研 究 会 資 料 ，N-2020-32，

被覆処置，パイプシャフトの界壁仕様など，種々の条件

2020

における排水騒音の測定を実施した。その結果，主に以下の傾向が確認できた。
①音圧レベルの時間変化の性状が排水方法によって異なる場合における時間平均音圧レベル Lpeq と時間率音圧レベル Lp5 など各測定指標の対応②排水負荷流量の増加による排水騒音の音圧レベルの変化③立て管および継手の被覆材やパイプシャフトの界壁仕様の違いによる排水騒音の低減効果
なお，本研究は排水立て管と継手が垂直に配管された条件での実験である。横引管など管路の形状が異なる場
合も，引き続き実験および検討を重ねていきたい。
謝辞：本研究の遂行にあたり，名城大学 岡田恭明教授にご指導をいただきました。株式会社小島製作所 小島誠造代表取締役，岩槻剛史氏，名城大学大学院生 間瀬
圭祐氏には実験にご協力をいただきました。ここに深く感謝申し上げます。

7010） 河 村 憲 彦 ， 坂 上 恭 助 ， 小 島 誠 造 ， 張 月 ， 永 井 秀
典：集合住宅の排水立て管システムの排水能力に関する一考察，空気調和・衛生工学会学術講演論文集，pp.1077-1080，2002
11）小島誠造，河村憲彦，馬場淳：集合住宅用特殊継手
排水システムに関する実験研究，空気調和・衛生工学会中部支部学術講演論文集，pp.175-178，2005
12）土井巖：図解入門 よくわかる最新給排水衛生設備の基本と仕組み，秀和システム，p.150，2019寒冷地における複合微生物製剤を利用した油汚染の浄化

寒冷地における複合微生物製剤を利用した油汚染の浄化
Purification Work of Oil Contamination using Complex Microbial Preparations in Cold Regions
環境・エネルギ－技術部

伊藤哲郎

TETSURO

北海道支店

岡崎

久男

HISAO

ITO

OKAZAKI

寒冷地（北海道）における A 重油を対象とした油汚染浄化工事において，微生物の分解能力を活用したバ
イオレメディエーション（バイオオーグメンテーション）技術を適用した。一般に微生物製剤は，微生物活性の関係から，寒冷地における浄化は不向きとされてきたが，本施工事例から，寒冷地でも補助工法を用いることにより，比較的短期間での浄化に適用できることが確認された。本稿では，浄化工事の概要とモニタリング
結果，生態系リスク回避などについて報告する。
キーワード： バイオレメディエーション，寒冷地，油汚染，A 重油，複合微生物製剤，サステナビリティ

In the purification work for oil contamination by heavy fuel oil A in cold regions (Hokkaido), weapplied bioremediation (bioaugmentation) technology that utilizes the ability to decomposed by
microorganisms. In general, microbial preparations was considered unsuitable for purification works incold regions due to microbial activities, but from the results of this purification work case, it has been
confirmed that bioremediation technology can be applied even in cold regions in a relatively short periodof time by using the auxiliary method. This paper reports the outline of the purification work, monitoring
results, ecosystem risk aversion methods.
Key Words: Bioremediation, Cold regions, Oil contamination, Heavy fuel oil A, Complex microbial
preparations, Sustainability

１．はじめに

ス10℃を下回り，地表は春先まで根雪に覆われる厳しい環境である。また，汚染エリアには施設機能上，重要

近年，多発する気候危機による自然災害，かつての東な構造物が点在しており，その機能を生かしながらの構

日本大震災の津波災害では，多くの油流出災害が発生し造物下の浄化工事になる。さらに，漏油点付近には不飽た。このような災害では，被災範囲が広く，「掘削除去」

和な汚染部位があったほか，埋設配管の関係で地上から（場外搬出）ではコスト的に現実的でないばかりでなく，の注入が不可能な部位も存在した。寒冷地における微生

環境負荷は過大である。

物を活用した浄化（バイオ浄化）事例の多くは，温暖期

このような観点から，微生物の分解能力を活用したに油汚染土壌を一時的に掘削，ランドファーミングなど

バイオレメディエーション（バイオオーグメンテーショの手法で浄化して浄化土壌を埋め戻す外科的手法が多くン）技術が徐々に浸透してきたが，適用に際しては，生用いられている。

態系保全の観点から，使用する複合微生物の安全性の確認は重要である。
A重油が対象となる本浄化工事で利用した複合微生物

しかしながら，これらの手法では，掘削を伴うため，上部の構造物の機能を活かした浄化は不可能となり，浄化施工は温暖期に限定される事になる。

製剤は「オッペンハイマー・フォーミュラ－・テラザイ

工法の選定にあたっては，掘削除去とバイオ浄化のム」（以下，「バイオ製剤等」）であり，主に親油性の経済側面と環境側面の比較提案を行い，総合評価の結果，好気性菌から構成され，安全性が確認されたものである。

本工法が採用されたが，発注までに時間を要し，浄化工

浄化サイト（北海道）は，厳寒期には外気温がマイナ

期が大幅に短縮される厳しい工程となった。

71

三井住友建設技術研究開発報告

写真-1
表-1

第 19 号

テラザイム（灰色の粉体）

写真-2

バイオ製剤等の投入

浄化対象土量1m3あたりの配合
溶媒は水：

2 kg/m3

栄養剤(バイオニュートリエンツ)：

2 kg/m3

複合微生物製剤(テラザイム)
必須元素水溶液：

50 m L /m3

溶媒（希釈水）：20 L/m3

２．浄化工事の概要
写真-3（１）設計条件

攪拌混合油（A重油：寒冷地用LSA重油）の流出は，地中油送
配管の電蝕が原因で地中流出量は約800リットルである。

（約9ヶ月），発注者の環境保全志向などから，複合微

浄化対象は，ボーリング調査による絞り込み調査の結果，生物製剤「テラザイム（写真-1）」を選定，事前のト

2

3

面積は1,160m ，浄化対象土量は約2,320m （GL-1.0m～-

リ－タビリティ結果に基づき，浄化対象土量1m3 あたり3.0mの層厚2m）であった。

の配合を表-1のように決定した。

浄化対象範囲内には，供用中のボイラ－室建屋と貯油タンクがあり，供用を継続しながらの浄化工事であった。

バイオ水溶液は，ポリタンクとハンドミキサーを用いて注入直前に混合した（写真-2，写真-3）。

地形は沢筋で地下水流が確認され，河川も存在していたため，浄化施工中の地下水流，河川を介しての汚染
拡散，バイオ製剤等注入による汚染の汚染区域外への押出しなどを防止する目的で浄化範囲の外周には軽量鋼矢板遮水壁を設置してから浄化施工に着手した。

（４）浄化工程と浄化目標
浄化工期は，実質 6 月から翌年 2 月までの 9 ヶ月であり，工期後半の 3 ヶ月は厳寒期であった。
浄 化 目 標 は ， 土 壌 で 1,000mg/kg 以 下 ， 地 下 水 で10mg/L 以下であった。

（２）浄化前の油分濃度

土壌の浄化目標については，浄化対象範囲の周囲が，浄化前の油分濃度は，事前の対象範囲の絞り込みボ

軽量鋼矢板（一部不連続部分は薬液注入工法を併用して－リング調査の試料を分析した結果から，土壌の油分濃連結）で遮水されていて外部からの地下水流入がない事，度（TPH）は最大 11,000mg/kg，地下水油分濃度（TPH）「油汚染対策ガイドライン」 1) などを判断の基準として，は最大 25,000mg/L と高濃度であり，試掘調査では，地監督官庁と協議のうえ決定した。浄化工期については，

下水面に重油のプリュ－ム（原液溜まり）も確認された。

漏油からの経過時間，植物性油脂の分解時間なども考慮

また，鉱油に比べ分解が難しい原因不明の植物性油して決定した。

脂も検出されたため，浄化設計上の検討課題となった。
（５）バイオ注入施工（３）浄化設計（製剤の選定）

設計混合されたバイオ混合液の浄化対象層への注入

土中への漏油量と油種，事前調査の土壌（土性値）

は，ジオプローブ（写真-4）で行い，水平注入ピッチ

ならびに地下水油分濃度，油の流出量，与えられた工期は原則2mメッシュ（格子），238箇所とした。注入深度72

寒冷地における複合微生物製剤を利用した油汚染の浄化

注入ロッドを 50cm ずつ引き上げながらバイオ混合液を加圧注入

写真-4

ジオプローブ

図-1

注入施工のイメージ

100,000

油分濃度(TPH)[mg/L]

10,000
1,000
100
10
1
2017/5/20

2017/7/9

2017/8/28

MW-1
MW-8

MW-2
MW-9

MW-3
MW-10

図-2

2017/10/17

2017/12/6

2018/1/25

MW-4
MW-11

MW-5
MW-12

MW-6
MW-13

2018/3/16
MW-7
MW-14

地下水油分濃度（TPH）の推移

は，浄化対象層に 50cm ピッチで行った（図-1）。なお，

３．浄化進捗モニタリング結果

地下埋設配管などの関係から正規の注入位置に注入できない地点については，注入ロッドを斜めにして打設，縦穴からの自然注入を行うなどの工夫を行い，設計注入量を確保した。

（１）地下水油分濃度の推移
浄化前の地下水油分濃度（TPH）は，プリュームが存在したモニタリングポイントで最大 25,000mg/L であったが，図-2 に示したとおり，おおむね 6 ヶ月で 10mg/L（６）浄化のための補助工法（複数技術の組み合わせ）を下回った。夏から秋には，異常気象で気温が高い期間

浄化促進には，地中に点在する油の原液溜まり（プが続き，想定以上に浄化が進み，栄養剤の消費が激しいリュ－ム）の油を回収する必要があったため，浄化対象状況が進捗モニタリングで確認された。油分濃度にリバ範囲内に 14 ヶ所のモニタリング井戸を設け，これまで

ウンド傾向も見られたため，栄養剤を追加したほか，地の施工経験から，適宜，揚水位置と注水位置をチェンジ

下水の温度，溶存酸素量の管理，揚水循環など，いくつしながら，地盤内に人為的な地下水流を生じさせる地下かの補助工法を併用する事により，浄化目標を達成でき

水揚水循環を行い，原液の回収を行なう事で工期の短縮た。モニタリングポイントは，漏油事故直後の試掘結果，を図った。

地下埋設物の状況などから 17 点を設定（浄化面積約 700

また，漏油点付近の不飽和な汚染部位については，

ｍ2 毎に 1 点の割合）した。

浄化に必要な地下水が存在しないため，浄化不良が発生するので，微生物活性に支障の無い界面活性剤を助剤として加えたバイオ混合液を地表面から浸透させ，油分の飽和層への降下を促進して浄化不良を回避した。

（２）土壌油分濃度の推移
浄化前の土壌油分濃度（TPH）については，プリュ－ムが存在したモニタリング井戸の周辺でサンプリングした土壌で最大 16,000mg/kg であったが，図-3 に示したと

73三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

16,000め

14,000揚水井戸が近傍にあった事

12,000に起因する一時的な上昇

油分濃度(TPH)[mg/kg-dry]

10,000
8,000
6,000
4,000
2,000
0
2017/5/20
MWD-1

2017/7/9

2017/8/28

2017/10/17

MWD-3

2017/12/6

MWD-5
図-3

2018/1/25

MWD-6

2018/3/16
MWD-7

土壌水油分濃度（TPH）の推移

菌相の安定化による増殖期

土着菌数（注入前）

図-4

浄化期間中の全微生物数の推移

おり，おおむね 6 ヶ月で 1,000mg/kg を下回った。一部（浄化終了後も緩やかに移行），自主モニタリングを継のモニタリングポイントでは，地下水揚水循環の影響で続してきた。浄化完了から 2 年が経過した現在では,油油分濃度が大きく上昇した。夏から秋には，異常気象で分濃度（TPH）は定量下限値未満，油膜・油臭なしの状

気温が高い期間が続き，地下水同様に想定以上に土壌の態まで浄化が進捗，微生物数が注入前の土着菌の微生物浄化が進み，栄養剤の消費が激しい状況が進捗モニタリ

数に戻りつつある状況を確認している。

ングで確認され，油分の分解に停滞期が発生したものの，栄養剤追加，補助工法を併用する事により，浄化目標を達成できた。

（４）浄化サイトの地中温度の推移
寒冷地施工の可能性を判断するひとつの指標を得るため，厳寒期における地中温度のモニタリングを併せて実（３）全微生物数の推移
バイオ製剤等注入開始前と浄化完了後の全微生物数の総体的な変化（増殖→漸減）の傾向を図-4 に示す。
同図から，複合微生物系（コンソ－シア）による油施，その測定結果を図-5 に示す。測定は 12 月から 3 月
下旬で，2 月の最低気温はマイナス 14℃，根雪 80cm，
地下水位は GL-1.0m～-1.5m，凍結深度は約 GL-0.5m の環境下での測定である。

分分解中は，全微生物数が大幅に増加するが，浄化の進測定結果から，地表面は凍結状態となる厳寒期であ行に伴い，エサである油の減少とともに油類分解微生物っても，地下水は 4～8℃のプラス領域にあり，図-2，も減少（死滅）し，最終的には，汚染物質である油の分

図-3 の結果と併せて考察すれば，浄化は進行している

解とともに，その場に適した微生物相，微生物数（注入と判断でき，補助工法を用いる事で寒冷地であってもバ前の土着菌数）に移行，分解を継続すると推察されたたイオ浄化技術の適用が可能である事が裏付けられた。し74

寒冷地における複合微生物製剤を利用した油汚染の浄化

CH1(GL-0.5ｍ

13

CH2(GL-1.0ｍ

12

CH3(GL-1.5ｍ

GL-1.5m

11

CH4(GL-2.0ｍ

10℃10

CH5(GL-2.5ｍ

地
中
温
度
（℃
）

9

8

7

6

5

GL-0.5m

GL-1.0m

4

3

2

図-5

3/31/2018

3/26/2018

3/21/2018

3/16/2018

3/11/2018

3/6/2018

3/1/2018

2/24/2018

2/19/2018

2/14/2018

2/9/2018

2/4/2018

1/30/2018

1/25/2018

1/20/2018

1/15/2018

1/10/2018

1/5/2018

12/31/2017

12/26/2017

12/21/2017

12/16/2017

12/11/2017

2 月中旬
12/6/2017

12/1/201711/21/2017

11/16/2017

０℃

011/26/2017

12 月中旬1

厳寒期の地中温度の推移

かしながら，厳寒期に凍結した凍結土壌中の微生物については，休眠状態となることから，土壌中の油分の分解は進まないため，凍結深度以浅の浄化は温暖期に進めておく必要がある。

４．浄化工事費
１０μｍ
土留め仮設工事を伴う，掘削除去（良質土埋戻し）の 1m3 あたりの単価は，一般的に￥40,000～50,000 とい

写真-5

染色された微生物群の電子顕微鏡写真

われているが，本工事の油汚染土壌の浄化費用は，浄化対象区域周囲に設けた軽量鋼矢板遮水壁の設置費用を含れ，注入された土壌・地下水環境に適した微生物（写真め，上記金額の半分以下の工事費で収まった。掘削除去-5）が分解を受け持ち，増殖するため，単一菌と比較

工事に伴う環境負荷，生態系攪乱などの環境リスクがほすると，適用環境は広いといわれる。

とんどない事を考えれば，バイオレメディエーションを活用した原位置浄化工事を普及すべきと判断する。

安全性については，国内外の第三者機関によって，マイクロアレイ解析による病原性細菌の有無，水生生物

なお，地盤内への過剰な栄養剤注入を注入すること等に対する影響など，生態系に対する安全性試験が行わは工事費の増加原因となるだけではなく，地下水への環れ安全性が立証されている。また，本技術は「微生物に境負荷増大ともなるため，継続的なモニタリングとそのよるバイオレメディエーション利用指針」 2) に示された，

結果のフィードバックが土壌生態系保全の観点から重要

バイオオーグメンテーションに相当する技術である。

である。

今回の浄化進捗モニタリング結果の全微生物数の推移（図-4）から，浄化完了後には，バイオ製等剤注入

５．バイオ製剤の安全性

前の微生物数に戻ることが確認できた。
しかしながら，あくまでも全微生物数の推移であり，今回採用した複合微生物製剤「テラザイム」については，自然界に存在する石油分解能力に優れた，分類上，微生物種の詳細分析については，今後の研究による解明を待ちたい。

古細菌 3)と呼ばれるドメインに属し，多種多様な微生物群により構成される。
複数の親油性，好気性菌及び通性嫌気性菌から構成さ75

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

６．サステナビリティの確認

ざまな生態系攪乱が生じていることは，あまり知られていない。

微生物を活用した土壌・水質浄化技術は，投入する

そのような観点から，安全性の確認されている微生物

微生物により，原位置土壌環境に一時的な菌相変化を及

2) を活用した浄化技術普及，LCA，CO2 発生抑制など，ぼすため，周辺の土地利用に配慮した対策工法がサステ

環境保全の観点からの工法選択は，今後，益々重要となナビリティ確保の観点から必要となる。

る。今後の油汚染を対象とした微生物浄化の課題は，適施工にあたっては，生態系リスク回避の観点から，用可能油種の拡大，補助工法の開発による浄化期間の短①地形縮，浄化メカニズムの更なる解明であると考える。また，②土質（土層構成）

浄化に関する新たな補助工法，斜面地における浄化手法③水文条件などの開発も進めたい。また，分解生成物として僅かに④周辺土地利用（特に農業利用）

発生する CO2 への対策技術の開発も忘れてはならない。
バイオ製剤を活用した浄化技術では，バイオ製剤や⑤動植物生態系などを十分に検討，必要に応じて，遮水工の併用と遮水

栄養剤の追加注入にコストがかかるため，過剰に注入す

工の性能保全（管理）を行う事が必要となる。

るケースが見受けられるが，過剰な栄養剤の注入は，流また，上記①～⑤の環境条件を考慮した上で，土地4)の利活用に応じて浄化基準を検討 する事が，浄化コス

末河川の富栄養化などに繋がる観点から，追加注入コストの低減を図るための技術開発も進めたい。

トの削減にもつながる。
謝辞：本工事の受注にあたりましては，施工実績の少な

７．まとめ

い寒冷地でのバイオレメディエーション浄化工事ながら，発注者ならびに北海道支店・土木部のご理解，ご協力の複合微生物製剤「テラザイム」による寒冷地施工でもと，さまざまな実証施工にトライさせて頂きました。

は，9 か月という短工期で所定の浄化を成し遂げ，バイ

また，工事竣工後の自主モニタリングに快くご協力，ごオ浄化の寒冷地施工が可能であることを実証，補助工法

指導下さいました発注者ならびに監督官庁のみなさまにの採用により，寒冷地での通年浄化施工も実現できた。

深く感謝致します。

浄化サイトでは，発注者のご厚意により，浄化完了後も2 年間の自主モニタリングを継続，長期的なデータを集

参考文献

積，地下水の油膜・油臭なしの完全浄化を実現できた。

1）中央環境審議会土壌農薬部会土壌汚染技術等専門委

本施工での実績により，補助工法を組み入れること

員会（環境省）:油汚染対策ガイドライン, 平成18年

により，「バイオ浄化は寒冷地には向かない」，「冬期間は浄化工事には進まない」という一般的な考え方から脱却させることができた。
複合微生物製剤を活用した，油及び揮発性有機化合物（VOCs）汚染浄化の生物分解メカニズムについては，

3月
2）経済産業省・環境省：微生物によるバイオレメディ
エーション利用指針，平成17年3月
3）染谷孝：土壌微生物の世界，築地書館，pp.9-10，
2020.9

明解な説明が難しい部分があるが，これまでの浄化施工

4）経済産業省 環境管理推進室：事業者の土地の利用の経験から判断すれば，微生物に「より居心地の良い環境」

ための土壌汚染対策ガイド（改訂版），平成31年3月を供与できれば，更なる浄化能力の向上，浄化工期の短縮が可能である事がわかった。厳寒期の凍結深度以浅以外は，低温であっても緩やかに浄化は進むことも分かった。

８．おわりに
土壌汚染対策は，SDGs の思想から，サステナブル手法で行われるのが原則であるが，現実的には未だ，掘削除去など環境負荷の高い手法が選択されていることは少なくない。特に，掘削除去時の埋戻し土に起因するさま

76

STRUCTURAL PERFORMANCE EVALUATION OF THE Dura-Bridge® AND MONITORING SYSTEM APPLICATIONSTRUCTURAL PERFORMANCE EVALUATION OF THE DuraBridge® AND MONITORING SYSTEM APPLICATION
超高耐久橋梁 Dura-Bridge®の性能評価と常時モニタリングの概要
構造技術部

ホアン チョン クエン

HOANG TRONG KHUYEN

構造技術部

野並 優二

YUUJI NONAMI

構造技術部

藤岡 泰輔

TAISUKE FUJIOKA

構造技術部

内堀 裕之

HIROYUKI UCHIBORI

コンクリート道路橋では，経年劣化や塩害等による腐食劣化に起因した耐久性の著しい低下や維持管理の負担増加が課題となっており，抜本的な解決策が求められている。そこで，腐食劣化の根源となる鉄筋や PC
鋼材を一切使用せず，非腐食材料のみで構造を成立させた超高耐久橋梁を開発し，高速道路橋の別埜谷橋に適用した。この超高耐久橋梁の長期健全性を把握することを目的として，建設直後において総重量 40t 級の車両
静的載荷試験により，ひずみや変位から設計・施工の妥当性を確認した。また，車両落下の動的載荷試験による加振から橋梁の振動特性と外ケーブル張力計測の基礎データを収集した。長期的な性能を評価するため，本橋に設置・運用した自動モニタリングシステムについて述べる。
キーワード： 超高耐久橋梁，非鉄製，静的載荷実験，動的載荷実験，モニタリング

A significant decrease in the durability of concrete bridges due to aging and salt damage is a severe
problem recently. To solve this problem, the Dura-Bridge®, that using only non-corrosive materials without
using any reinforcing bars or PC steel materials that are the source of corrosion deterioration, has beendeveloped. This type of bridge has been first applied as highway bridges in the Bessodani Bridge. To
understand the long-term performance and to validate the design, the bridge was statically tested byverifying strain and displacement under the static loading of a total weight of 40-ton vehicle loaded
immediately after construction. In addition, the bridge vibration characteristics and external cable tension
measured from vibration were recorded to form foundation data for long-term monitoring by a dynamic
test of dropping the vehicle. The automated real-time monitoring system which was installed and put in
operation at the bridge was explained in this paper.
Key Words: Ultra-durable bridge, Nonmetallic, Static testing, Dynamic testing, Monitoring

1.

INTRODUCTION

Dura-Bridge®, was developed1). This non-metallic PC bridge
is invented as a result of the development of fiber-reinforced

The first prestressed concrete bridges date back to almost

concrete and butterfly web structures2), together witha hundred years ago, and innovation in PC bridge technology

applying the outcomes of research into aramid fiber

is still accelerating. PC bridges are supposed to require lessreinforced polymer, AFRP tendons3) conducted since themaintenance work than steel bridges, but their steel strands,

1990s. With ultra-high durability, this type of bridge isrebar are susceptible to be corroded. Beginning with the non-expected as a solution for not only solving the demand of

metallic concept of using only non-corrosive materials,

reducing maintenance issues in Japan but also forming

avoiding the use of rebars or PC steel strands that cause

sustainable infrastructures.

corrosion deterioration, the ultra-high durability bridge, theThe world’s first expressway bridge constructed as an

77

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号(a) Side view
Primary materials:
・Precast concrete σck=80 N/mm2
・Cast in plate concrete σck=50 N/mm2
Vertical prestressing

・AFRP rod nominal diameter 7.4mm
・Rod guaranteed strength 81.4kN/rod(b) Cross section(c) Aramid fiber reinforced polymer, AFRP
Fig. 1. The Bessodani Bridge

Eccentrically loading

Case 1,4
Crane center @L/4

Case 2,5
Crane center @L/2

Case 3,6
Crane center @3L/4(a) Test longitudinal direction

Concentrically loading

Case 7
Rear wheel position

Case 8Front wheel position

Case 9Front wheel position(b) Test segmental joints(c) Load position on deck slab

Loading information:
Crane: KATO SL-650R; Gross Weight: 39595kg;
Front wheel: 19710kg; Rear wheel: 19885kg
Fig. 2. Loadings for static test
ultra-high durability bridge is the Bessodani Bridge in the

40-ton gross weight crane which was conducted to verify

Tokushima Expressway 4). This bridge was opened to traffic

design consideration and evaluation of bridge structuralin December 2020. It is a 25.5 m long single-span bridge withperformance. The validity of the design and the load-bearing

the butterfly web box girder as shown in Fig. 1. This report

performance of the structure were confirmed from the strain

presents the static and dynamic vehicle load testing using aand displacement measured in the static load testing.

78

STRUCTURAL PERFORMANCE EVALUATION OF THE Dura-Bridge® AND MONITORING SYSTEM APPLICATIONNo

Table 1. Measuring parameters in static load testing
Components
Parameters
Instruments

1

Slab concrete

Strain

KM strain transducer

2

Web concrete

StrainFoil strain gauge

3

Web AFRP

StrainMetal backing strain gauge

4

Deviator GFRP

StrainMetal backing strain gauge

5

Segmental joint

Displacement

Crack disp. transducer

Slab concrete-KM strain transducer

Web AFRP-Metal backing strain gauge

Web concrete-Foil strain gauge

Deviators GFRP-Metal backing strain gauge

D1
C2-U

D3

G1,G3

E-U

C2-L E-L(a) Concrete, AFRP, GFRP strain gauge

G3 G1(b) GFRP strain gauge

Fig. 3. Measuring instrument in static load testing

Front wheel excited

Rear wheel excited

Front wheel excited(a) Impact load position

Eccentrically loading

Concentrically loading(b) Load position on deck slab
Fig. 4. Loadings for dynamic test
Furthermore, vibration load testing was also conducted by

2.

LOAD TESTING

2.1

STATIC LOAD TESTING

dropping the vehicle on the slab to identify the dynamic
characteristics of the bridge as well as estimate the tension in
AFRP external cables. The automated real-time monitoring

The static load testing was conducted by a rough terrain

system which is operating to monitor the long-term

crane with a total weight of 40 tons. To confirm the design inperformance of the Bessodani Bridge was also explained in

the longitudinal direction, the center of gravity of the vehicle

this paper.

was loaded at one-fourth, half, and three-fourth of the span

79

三井住友建設技術研究開発報告6875

第 19 号

6375

6375

6875

S5

S4

6875

S6

A1

(a) Sensor layout in lower slab

13250

5250

8000

S8
S9
S10
S11
S12
S13

6375

6375

X01-02

X01-05

X01-03

X01-06

X01-04

X01-076875
X01-08A2
X01-09(c) Sensor layout in upper slab

S2S3(b) Sensor layout in AFRP tendons(d) Sensor layout out in cross section

Fig. 5. Measuring instrument in dynamic load testing

Table 2. Static load test strain result
No

Loading

Upper slab

Lower slab

D1

D3

Butterfly web

Web AFRP rod

C2-U(/)

C2-L(\)

E-U(\)(×10-6)GFRP rod

E-L(/)

G1

G3

Case1

L/4, center

-6

+10

+8

-17

-6

+19

+191

+750

Case2

L/2, center

-9

+17

+19

-28

-16

+28

+188

+709

Case3

3L/4, center

-7

+11

+14

-30

-19

+33

+190

+719

Case4

L/4, cantilever

-3

+8

+0

-6

+5

+6

+196

+763

Case5

L/2, cantilever

-5

+14

+6

-14

+1

+14

+204

+748

Case6

3L/4, cantilever

-3

+10

+7

-14

-4

+17

+204

+750

Case7

L/4, joint

-5

+9

+9

-12

-7

+10

+192

+750

Case8

L/2, joint

-3

+16

+26

-31

-18

+28

+187

+724

Case9

3L/4, joint

-5

+9

+14

-20

-12

+19

+190

+733

Case 0L/2, center
-7.9
+22.9
(Design)
Note: + sign means tensile, - sign means compression.

+31.8

-31.8

-31.8

+31.8

≦ 2098≦ 2098of the bridge as shown in Fig. 2(a). The loading waswhich reinforced external cable deviator was also recorded.

introduced both concentrically and eccentrically by loading

The segment joint is checked by measuring the relative

the crane at deck central and deck cantilever as in Fig. 2(c)displacement between segments. The measuring instrumentin the test of longitudinal direction, making 6 loading testlayout is shown in Fig. 3.

cases from Case 1 to Case 6. In addition, the rear wheel inCase 7, 8 or front-wheel in Case 9 was set right above the

2.2

DYNAMIC LOAD TESTING

segment joint to confirm the segment joint, as shown in Fig.

The purpose of the dynamic load test is to identify the2(b). The loading was introduced in central of upper deck todynamic vibration characteristics of the bridge and external

form 3 studied cases, Case 7 to Case 9, for the joint test.

AFPR tendons. The main dynamic parameters of the bridge

Hence, there are the total of 9 loading cases in the static load

are natural frequencies, modal shapes. The main dynamic

testing. Deck slab concrete strain, web AFRP rod strain, andcharacteristics

web concrete strain were measured by instruments as shown

frequencies that allow estimating residual tension prestress inin Table 1. The strain in glass fiber reinforced polymer GFRP

the cables. The dynamic load testing is performed by

80ofexternal AFRP cables

arenaturalTension (kN)

STRUCTURAL PERFORMANCE EVALUATION OF THE Dura-Bridge® AND MONITORING SYSTEM APPLICATION(mean of L1~L13)(a) Acceleration in FRP cables(b) Estimated tension force s of FRP cables

Fig. 6. Estimation of tension stress of FRP external cables

Spectrum - L/4 cantileveracc(gal)amplitude

0.6

S4
S5
S6

7.52
0.4
0.2
0

17.34

0

5

10

15

23.75
20

25

30

frequency(Hz)(a) Acceleration in girder(b) Girder spectrum and natural frequencies

Fig. 7. Bridge natural frequency identificationst

1 longitudinal bending mode
7.52Hz

7.66Hzst

1 transverse bending mode

14.71Hz

17.34Hznd

2 longitudinal bending mode
23.75Hz23.72Hz(a) Measurement results(b) Calculation results
Fig. 8. Vibration modal shapes

dropping the crane on upper slab to make the impacted

repetition with the excitation location at one-fourth, half, andvibration of the bridge. The same crane with the static load

three-fourth of girder span. The front wheels were stepped on

testing, which has a 40-ton gross weight, was employed. Total

slope which is approximately 20 cm in height installed at half,eighteen excited cases were conducted in three-timeand three-fourth of the girder span. Then the crane was81

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

dropped down from top of the slope to slab to excite the1.2237kg/m, cable free vibration length L in 5.750m and thevibration of the bridge. The same process was conducted to

first natural frequency in 48.773Hz. Relaxation factor 𝛼 𝑡

excite the bridge at one-fourth of the girder span with rearof tension in AFRP tendons is calculated by equation (2)wheel stepping on the slope. Both concentric and eccentric

where 𝑡 is relaxation period of the cable in hours. It confirms

excitation on the deck slab was performed as Fig. 4. The

that the estimated prestress is well agreed with the calculation

acceleration of abutment, girder, deck and external cables

which accounted for relaxation of the AFPR rods. Similarly,

was measured by a set of accelerometers as shown in Fig. 5

Fig. 7 shows an example of acceleration and the spectrum ofwith a sampling of 800Hz.

the girder. Such dynamic properties of the bridge as natural
frequencies and modal shapes, including first longitudinal

3.

LOAD TESTING RESULTS

bending mode, first transverse bending modes, and second
longitudinal mode are identified as shown in Fig. 8. The

3.1

STATIC LOAD TESTING RESULTS

identified natural frequencies and modal shapes are

Table 2 shows representative measurements of the deck

consistent with FEM analysis. The effective cable stressing,slab concrete strain, butterfly web concrete strain, web AFRP

as well as dynamic properties, achieved from dynamic testingrod strain, and GFRP rod strain in static load testing. Underis foundation data for this bridge health monitoring.

crane static loading at half-span, deck center position, thestrain in upper deck slab concrete D1 is -9μ, and lower deckslab D3 is 17μ as shown in Case 2. It is consistent with the

T

4𝑚L2

𝛼 𝑡

0.95

𝑓𝑛 2
𝑛

0.031lo g 𝑡

(1)
(2)

value in design value of -7.9μ and 22.9μ respectively as
shown in Case 0, designed calculation using simple beam

4.

BRIDGE CONDITION MONITORING

4.1

MONITORING SYSTEM

model with section area of 3.997 m2, second moment of areaof 4.31 m4 and the actual measurement value of Young’s
modulus of 41400 N/mm2. The strain results in butterfly web

To monitor the long-term performance of the Bessodani

concrete, as well as strain of web ARFP rod, are also agreed

Bridge, a real-time automated monitoring system waswith design value. The strain in GFRP which reinforced

installed and operated in the bridge. The system includes

external cable deviator concrete is confirmed much lower

three sub-systems as shown in Fig. 9. The first sub-system isthan the limit value. The relative displacements between

gauge and transducer system to monitor the strain of concretesegments also confirmed the joint is not opened when thecomponents such as deck slab and web concrete, the strain of

crane load just above the joint. Hence, the bridge’s load-

AFRP rods in web, and GFRP strain cable deviators. The

carried performance is validated, and the design calculation

segment joint is checked by measuring the relative

is confirmed reasonable.

displacement between segments in the first sub-system. The
second sub-system is accelerometer system including several

3.2

DYNAMIC LOAD TESTING RESULTS

accelerometers are installed in girder, external cable, andThe effective prestress in AFRP tendons is needed to beabutment to monitor girder dynamic characteristics, cablemeasured but hardly measured by the strain gauge. In thistension, and detecting seismic and impact events in real-time.

bridge, the external tendon’s tension is measured by a

The third sub-system includes cameras which provide avibration-based method which is presented in detail inremote observation ability for inspectors at any time. All thereference 5). Fig. 6(a) shows representative acceleration anddata is collecting in the cloud by mobile circuit. Data isestimated prestress in tendons at sensor S10 when cranevisualized on the cloud which can be accessed from mobiles,

impacted at L/4 span, cantilever deck slab. The S10 sensor

tablets or desktops. If any seismic event, impacted event on

measures the vibration of five-tendons L1, L2, L7, L12, L13

the bridge, or any anomalies in cable tension or relative

which has 9ϕ7.4 AFRP rods in each tendon. The tension isdisplacement between segment joints would be detected, theestimated for the current effective prestress in a 9ϕ7.4 AFRP

alert notification will be mailed to the bridge administration

rods which represents averaged value of five-tendons L1, L2,

and inspectors in real-time.

L7, L12, L13 as shown in Fig. 6(b). This tension is the result
calculated by equation (1) with uniform weight m in82

STRUCTURAL PERFORMANCE EVALUATION OF THE Dura-Bridge® AND MONITORING SYSTEM APPLICATION

Fig. 9. Automated real-time monitoring system in the Bessodani Bridge

No

4.2

Indicators

Table 3. Indicators for bridge condition monitoring
Instruments

Threshold1

Earthquake detection

Accelerometers

Earthquake intensity

2

AFRP cable tension

Accelerometers

Cable tension

3

Segmental joint

Crack displacement transducer

Crack width

EXTREME EVENT DETECTION
Detecting earthquake and intensity estimation was

designed as a key function of the monitoring presented in thisin reference 6). If measured values of any indicators excess
their threshold, the system will mail an alert to bridge
admission and inspectors in real-time.

paper. The trigger nodes setting at abutment track theoccurrence of the earthquake. Earthquakes are detecting by

5.

CONCLUSION

tracking RMS acceleration in the trigger node. If RMS
acceleration becomes larger than a predefined threshold, anThis report presents the static and dynamic load testing ofearthquake will be defined to occur, and the alert email will

the Bessodani Bridge, the first ultra-high durability highway

be sent the bridge administration and inspectors.

bridge, using a 40-ton gross weight crane. The consistency ofstrain and displacement measured in static test with

4.3

CONDITION MONITORING

calculated values confirms the design and the bridge

Anomaly detection and bridge condition monitoring are

performance. Prestress in AFRP external tendons, which are

critical key functions of the monitoring system in theestimated by dynamic load testing, confirms an agreement

Bessodani Bridge. The strain and displacement are collectingwith stress relaxation loss in design. The dynamic properties

every hour and acceleration is measuring continuously. Basedof the bridge such as natural frequencies and modal shapeson these data, the condition of the bridge is automatedly

are also identified. An automated real-time monitoring

monitoring in real-time through three indicators as shown insystemTable 3. Detail of anomaly detection algorithm can be foundtransducers, accelerometers, and web cameras were operated

integrated

withstraingauges,displacement83三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

to monitor the performance of the bridge in real-time. Based

2)

Kasuga, A. : “Effects of butterfly web design on bridge

on foundation data achieved from bridge testing, theconstruction”, Structural Concrete, Vol.18, pp. 128–142,

condition of the bridge is monitored through several

2017.

indicators in real-time. The system also integrated cloud3)

Asai, H. : “Research on practical application oftechnology to give a data access and visualize data at any

adhesively anchored aramid fiber as tensioning andtime from mobiles, tablets or desktops. Alert notation will be

reinforcing material”, Doctoral thesis, Tokushima

mailed to bridge administration and inspectors when any

University, 2012.

abnormal condition of the bridge is detected in real-time.

4)

Matsuo, Y., Wada, Y., Fujioka, T., Nagamoto, N.:“Construction of non-metal bridge”, the fib Symposium

Acknowledgement:

The

Bessodani

Bridgeistheachievement of joint research between Sumitomo Mitsui2021, 2021.
5)

Uchibori, H., Khuyen, H. T., and Nagamoto, N.:

Construction Co., Ltd and West Nippon Expressway Co., Ltd.

“Vibration based method for estimating stress in AFRP

To confirm the long-term performance of the bridge, theexternal

monitoring system presented in this paper was installed andDevelopment of Prestressed Concrete, 2020.

put in operation. Sensing network in this system is as a part

6)

cables”,

the

29th

SymposiumontheKhuyen, H. T., et al. “Vibration-based anomalyof the joint research between Sumitomo Mitsui Construction

detection method for structural health monitoring of in-Co., Ltd and Sonas Inc., Authors express their sincere

service structures under ambient vibration”, Bridge

gratitude to cooperation from these co-researchers.

Maintenance,

Safety,Management,

Life-Cycle

Sustainability and Innovations, CRC Press, pp.3547References
1)

Ogata, T., et al. “Development and construction of
Ultra-durable bridges.”, Concrete Engineering, Vol. 54,
No.4, pp.387-392, 2016.

843554, 2021.

免震層層間変位モニタリングシステムの開発－ジョイスティック変位計の概要－

免震層層間変位モニタリングシステムの開発－ジョイスティック変位計の概要－
Development of Interlayer Displacement Monitoring System for Seismic Isolation Layer- Outline of Displacement Sensor using a Joystick 毅

TAKESHI HASEGAWA

免制震技術部

長谷川

免制震技術部川島学

MANABU KAWASHIMA

免制震技術部

西村佳也

KAYA NISHIMURA

免制震技術部

神山

圭佑

KEISUKE KAMIYAMA

免制震技術部原田浩之

HIROYUKI HARADA

免震層の地震時挙動を把握するために，ジョイスティックを使用した変位計を考案した。本変位計は直交する 2 方向の変位を同時に計測できるものであり，最大で±800mm までの変位に対応している。本変位計の実用性を確認するために，試作機を製作し，加振実験を実施した。その結果，地震時における免震層の不規則な動きにも十分に追従して変位を計測できることが確認できた。
キーワード：免震建物，地震観測，モニタリング，変位計，ジョイスティック

The authors devised the displacement sensor using a joystick in order to grasp the displacement of theseismic isolation layer during an earthquake. This sensor can measure displacements in two orthogonal
directions at the same time, and supports displacements up to ± 800mm. To confirm the utility of this sensor,
we made the prototype and conducted vibration tests. As a result, it was confirmed that this sensor canmeasure the displacement by sufficiently following the irregular movement of the seismic isolation layer
during an earthquake.
Key Words: Seismic isolated building, Seismic response observation, Monitoring, Displacement sensor,
Joystick

１．はじめにする場合もあるが，これら変位計は 1 方向の変位しか計測できないため，水平 2 方向に動く免震層の層間変位を

地震後における建物の健全性や継続使用の可否を適計測するためには最低 2 台が必要となり，設置空間の確切に判断する手段として，建物応答のモニタリングシス

保や経済性に課題が残る。一方，免震層の上下に加速度

テムは非常に有効である。免震建物の場合，地震時の建計を設置し，加速度の時刻歴を数値積分して変位の時刻

物応答は免震層の振動特性に支配されるため，免震層の歴を得る方法もあるが，加速度計の基線ずれや電気ノイ挙動，特に層間変位を正確にモニタリングできるシステズの影響を軽減するための手法の違いによって積分結果ムが必要である。

に差が出ることや，残留変位が評価できないことがある

免震層の層間変位をモニタリングするシステムとしては，板に針で傷をつける簡易な記録計

例えば 1)

ため，変位を直接計測する方が良いと考えられる。

（以下，本報では，以上の状況を鑑みて開発を進めている免

けがき式記録計と称する）が多く採用されている。ただ

震層層間変位モニタリングシステムの概要を示すとともし，けがき式記録計で得られるのは層間変位の軌跡であに，免震層の層間変位を直接計測するために開発した，

るため，免震層の最大変位やその発生方向はわかるもの

角度センサにジョイスティックを使用した変位計（以下，の，層間変位の時刻歴はわからない。層間変位の時刻歴

ジョイスティック変位計）の構造と加振実験について報を得るために，ワイヤー式やレーザー式の変位計を設置

告する。

85

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号

球面軸受

可視化システム

（上部）

免震層

伸縮ロッド

球面軸受
（下部）

計測システム（ジョイスティック変位計を含む）

図-1

免震層層間変位モニタリングシステム

図-3

ジョイスティック変位計 全体図

ジョイスティック

ポテンションメーター(a) 球面軸受（上部）(b) ジョイスティック

スティック
ポテンションメーター

Ｙ軸
図-2

モニター画面

２．免震層層間変位モニタリングシステム

Ｘ軸
ガイド

図-1 にモニタリングシステムの構成例を示す。本システムは計測システムと可視化システムからなり，図-

図-4

スティック

(c) 模式図
ジョイスティック概要

1 の例では，計測システムは層間変位を計測するジョイ
スティック変位計とそれに付属する制御箱（データ変換

３．ジョイスティック変位計の概要

器）各 2 台，免震層下部における地震動の加速度を計測
する加速度計 1 台である。計測システムで測定されたデ

図-3 にジョイスティック変位計の全体図を示す。本

ータは，LAN を介して建物内の可視化システムに送ら変位計の主要な構成要素は，ジョイスティック，球面軸れる。リアルタイムにパソコンの画面に表示され，同時受，伸縮ロッドである。水平変位により生じる伸縮ロッにデータストレージに保存される。可視化システムは，ドの傾き（角度 θ）をジョイスティックで計測し，上下

通信機器（ルータ）を介して遠隔地からも即時にデータ

球面軸受間の距離 H から幾何学的計算で水平変位 D にの確認や分析が可能である。

換算する。図-4 にジョイスティックの概要を示す。ジ

図-2 に大地震時発生後のモニター画面の例を示す。

ョイスティックはスティック，ガイド，ポテンションメ

モニター画面には免震層層間変位の水平 2 方向の移動軌

ーターで構成される。スティックの動きはガイドを介し跡（以下，オービットと称する），地震動の加速度波形てポテンションメーターに伝達され，直交する 2 方向のの時刻歴，計測震度と地震動の最大加速度および免震層角度情報として出力される。なお，本変位計には計測精の最大層間変位が表示される。また，免震層が想定外の度を確保するために，スティックとガイドの間隔を最小動きをした場合にはアラームを発し，行動を促すメッセにするなどのカスタマイズを施した専用のジョイスティ

ージを表示するようになっている。

ックを使用している。

86

免震層層間変位モニタリングシステムの開発－ジョイスティック変位計の概要－

変位計

制御箱

Ｙ
振動台

Ｘ

図-5

サーボモータ

試験体

試験体

ワイヤー式変位計

X

図-6

Y

写真-1

振動台

試験体設置状（１）試験体概要

図-4 から明らかなように，ジョイスティックに内蔵

図-5 に試験体の概要を示す。試験体の計測レンジはされたポテンションメーターの回転軸は常に一定に保た±800mm に設定した。ジョイスティックの許容可動範れるため，計測角度 θx，θy はそれぞれ式(1)，式(2)によ囲は±30°であるため，水平変位=0 の標準設置時におり水平変位 Dx，Dy に変換される。

ける上下球面軸受間距離は 1386.5mm，変位計全高はDX = H tanθx(1)

Dy = H tanθy(2)

1,460mm とした。制御箱（データ変換器）はサンプリ
ング 100Hz で AD 変換を行い，角度を変位に変換するのみのシンプルなものとした。

ここで，H はジョイスティック変位計設置時，つまり
水平変位＝0 の時の上下球面軸受間の距離である。した（２）実験概要

がって，免震層の上下間に相対変位が生じれば H は変化

写真-1，図-6 に試験体の設置状況を示す。床に固定

し，計測結果に誤差が含まれる。その影響は小さいと考した 2 本の H 形鋼柱（C1，C2）の各々に取り付けた H

えられるが，上下間の相対変位の影響を考慮する手段と形鋼梁（B1，B2）の交点を不動点とみなし，試験体をして，伸縮ロッドの伸縮を計測するセンサや H を補正す

梁交点と振動台との間に設置した。振動台の水平変位はるプログラムも準備している。

振動台のガイドレールに平行に取り付けた 2 本のワイヤー式変位計（東京測器研究所社製，DP-2000G）で計測

４．ジョイスティック変位計の加振実験した。計測データの収録サンプリングは 200Hz とし，KEYENCE 社製のデータロガー（NR-500）を用いて，本変位計が免震層の層間変位に追従して無理なく稼

ノートパソコンに保存した。なお，振動台の各方向の可働し，所要の精度で変位を計測できることを確認するた

動 範 囲 は ±600mm， 最 大 速 度 80cm/s， 最 大 加 速 度

めに，試験体として試作機を製作し，加振実験を行った。

800cm/s2 である。

87

表-1

第 19 号

加振項目

名称

最⼤変位 [mm]X⽅向

Y⽅向

１⽅向 X⽅向加振

540

-

加振

-

540

２⽅向 円加振

550

550

加振

457

364

Y⽅向加振

地震応答波加振ジョイスティック変位計の変位(mm)

三井住友建設技術研究開発報告(a) X 方向600

図-7

入力波形（円加振）

400
200
0
-200
-400

(a) X 方向

-600
-600

-400

-200

0

200

400

600

ワイヤー式変位計の変位(mm）(b) Y 方向図-9

計測結果（1 方向加振）（３）実験結果ａ）1 方向加振(b) Y 方向図-8

入力波形（地震応答波加振）図-9 にそれぞれ X 方向，Y 方向におけるジョイステ
ィック変位計とワイヤー式変位計の計測値の比較を示す。
X 方向，Y 方向ともに，両変位計の計測値はほぼ一致し

表-1 に加振項目を示す。加振は 1 方向加振と 2 方向ていることが確認できる。ここで若干見られる両者の差

加振の 2 種類とした。1 方向加振では X または Y 方向に異の理由としては，ジョイスティック内部において，ス-540mm から+540mm まで 470 秒で 2 往復させた。2 方

ティックからガイドを介してポテンションメーターで信向加振では円加振と地震応答波加振を実施した。円加振号を検出する過程におけるガタ等の影響が考えられる。

では X・Y 両方向に図-7 に示す周期 4 秒の正弦波を位相ｂ）2 方向加振差 90 度で入力した。最大振幅まで漸増的に 6 サイクル

図-10 に円加振時のオービットを示す。図の横軸は X

加振した後，最大振幅（±550mm）で 8 サイクル，その方向の変位，縦軸は Y 方向の変位である。同図より，赤後漸減的に 6 サイクル加振した。地震応答波加振では，実線で示したジョイスティック変位計による計測値と青愛知県設計用入力地震動研究協議会で作成された三の丸

破線で示したワイヤー式変位計による計測値は，試験開（NGY）における地表面模擬波 2)に対する周期 4 秒，減始直後の振幅 10mm 時から最大振幅の 550mm 時に至る

衰定数 20％の 1 質点系モデルの応答変位を，一般的なまでほぼ一致していることが確認できる。

免震建物の大地震時における免震層の層間変位とみなし

図-11 に円加振時における累積変位の時刻歴を示す。

て入力した。X 方向を EW 方向，Y 方向を NS 方向とし同図より，赤線で示したジョイスティック変位計によるた 。 図 -8 に 加 振 波 形 を 示 す 。X 方 向 の 最 大 変 位 は

累積変位と青破線で示したワイヤー式変位計による累積

457mm，Y 方向の最大変位は 364mm であった。

変位の時刻歴波形はほぼ一致していることが確認できる。

88

免震層層間変位モニタリングシステムの開発－ジョイスティック変位計の概要－

ジョイスティック変位計

ワイヤー式変位計

ワイヤー式変位計

Y 方向変位(mm)ジョイスティック変位計

図-10

オービット（円加振）図-12

オービット（地震応答波加振）ジョイスティック変位計

ジョイスティック変位計

ワイヤー式変位計

ワイヤー式変位計

図-11

図-13

累積変位（円加振）累積変位（地震応答波加振）
表-2

最⼤変位
ジョイス

加振開始から終了までの累積変位量は，ジョイスティッ

ティック

ク変位計で 4,906cm，ワイヤー式変位計で 4,870cm であ

[ｍm]

った。
図-12 に地震応答波加振時のオービットを示す。図の

変位計

円加振

Ｘ⽅向
Ｙ⽅向

地震応答波 Ｘ⽅向
加振

Ｙ⽅向

549
551
464
366

試験結果

[mm]
ワイヤー式
変位計
[ｍm]

550
550
462
367

累積変位（２⽅向合成）
ジョイス
ティック
変位計

ワイヤー式
変位計
[cm]

[cm]

変位差
変位差

ワイヤー式

[cm]

変位計
[％]

4,906

4,870

35

0.7

7,910

7,861

50

0.6

横軸は X 方向の変位，縦軸は Y 方向の変位である。同図より，両者の計測値はほぼ一致しているものの，X 方

５．おわりに向最大値（+462mm）近傍における Y 方向の値など，一部の箇所で整合性がやや悪くなっていることが確認でき

免震層の地震時挙動を把握するために，ジョイステる。その理由としては，加振波形の不規則性に起因する，

ィック変位計を開発した。試作機を製作し，加振実験を

時刻歴波形では確認できない程度のごくわずかな位相の行った結果，地震時の不規則な動きにも十分に追従し，ずれが考えられる。

所要の精度で変位を計測できることが確認できた。

図-13 に地震応答波加振時における累積変位の時刻歴

今後は，遠隔より免震層の挙動を確認するとともに，を示す。同図より，赤線で示したジョイスティック変位

免震建物の健全性と継続使用の可否を判断することので計による累積変位と青破線で示したワイヤー式変位計にきるユーザーインターフェースを構築し，ジョイスティ

よる累積変位の時刻歴波形はほぼ一致していることが確

ック変位計を用いた免震層層間変位モニタリングシステ

認できる。加振開始から終了までの累積変位量は，ジョ

ムを完成させる所存である。

イスティック変位計で 7,910cm，ワイヤー式変位計で7,861cm であった。
表-2 に各加振時における最大変位と累積変位の比較を示す。最大変位の差は最大で 2mm，累積変位の差は

参考文献
1）株式会社免震テクノサービス社オービター，
http://menshin-techno.co.jp/orbiter/

最大で 50cm であり，本試験の範囲では，ジョイスティ

2）愛知県設計用入力地震動研究協議会：愛知県設計用

ック変位計はワイヤー式変位計と同程度の計測精度を有

入力地震動の作成，南海トラフ地震に対する地震動しているといえる。

評価報告書，2018

89

90

建設作業所の労働災害防止を目的とした安全・注意喚起 AI システムの開発

建設作業所の労働災害防止を目的とした
安全・注意喚起 AI システムの開発
Development of an AI-based Safety Alert System to Prevent Disasters at Construction Sites
デジタルコンストラクション推進部

戸倉

健太郎

KENTARO TOKURA

デジタルコンストラクション推進部

右山

剛

GO

MIGIYAMA

実際に当社の作業所において発生した労働災害の記録をナレッジとして活用し，職種と作業内容を入力す
ると起こりうる労働災害事例を表示するシステムを開発した。このシステムは自然言語処理を目的とした AI（人工知能）技術を利用している。システムの主な利用シーンは，作業所で毎日実施される KY（危険予知）
活動において，作業所担当者が協力会社と一緒に抽出された事例を基に労働災害防止を討議するというものである。このシステムの活用により，KY 活動を充実させ，労働災害の発生件数を減少させるのが目的である。
キーワード：安全管理，労働災害防止，自然言語処理，AI，KY 活動，クラウドシステム

The authors have developed a system that displays examples of possible disasters by entering the typeof workers and work details, using the records of actual disasters that have occurred at our construction
sites as knowledge. This system uses natural language processing technology in AI. The main use of thissystem is that the site foreman, discuses disaster prevention together with their subcontractors, based on
the extracted examples during the risk prediction activities that are conducted every day at construction
sites. The goal is to use this system to enhance risk prediction activities and reduce the number of accidents.
Key Words: Safety management, Work accident prevention, Natural language processing, AI, Risk
prediction activities, Cloud system

１． はじめに

全産業

労働災害の防止は建設業界にとって終わりのない課題
建設業

であると考えている。さまざまな知見に基づく地道な努力，施策の積み重ねにより，年々建設業における死亡災
害は減少しているが，さらなる安全確保のためには新しい技術，切り口による取組みが必要と考える。本稿では，建設技能者の意識に訴えかけ，ヒューマンエラーを回避するための一方法として，今から行おうとしている作業の直前に，その作業で過去に発生している実際の労働災
害事例を各技能者に見せることによる効果的な注意喚起
を，自然言語処理 AI（人工知能）の技術を使って実現

図-1

産業別の労働災害による死亡者数推移
厚生労働省：労働災害統計データにより作成

https://www.mhlw.go.jp/bunya/roudoukijun/anzeneisei11/rousai-hassei/

したシステムを紹介する。

２． 開発の背景
図-1 は厚生労働省の統計データを元に作成した最近

91三井住友建設技術研究開発報告第 19 号の産業別労働災害による死亡者数の推移グラフである。

決定要因

対策カバーイメージ

年々減少傾向にはあるものの，建設業は他産業との比較において死亡災害の多い産業であることは変わっていな

設備環境

い。

パトロー
ル

計画

検査

朝礼・Ｋ
ＹＫ・Ｔ
ＢＭ

残留リスク

建設業の労働災害リスクとその防止対策の関係を筆

ＩＣＴ
（ＡＩ利
用含
む）

ＩＣＴ

者のイメージとしてまとめたのが図-2 である。現在でも建設作業所では日々さまざまな安全確保のための活動

人の不注意

パト
ロー
ル

朝礼・
ＫＹＫ・
ＴＢＭ

作業計画・
手順

パトロー
ル

計画

体調・疾病

パト
ロール

朝礼・ＫＹＫ・
ＴＢＭ

教育

（不安
全行
動の
認識
等）

（職長
の）統率

が実施されている。それらにはすべて目的と一定の効果があり，けしておろそかにはできないものである。それ
でも労働災害を撲滅することができないのは，現実的に教育は完全になくすことができない残留リスクがあるためと

朝礼・ＫＹ
Ｋ・ＴＢＭ

（職長の）統率

配置

ＩＣＴ（バ

（計画）

イタル）

考えられる。この残留リスク削減のためにはこれまでの

年齢

データ把握

教育

配置計画

（職長の）統率

技術では実現できなかった新しい切り口による対策が望

経験

データ把握

教育

配置計画

（職長の）統率

まれ，その一つが近年発達著しい ICT の活用であると位置づけている。ICT の応用可能性は非常に広く，様々な

図-2

災害のリスクと対策のイメージ

ソリューションが考えられる。当社ではこのような背景ることができ，自分事として安全を捉えやすくなると考に基づき，ICT を活用した安全確保技術の開発に着手し，えられる。実際に起きた労働災害は状況にリアリティが本稿で紹介するシステムはその取り組みの一つである。

あり内容も詳細なため，なぜこれが発生したのかを考える上での示唆に富んでいる。そのような情報があれば自３．開発の目的ら考える KY の実施が期待できるのではないだろうか。
本システムは“リスクはパーソナルなもの”という発想

本システムは作業所で日々行われている作業に対し，が原点にあり，技能者の年齢，経験年数等の詳細な属性

どのような労働災害が過去に発生しているかをタイムリ

や天候，作業場所といった置かれた環境を認識して的確

ーに建設技能者に伝えることで KY（危険予知）の効果

な注意喚起をタイムリーに行うことを想定したものであを増大することを目的としている。筆者らが着目したのる。このようなソリューションの実現のためには検索頻

は，これまで実際に発生した労働災害の記録がナレッジ度に対して充分な件数と，的確な注意喚起を行うためのとして十分に活用されていないのではないかという点と，質を兼ね備えたデータベース，さらに現場全体をカバー

作業所で行われている KY 活動が毎日のことであるためする IoT インフラが必要であるため，最初の利用シーンに形骸化し，単にエビデンスを残す作業になっていない

としては朝礼後の KY 活動において，チーム単位の作業かという点である。この二つを結びつけることにより，内容に対して注意喚起を行うものと設定した。以下，今新しい危険予知の効果を生むソリューションを発案した。

回開発したシステムの要件を整理する。

これまでも休業 4 日以上の労働災害（以下重災害）に① 当社で実際に発生した労働災害データから，会社関する事例を検索するシステムは存在するが、この重要名や個人の特定に結びつくような機微な情報を排

なナレッジである労働災害事例をもっと日常的に，「現除したうえでナレッジとして使用する。

場」で活用できれば労働災害防止に大きな効果が期待できる。
一方，作業所で行われる KY 活動は，各作業所によっ② データのメンテナンスを楽にするため，既存の労働災害報告書のデータ形式，記載文章をできるだ
けそのまま使うシステムとする。

て多少の違いはあっても，朝礼後各チーム単位で職長が③ 現場を含め場所を選ばず活用できるものとする。

配下の技能者に対し作業内容に応じた危険予知を行い，④ 入力は職種と作業内容を基本とした最低限のもの

その内容を KY 用紙に記入するというものである。しかでその作業中に起こりうる労働災害事例を短時間し，その記録を見ると，多くの職種において毎日同様なで抽出するものとする。

作業が連続するため，KY の内容も同じことの繰り返しになる傾向がある。確かに何も新しい情報がない状態で⑤ 毎日同じ作業の繰り返しであっても日々異なる事
例を抽出できるものとする。

日々変化に富んだ KY を行うことは非常に難しい。そこ

このような要件から，開発システムの仕様を具体化しで、すぐその場で活用できる情報があれば KY を主導すていった。

る職長も聞く立場の各技能者もいろいろ想像をめぐらせ

92

建設作業所の労働災害防止を目的とした安全・注意喚起 AI システムの開発

４． 自然言語処理ＡＩの活用検討と実務システムの開発
本システムの実装に際し，すでに社内で運用されている検索システムの発展形とするか，自然言語処理を目的とした AI 技術を活用した全く新しいシステムとするかを検討した。既存の検索システムの改良では以下のような懸念があった。
① 少ないインプットで大量のデータから意図する事

図-3

スコアリング方式の概要

例を瞬時に抽出することが困難と考えられる。

働災害の数を評価する「適合率」についてはさらに低く② 事例の追加時に検索キーとなる言葉の設定作業が46％程度であった。実際の運用では抽出された事例の必要となり，作業の負担が大きい。
③ 将来的に音声入力や作業場所と一体化した IoT シ

みが判断対象であるため，「適合率」が安定して高い値を示す必要がある。この原因は労働災害事例が主に「災ステムに進化させる際に不利と考えられる。

害」の状況や内容を記載しているのに対して，入力文は以上より既存の検索システムの改良ではシステムの実「作業」の状況や内容を記載しているため，それらを直現は困難と判断し，自然言語処理に強みを持つ AI シス
テム*1 の導入検討を開始した。

接関連付けることが困難であるためと推測された。
この解決策として，作業の状況や内容と，労働災害の状況や内容を関連付けるための，いわゆる触媒となる（１）実現可能性の検証（ＰｏＣ）

キーワードを属性情報データとしてあらかじめ付加させ

AI システムの開発に着手する前に，労働災害事例デることを試みた。付加した属性情報は「使用道具」，「危ータに対して自然言語処理 AI のスコアリングが有効に険要素」，「作業場所」の 3 点である。これらの属性情報機能するか検証（PoC）を行った。

を与えて行った自然言語処理 AI の検索結果を人が判定

検証の内容は自然言語処理 AI による労働災害事例のしたところ，直接的事例，間接的事例を含め「適合率」

検索精度を以下の 2 つの観点から評価するものとした。

81％の確率で入力文と関連性の高い労働災害事例が選① 「入力文と直結する内容の労働災害事例データをばれるようになり，属性情報を与える前の結果から 35

効率良く抽出できること」（＝直接的事例）② 「入力文とは直結しない内容だが，実は労働災害の原因などで関連性がありそうな労働災害事例デポイントの精度向上を実現した。この結果をもって自然言語処理 AI によるシステムの実現が可能と判断し，実務対応システムの開発フェーズに移行した。

ータを効率良く抽出できること」（＝間接的事例）
具体的にはまず準備として「職種」「作業内容」を記（２）実務対応システムの開発

述した作業シーンを入力文として 20 種類作成し，各入実務対応システムの主な利用シーンは作業所における力文に対し，妥当と思える労働災害事例を「正解データ」

KY 活動であるため，当社社員が所持しているタブレッ

として抽出した。直接的事例の検証は各入力文に対し，

ト PC で稼働するものとした。当社社員である各担当者

労働災害事例文書（データ数約 1,300）の 10％を教師デはそれぞれ作業チームの KY 活動に参加してこのシステータとして学習後，残りの労働災害文書のスコアリング

ムで労働災害事例を検索し，技能者に紹介する。労働災を 10 回行い，正解データが上位 15 件に現れる確率を検害事例データのデータ容量が大量であるためクラウドサ

証した。このスコアリング方式の概要を図-3 に示す。

ーバに自然言語処理 AI と労働災害事例データベースを間接的事例については，二段階スコアリング方式や，文配置し，タブレット PC のブラウザからクラウドサーバ

書のベクトル化，単語のベクトル化等複数の手法を使っへの問い合わせに対して抽出した労働災害事例を返答すて各文書，各手法それぞれ 10 回行い関連労働災害が上る Web アプリケーション形式とした。このため，利用位 15 件に現れる確率を検証した。

には通信環境が必要であるが，結果的に扱っているデー

結果は直接的事例については上位 15 件のなかに正解

タが労働災害という機微な情報であることに対し作業場が含まれる率である「抽出率」において 7 割を超える作

所に持ち出すクライアント側に労働災害事例データを持業シーンで過半数を超えたのに対し，間接的事例の抽出

たないことと，データの追加や改善メンテナンスが逐次は抽出率 7 割を超える作業シーンは過半数を下回り，十反映可能というメリットにつながっている。

分な精度を得られなかった。上位 15 件中起こりうる労PoC の段階で適合率向上の要因となった「使用道具」，

93

三井住友建設技術研究開発報告第 19 号「危険要素」，「作業場所」などの属性情報はマトリクスの形で学習させている。
このシステムは毎日の KY 活動において利用するため，連日同じ作業が続く場合には同じ事例ばかりが抽出されることが想定された。これを避けるために，KY 活動において紹介した事例はユーザ側で個別に除外することで，
図-430 日間表示されない機能を実装した。これはユーザ側

実務対応システムの概要

で任意に解除することも可能である。実務対応システムの概要を図-4 に示す。以下操作の手順を述べる。
① ブラウザ経由でシステムにアクセスする。
② ID/PW を入力する。
③ 対象職種をリストから選択する。
④ 「対応する作業内容をセットする」を押すと関連する作業が選択される。作業内容は複数選択された状態から該当しない作業を削除する。

図-5

労働災害事例が抽出された状態の画面⑤ 「対応する使用道具などをセットする」を押すとリストアップされた作業に関連する「使用道具」「危険要素」「作業場所」がセットされる。これも必要ないものを除外する形式としている。
⑥ 「検索」を押すと，環境にもよるが 3 秒程度で入力した情報に関連する「重災害」10 件，「軽災害」（休業 4 日未満の労働災害）10 件が抽出される。
重災害と軽災害が別になっているのは元のデータが別に整理されていたためであり，あえて一本化
せず，より多様な事例が抽出されるようにしてい

写真-1

作業所の KY 活動における活用状況

る。各事例は画像のあるものはサムネイル画像と導入において特別に準備するものがなく，無理なく運用

労働災害状況の冒頭部分が表示されており，矢印と展開が可能なソリューションとなっている。

ボタンで遷移させる（図-5）。
⑦ 参照したい事例を決め「詳細」を押すと，労働災

６．おわりに害の詳細が表示される。「対応策」のバーを押すとこの労働災害を防止するための対応策が表示される。
⑧ 詳細まで表示するとその時点の選択項目が履歴として記録され，同じ条件で検索をしたい場合に入力の手間が削減される。

以上，自然言語処理 AI を活用し，職種と作業内容の入力により過去の労働災害事例を現場でナレッジとして生かすことのできるシステムの開発について述べた。
安全確保，労働災害予防は決して完成することのない
ジグソーパズルのようなものであると筆者は考えている。

そのほか，リストにないキーワードも付加したい場対応策としてのピースが埋まっていないところに残留リ

合には文章で入力する欄があり，そこに入力された内容

スクが存在する。今後も効果的なソリューションを開発

は抽出の比重が高くなる。また，労働災害事例の少ない

し，残留リスクを減らしていく努力を継続する必要があ

職種では該当職種に限らず事例を表示する機能を設けてると考えている。

おり，幅広い気付きを得らえるようにしている。
*1：自然言語処理 AI エンジンは FRONTEO 社の「KIBIT」（キビット）

５．作業所における運用
本システムは試験運用（写真-1）を経て使い勝手のフィードバックを行い，改善ののち本運用に移行する計画である。今回実装したシステムの形式は，作業所への94を採用している。

社外発表論文一覧 2020 年度（2020/4/1～2021/3/31）

社外発表論文一覧

2020年度（2020/04/01～2021/3/31）

論文（査読付き）
題

名

執筆者名

齊藤雅仁, 澤本武博
コンクリート柱部材の透気性に及ぼす配合および養生
舌間孝一郎
方法の影響
樋口正典

所

属

発表誌名

発行年月日

ものつくり大学
前橋工科大学当社

セメント・コンクリート論文集
2019年73巻 1号

2020/3/31

当社

Proceedings of the TenthInternational Conference on
Bridge Maintenance, Safety andManagement (IABMAS 2020),
Sapporo, Japan

2020/6/28

プレストレスを導入したコンクリートの超音波速度変化 永田昂大, 大野健太郎
玉置一清, 野並優二

首都大学東京当社

コンクリート工学年次論文集第42巻

2020/7/15

4 げ補強 RC 梁の一定繰り返し衝撃荷重載荷実験

室蘭工業大学
室蘭工業大学当社

コンクリート工学年次論文集第42巻

2020/7/15

5

静的に剥離破壊型で終局に至る AFRP シート接着曲 田野順也, 小室雅人
岸徳光
三上浩
磯部岳
FRCを用いた鉄筋重ね継手の破壊性状に関する解析 竹山忠臣
的検討
横井晶有, 内田裕市

岐阜大学
当社
岐阜大学

コンクリート工学年次論文集第42巻

2020/7/15

竹山忠臣, 佐々木亘
篠崎裕生
内田裕市
各種非破壊試験データを用いたマハラノビス・タグチ・ 野内彩可
システムによる断面修復工法の補修効果の定量的評 渡辺健， 滑川達
価に関する検討橋本親典
Taku Matsuda
Effect of expansive additive dose on flowability andDaniel A . GEDDES
compressive strength of ZERO-CEMENTBrant WALKLEYCONCRETE
John L. PROVISCHALLENGE FOR NEXT GENERATION OF
CONCRETE BRIDGES, NON-METALLIC BRIDGE Akio Kasuga
WITH ZERO CEMENT CONCRETE

当社
当社
岐阜大学

コンクリート工学年次論文集第42巻

2020/7/15

コンクリート工学年次論文集第42巻

2020/7/15

Proceedings of RILEM Annual
Week 2020(イギリス・シェフィールド)

2020/8/31

IABSE SYMPOSIUM Wrocław
2020 , Poland

2020/10/7

早強ポルトランドセメントを用いた短繊維補強モルタル 佐々木亘，恩田陽介
松田拓，谷口秀明

当社
当社

品質工学に基づくMTシステムと各種非破壊試験デー 野内彩可

当社
徳島大学
徳島大学

1

2 Evolution of bridge construction in Japan

Akio Kasuga

3 率の経時変化とその変動要因に関する検討

FRCCを用いた部材の鉄筋の重ね継手に関する基礎

6 的検討
7

8

9

10 の塩分浸透性

11 タを用いた断面修復工法および注入工法による補修 渡辺健，滑川達の施工品質の定量的評価

橋本親典

高流動性コンクリートの施工性と躯体の品質評価に関

依田和久，松田拓
古川雄太，木村仁治

12 する研究 （その１）：小型模擬試験体による基礎実験 塩田博之，太田貴士
および型枠側圧実験
13
14
15

当社
徳島大学
徳島大学
当社
The University of Sheffield, UK
The University of Sheffield, UK
The University of Sheffield, UK
当社

鹿島建設，当社
東急建設，浅沼組
フジタ，大成建設
戸田建設

梅本宗宏
内堀裕之
当社
AFRPロッド外ケーブルの振動法による張力測定
当社
Hoang Trong Khuyen
当社
永元直樹
Hoang
Trong
Khuyen
当社
Long Term Monitoring of Prestressed Concrete Bridges
当社
内堀裕之，永元直樹
Using Wireless Sensor Networks
西日本高速道路前原直樹
Chamila Kumara Rankoth 当社
Experimental Study on Ultra High Durable Slab to当社
狩野 武
Girder Joint in Steel Plate Girder Bridges
西日本高速道路
和田圭仙，藤井雄介
GFRPロッドを用いた超高耐久壁高欄の衝突安全性に 狩野武，内堀裕之
和田圭仙，藤井雄介

当社
西日本高速道路

単位水量と自己収縮を大幅に低減した高強度繊維補 佐々木亘，恩田陽介
松田拓

当社
当社

ロボットアームを使用した鉄筋組立自動化システムの 二宮健，竹之井勇
水田武利，岡本菜里

当社
当社

16 関する実験的検討
17 強コンクリート
18 実用化臺哲義
高木博行
伊藤篤，樋口正典
岡本菜里，竹之井勇
水田武利
賀川義昭

当社
中日本高速道路
当社

井上英二
西村丈二
中積健一，村尾光則

当社
水資源機構
当社

中島大樹
中積健一

当社
中日本高速道路
当社

23 復興道路 国道45号 (仮称)有家川橋の施工

大庭大，小林睦
清水公将，高岡怜

当社
当社

24 超高耐久橋梁の実用化に向けた別埜谷橋の設計

藤岡泰輔
芦塚憲一郎，横山和昭
永元直樹

当社
中日本高速道路
当社

水温自動制御機能を有するパイプクーリングシステム

19 の橋梁横桁部への適用

20 リアルタイム鉄筋出来形自動検測システムの開発
21 江川大橋の設計・施工

22 東名高速道路下長窪橋 床版取替工事の設計・施工 金田遥，金山隼人

当社
当社
日立ソリューションズ

地震時損傷モニタリングデータを用いたベイズ推定に 山田哲也
能島暢呂

当社
岐阜大学

PROPERTIES AND HARDENING MECHANISM OF Taku Matsuda

当社
Sheffield大学
Sheffield大学

25 よる建物損傷評価

26 ULTRALOW SHRINKAGE AND HIGH STRENGTH Brant WALKLEY
ZERO-CEMENT-CONCRETE

John L. PROVIS

コンクリート構造物の補修，補強，アップグレード論文報告集
第20巻
コンクリート構造物の補修，補強，アップグレード論文報告集
第20巻
日本建築学会技術報告集
2020年26巻64号
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第29回プレストレストコンクリートの発展に関するシンポジウム論
文集
第 47 回（2020 年度）研究発表
会（秋季）地域安全学会論文集
No.37
fib Symposium 2020
(Shanghai,China)

2020/10/15

2020/10/15

2020/10/20

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/29

2020/10/31

2020/11/22

95

題
27

名

執筆者名

巽義知，日下敦円形トンネルの拡大掘削における周辺地山挙動に関小出孝明
する基礎的模型実験
砂金伸治

発表誌名

発行年月日

土木研究所
当社
東京都立大学所

属

土木学会 第30回トンネル工学
研究発表会講演集

2020/11/26

28 的考察

砂金伸治
井上洸志
小出孝明
日下敦，巽義知

東京都立大学
東日本高速道路
当社
土木研究所

土木学会 第30回トンネル工学
研究発表会講演集

2020/11/26

29 中央構造線に沿ったトンネルを二重支保工で掘削

石川滋，中斉剛
小出孝明

当社
当社

土木学会 第30回トンネル工学
研究発表会講演集

2020/11/26

土木研究所
土木研究所
東京都立大学当社

土木学会 第30回トンネル工学
研究発表会講演集

2020/11/26

EASEC16(Proceedings of The 16th East
Asian-Pacific Conference on
Structural Engineering andConstruction，2019)2020/12/23

拡幅掘削時のトンネル構造と地山挙動に関する実験佐々木亨，日下敦
長尺鋼管フォアパイリングの三次元的な効果に関する 巽義知，菊地浩貴
砂金伸治
小出孝明

30 一考察31

V.Thay
首都大学東京Study on Repair and Strengthening of Steel Girder End
H.Nakamura
首都大学東京with Section Loss Using CFRP
N.Tuvaan（T・ニャムバヤル） 当社
Members Bonded by VaRTM Technique
東レ
T.matsui32

ON WAVE-CONTROLLED DYNAMICDISINTEGRATION OF STEEL-CONCRETECOMPOSITE STRUCTURES

Kota WADA
Koji UENISHI
Hiroshi YAMACHI
Junichiro NAKAMORI

東京大学
東京大学
当社
当社

第15回岩の力学国内シンポジウ
ム講演論文集2021/1/14

Akio Kasuga

当社

IABSE Congress Christchurch,
2020 , New Zealand2021/2/3

依田和久，松田拓
古川雄太，木村仁治

日本建築学会技術報告集
2021年27巻65号

2021/2/20

梅本宗宏

鹿島建設，当社
東急建設，浅沼組
フジタ，大成建設
戸田建設

河村圭, 橋本祐弥
塩崎正人, 中村隆史

山口大学
当社

土木学会論文集F3
2021年77巻2号

2021/3/15

深度センサーを用いたトンネル切羽監視システムに関 河村圭, 藤井猛
塩崎正人, 中村隆史

山口大学
当社

土木学会論文集F3
2021年77巻2号

2021/3/15

33 Technologies for sustainability in the seismic country
高流動性コンクリートの施工性と躯体の品質評価に関34 する研究 （その2）：実大模擬試験体実験の結果と効 塩田博之，太田貴士
果の検討
斜材表面の画像展開図作成における曲面の平面化

35 手法の提案

36 する基礎研究

96

論文
題

名

発表誌名

発行年月日

セメント協会研究所
土木研究所
当社

第74回セメント技術⼤会講演要
旨Vol.74th

2020/5/18

深度センサーを用いたトンネル切羽監視システムに関 藤井猛，河村圭
塩崎正人，中村隆史

山口大学
当社

令和2年度土木学会中国支部
研究発表会 論文集

2020/5/31

中層混合処理工法による切土のり面保護工の設計・

戸村豪治，程塚保行
坂本慶太，安田泰当社
当社

第55回地盤工学研究発表会発
表講演集

2020/7/1

古垣内靖，張媛
西正晃，森利弘
福田健，高岡雄二
梶野実

東急建設
安藤・間，熊谷組
戸田建設，当社
長谷工コーポレーション

第55回地盤工学研究発表会発
表講演集

2020/7/1

室内暴露実験における締め固めた改良土の強度特性 宮下千花，青山翔吾
ダヤニ サンジーワニ

土木研究所
当社

第55回地盤工学研究発表会発
表講演集

2020/7/1

室内暴露実験における締め固めた改良土の強度特性 青山翔吾，宮下千花
ダヤニ サンジーワニ

土木研究所
当社

第55回地盤工学研究発表会発
表講演集

2020/7/1

ダヤニ サンジーワニ
7 る基礎的検討－その1：固化改良土の作製方法と強度 山田卓，鳥越宇人
発現のメカニズム－

当社
当社
大阪市立大学
大阪市立大学第55回地盤工学研究発表会発
表講演集

2020/7/1

Fundamental study of geomaterial using biodegradable Dayani Sanjeewani
程塚保行，高橋直樹
山田卓，鳥越宇人
properties of improved soil with biodegradable plastic 中田友哉

当社
当社
大阪市立大学
大阪市立大学第55回地盤工学研究発表会発
表講演集

2020/7/1

鳥越宇人，中田友哉
山田卓

第55回地盤工学研究発表会発
表講演集

2020/7/1

1 セメント改良⼟中の⽔和物の分離に関する⼀検討

執筆者名
泉尾英⽂，野⽥潤⼀
宮下千花
ダヤニ サンジーワニ

2 する基礎研究
3 施工事例

新設杭に干渉する既存杭の撤去に関する調査研究

4 （その3）既存杭撤去後の埋戻し土の性状

5 に及ぼす物理的性質の影響（材齢2年までの報告）
6 に及ぼす化学的性質の影響（材齢2年までの報告）

生分解性プラスチックの地盤改良への適用性に関す

程塚保行，高橋直樹

中田友哉

8 plastic Part 2: Factors affecting on mechanical

所

属

特性－

ダヤニ サンジーワニ

大阪市立大学
大阪市立大学当社
当社

種々の混和材を添加したセメントペーストのチクソトロ

水戸友哉
寺西浩司

当社
名城大学

11 縮・高強度コンクリートの各種性状 その1 調合条件 若林信太郎，松田拓

坂本遼，峯竜一郎

当社当社

峯竜一郎，坂本遼
若林信太郎，松田拓

当社
当社

13

球状の電気炉酸化スラグ細骨材を用いたコンクリートの基礎的実験

渡邉清信，廣藤義和
山田雅裕，岸本豪太
柳田淳一，山下紘太朗
鈴木好幸，新田稔
横山徹，福井信行

東伸コーポレーション
東亜建設工業，東洋建設
大木建設，鴻池組
安藤・間，淺沼組
当社，星野産商

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

14

大船渡市の2つの高台住宅における高齢者のための地域包括ケアの状況 コミュニティの状態と支援の違いによる高台住宅に住む高齢者の 状態の変化に関する研究 その1

千葉誠也，中島美登子
繪本尚樹，大西冬恭
白井愛乃，黒川凱誠
中川航希，湯谷朗人
矢野孝明
住田良祐，渡辺春菜
中野藍子

香川大学
香川大学
香川大学
香川大学，新環境設計
京都工芸繊維大学
当社
ティーネットジャパン

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

香川大学

15

大船渡市の2つの高台住宅における集まる場所に対 大西冬恭
する住民の要望 コミュニティの状態と支援の違いによ 中島，白井，繪本
千葉，中川，黒川る高台住宅に住む高齢者 の状態の変化に関する研湯谷，矢野，住田
究 その2
中野，渡辺

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

香川大学

16

白井愛乃
大船渡市の2つの高台住宅における高齢者の交流関 中島，繪本，千葉
係の変化 大船渡市の2つの高台住宅における高齢 大西，中川，黒川者の暮らしやすさと支援の実態に関する研究 その1 湯谷，矢野，住田
中野，渡辺

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

香川大学

17

大船渡市の2つの高台住宅における高齢者の高齢者 繪本尚樹
中島，白井，千葉の交流関係への意識 大船渡市の2つの高台住宅に
大西，中川，黒川
おける高齢者の暮らしやすさと支援の実態に関する研湯谷，矢野，住田
究 その2
中野，渡辺

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

当社

18

大船渡市の防災集団移転地における高齢者の外出 住田良祐
状況と交流関係に関する研究 コミュニティの状態と 中島，白井，千葉
支援の違いによる防災集団移転地に住む高齢者の状 大西，中川，黒川
湯谷，矢野，繪本態の変化に関する研究 その 3
中野，渡辺

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

京都工芸繊維大学

19

大船渡市における防災集団移転における地域包括ケ 矢野孝明
アの実態と課題に関する研究 コミュニティの状態と支 中島，白井，千葉援の違いによる防災集団移転地に住む高齢者の状態 大西，中川，黒川
湯谷，繪本，住田の変化に関する研究 その 4中野，渡辺

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

渡辺春奈
中島，白井，千葉大西，中川，黒川
湯谷，矢野，住田
中野，繪本

当社

20

大船渡市の災害公営住宅における集会所とコミュニティ活動が高齢者の交流に与える影響に関する研究
コミュニティの状態と支援の違いによる災害公営住宅に住む高齢者の状態の変化に関する研究 その 5

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

中野藍子
中島，白井，千葉大西，中川，黒川
湯谷，矢野，住田
繪本，渡辺

ティーネットジャパン

21

地域包括ケアシステムのもとでの災害公営住宅に住む高齢者の交流の変化に関する研究 コミュニティの状態と支援の違いによる災害公営住宅に住む高齢者の状態の変化に関する研究 その 6

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

生分解性プラスチックの地盤改良への適用性に関す

9 る基礎的検討－その3：固化改良土の強度特性と透水 高橋直樹，程塚保行
10 ピー性

人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型・超低収

12およびフレッシュ試験結果
人工軽量細骨材を使用した低環境負荷型・超低収
縮・高強度コンクリートの各種性状 その2 強度試験
結果および収縮ひずみ測定結果※連名者所属はNO.14参照のこと※連名者所属はNO.14参照のこと※連名者所属はNO.14参照のこと※連名者所属はNO.14参照のこと※連名者所属はNO.14参照のこと※連名者所属はNO.14参照のこと※連名者所属はNO.14参照のこと

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020
日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020
日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

2020/7/20

2020/7/20

97

題

名

執筆者名

大船渡市の災害公営住宅における高齢者の入居年 湯谷朗人
数による高齢者の交流の変化に関する研究 コミュニ 中島，白井，千葉

22 ティの状態と支援の違いによる災害公営住宅に住む 大西，中川，黒川
高齢者の状態の変化に関する研究 その 7

※連名者所属はNO.14参照のこと

繪本，矢野，住田
中野，渡辺

発行年月日

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020
日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

当社
名古屋工業大学

集合住宅が接続する都心街路に見られる景観特性

山本隆平，夏目欣昇
木村圭佑

名古屋工業大学
当社

近代建築の保存・活用のための価値の共有化 その5

近藤宏樹
大内田史郎

東急電鉄
工学院大学
当社
Built Environment Research

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

当社
淺沼組
長谷工コーポレーション
錢高組

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

当社
当社
免制震ディバイス
免制震ディバイス

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

作田美知子

免制震ディバイス
免制震ディバイス
当社
当社

川島学，内堀裕之
ホアン チョン クエン
水谷司，楠浩一

当社
当社
東京大学

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020
日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

25 DOCOMOMO Japan選定建築のパンフレットにみる価 赤尾伸一
値の普及活動藤井俊二

小島千里，作田美知子
集合住宅等に付属する小規模建築物のピーク外圧係 山内豊英
岡﨑充隆，扇谷匠己
安部剛

26 数

錫プラグ入り積層ゴム支承を用いた超高層免震住宅

山谷裕介，小田稔
作田美知子

27 の風応答性状に関する研究 その3．縮小試験体によ 尾家直樹，小橋祐人
る2方向風応答加振実験（1）

錫プラグ入り積層ゴム支承を用いた超高層免震住宅

木田英範，斎木健司
尾家直樹，小橋祐人
木田英範，斎木健司

28 の風応答性状に関する研究 その4．縮小試験体によ 山谷裕介，小田稔
る2方向風応答加振実験（2）無線ネットワークを用いた異常検知システムの性能確

29 認とオフライン解析結果に基づく一考察

2020/7/20

2020/7/20

2020/7/20

プレストレスを導入した木質梁の曲げ性能に関する実 佐藤希，白山貴志
徳武茂隆

当社
当社

接合金物と接着剤を併用した木材接合法の強度発現 井上樹里也
重光紗杜，伊藤大貴

当社
大分大学
大分大学
東京大学

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学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

伊藤大貴，重光紗杜
接合金物と接着剤を併用した木材接合法の強度発現 森達登，田中圭
機構について （その18）大断面集成材に接合金物を 井上樹里也
中谷誠
複数本配置した場合の引抜き性能
森拓郎，腰原幹雄

大分大学
大分大学
当社
宮崎県木材利用技術センター
広島大学，東京大学

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

重光紗杜，伊藤大貴
接合金物と接着剤を併用した木材接合法の強度発現 森達登，田中圭

大分大学
大分大学
当社
宮崎県木材利用技術センター
広島大学，東京大学

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

中谷誠
接合金物と接着剤を併用した木材接合法の強度発現 井上樹里也
機構について （20）GIRが埋め込まれた集成材の圧 重光紗杜，伊藤大貴
縮性能
森達登，田中圭
森拓郎，腰原幹雄

宮崎県木材利用技術センター
当社
大分大学
大分大学
広島大学，東京大学

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

接合金物と接着剤を併用した木材接合法における強 森達登，伊藤大貴
重光紗杜，田中圭

大分大学
大分大学
当社
日本文理大学

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

30 験的研究31 機構について （その17）GIR接合部の引抜き剛性推 森達登，田中圭
定手法の検討腰原幹雄

33 機構について （その19）大断面集成材に接合金物を 井上樹里也
複数本配置した場合のモーメント抵抗性能

中谷誠
森拓郎，腰原幹雄

35 度について その16 靭性型コネクターを用いた十字 井上樹里也
形接合部のモーメント抵抗性能

アンボンドPC鋼棒とPC鋼より線の2段配置により圧着さ井上正文

36 れた木質片持ち梁の載荷実験－その1：実験概要と木 白山貴志，佐藤希

当社
当社

徳武茂隆

アンボンドPC鋼棒とPC鋼より線の2段配置により圧着さ 白山貴志
徳武茂隆，佐藤希

当社
当社

材圧縮試験

37 れた木質片持ち梁の載荷実験－その2：実験結果

座屈拘束部材を応力制限機構として用いた損傷制御

江頭寛，川島学
石川裕貴

38 型トラス梁の構造実験 その4 トラス形状と弦材断面 吉敷祥一，巽信彦の違いによる考察

山田哲也，大圖友梨子

座屈拘束部材を応力制限機構として用いた損傷制御 大圖友梨子，江頭寛石川裕貴

39 型トラス梁の構造実験 その5 横補剛と低サイクル疲 吉敷祥一，巽信彦
労性能

川島学，山田哲也

座屈拘束部材を応力制限機構として用いた損傷制御 石川裕貴
吉敷祥一，巽信彦

40 型トラス梁の構造実験 その6 座屈拘束部材直上の 江頭寛，川島学
曲げモーメント

山田哲也，大圖友梨子

座屈拘束部材を応力制限機構として用いた損傷制御 山田哲也，江頭寛
川島学，大圖友梨子
吉敷祥一，巽信彦
座屈解析

41 型トラス梁の構造実験 その7 横補剛特性に関する42 ひび割れた低強度コンクリートのポストピーク挙動

八十島章
大塚雅高

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020
日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

2020/7/20

2020/7/20

当社
元東京工業大学
東京工業大学当社

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

当社
元東京工業大学
東京工業大学当社

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

元東京工業大学
東京工業大学
当社
当社

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

当社
当社
東京工業大学

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020
日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

筑波大学
当社

2020/7/20

2020/7/20

小田稔，山谷裕介
中空断面を有する鉄筋コンクリート造部材の構造性能 蛭田駿
晉沂雄
岸田慎司

当社
当社
明治大学
芝浦工業大学

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学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

蛭田駿，山谷裕介
中空断面を有する鉄筋コンクリート造部材の構造性能 小田稔
晉沂雄
岸田慎司

当社
当社
明治大学
芝浦工業大学

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

43 （その1）中空断面を有する建物の概要と試設計

44 （その2）I型断面梁の加力実験

98

発表誌名

木村圭佑
山本隆平，夏目欣昇

24 －名古屋市中区南エリアを対象として－ 2/2

34

属

集合住宅が接続する都心街路に見られる景観特性

23 －名古屋市中区南エリアを対象として－1/2

32

所
新環境設計

題

名

発表誌名

発行年月日

東京理科大学当社

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

村田義行
部分的に高強度化した鉄筋を用いた鉄筋コンクリート 道正壮晴，北山和宏
山谷裕介
岸田慎司，村上研

高周波熱錬
東京都立大学当社
芝浦工業大学

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

村上研，岸田慎司
道正壮晴，北山和宏

芝浦工業大学
東京都立大学当社
高周波熱錬

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

東京都立大学
芝浦工業大学
高周波熱錬
当社

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

ナカノフドー建設
プレハブ建築協会
当社，フジタ大成ユーレック，大成建設

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

脚部を半固定とするRC造柱の開発 （その10） 高軸

45 力下における構造性能の検討

執筆者名吉田紘菜，高橋治
山田哲也，小田稔

46 柱梁部分架構の耐震性能評価 その7 実験概要

部分的に高強度化した鉄筋を用いた鉄筋コンクリート

47 柱梁部分架構の耐震性能評価 その8 十字形柱梁 蛭田駿
部分架構の実験結果

村田義行

部分的に高強度化した鉄筋を用いた鉄筋コンクリート 道正壮晴，北山和宏
村上研，岸田慎司

48 柱梁部分架構の耐震性能評価 その9 ト形柱梁部分 村田義行
架構の実験結果

小田稔

プレキャスト鉄筋コンクリート構造の設計法に関する研 相澤勇人
飯塚正義

49 究（プレキャスト設計法調査WGの活動と成果）その2． 小田稔，シングラヴィ
プレキャスト設計法調査WG 梁グループの活動成果

50

村上輝樹，渡辺祐一

楢府龍雄
前島彩子
フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 松崎志津子
査研究 その1 調査研究の背景、目的及び研究の概 米澤稔，植松武是
石山祐二，白川和司
要今井弘
吉野利幸，古山由佳
フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 今井弘
楢府，白川，米澤所

国際協力機構明海大学
NPO法人都市計画・建築関連OVの会 日本建築学会2020年度大会

よねざわ工業，北海学園大学
北海道大学，五洋建設
ものつくり大学
北海道建築技術協会，当社
ものつくり大学

2020/7/20

2020/7/20

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

2020/7/20

今井，吉野，古山日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 松崎志津子
楢府，今井，白川米澤，前島，植松
石山，吉野，古山

NPO法人都市計画・建築関連OVの日本建築学会2020年度大会
会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020※連名者所属はNO.50参照のこと

2020/7/20

フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 石山祐二
前島，楢府，米澤

北海道大学

チ）

※連名者所属はNO.50参照のこと

石山，吉野，古山

フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 白川和司
楢府，今井，米澤
前島，植松，松崎準・住宅革新的技術認証制度
石山，吉野，古山

五洋建設

フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 米澤稔
楢府，前島，松崎

よねざわ工業52 査研究 その3 フィリピンのブロック造にかかる基規

53 査研究 その4 フィリピンにおける先導的なブロック生 植松，石山，白川
産者の状況※連名者所属はNO.50参照のこと※連名者所属はNO.参照のこと

今井，吉野，古山

前島彩子
フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 楢府，松崎，米澤植松，石山，白川今井，吉野，古山

明海大学

フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 植松武是
前島，松崎，米澤

北海学園大学54 査研究 その5 技術的な改善提案の方向性

55 査研究 その6 火山灰CBの試作と組積体の強度特性 楢府，石山，白川の検証

56 査研究 その7 構造耐力についての再検討

57 査研究 （その8 日本の経験に基づくフィリピンに対す 植松，松崎，白川る実現可能なCB造の提案）※連名者所属はNO.50参照のこと※連名者所属はNO.50参照のこと※連名者所属はNO.50参照のこと

今井，吉野，古山

吉野利幸
フィリピンにおける安全なブロック造の普及に関する調 楢府，前島，松崎
米澤，植松，石山白川，今井，古山北海道建築技術協会

薄層要素法を用いた交通に起因する地盤および建物 三橋祐太，庄司正弘
原田浩之

構造計画研究所
当社

58 査研究 （その9 北海道の経験からの教訓）
59 内の振動シミュレーション

事業継続計画策定を支援する建築の非構造部材・建

当社
工学院大学

三上浩
岸徳光，小室雅人
瓦井智貴

当社
室蘭工業大学
室蘭工業大学

瓦井智貴，小室雅人
岸徳光
三上浩

室蘭工業大学
室蘭工業大学当社

西村一博，中村誠孝
牧野卓也
内田義光

当社
中日本高速道路
瀧上工業

アウトがスプリンクラー配管の耐震性能に与える影響
補強量の少ないAFRPシート補強RC梁の繰り返し衝61 撃荷重下における耐衝撃挙動

一定繰り返し衝撃荷重を受けるAFRPシート補強 RC

62 梁の弾塑性衝撃応答解析に関する一検討

供用車線数を確保した床版取替工事計画 ～長良川

63 橋床版取替工事～※連名者所属はNO.50参照のこと

矢ヶ﨑啓介

60 築設備の地震リスクに関する研究（その16） 平面レイ 西川豊宏

中層混合処理による灰土を対象とした切土のり面保護 戸村豪治，程塚保行
坂本慶太，安田泰

当社
当社

65 検討

東京都立大学
土木研究所
当社

66

石井祥旭，砂金伸治
日下敦
小出孝明
生分解性プラスチックの地盤改良への適用性の確認 程塚保行，高橋直樹―その1：固化改良土の固化材含有率とその強度特性 ダヤニ サンジーワニ―
山田卓Study on the applicability of geomaterial using
Dayani Sanjeewani
biodegradable plastic Part 2:Application of improved 程塚保行，高橋直樹
山田卓
soil as a construction material
小西千里，斎藤秀樹
3次元微動探査を用いた支持層岩盤深度の面的把握 平松晋一
田中麗路，水本雅夫

当社
当社
大阪市立大学64 工の設計・施工

矢板工法による山岳トンネルの挙動に関する解析的68

学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

51 査研究 その2 取り組みの方向性（多角的なアプロー 前島，植松，松崎

67

属

当社
当社
大阪市立大学
応用地質
応用地質
当社

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020

2020/7/20

日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020
日本建築学会2020年度大会
学術講演梗概集･建築デザイン
発表梗概集Vol.2020
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概要集（DVD-ROM）
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集

2020/7/20

2020/7/20

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

99

題
69
70

名

執筆者名

所

属

発表誌名

真下舞子，坂本大河
コンクリートの仕上げ時期が床版の表層強度に及ぼす
澤本武博
影響樋口正典，臺哲義
坂本大河，澤本武博
コンクリートの仕上げ時期が床版の耐久性に及ぼす影 森濱和正
響樋口正典，臺 哲義

ものつくり大学
ものつくり大学
当社

森濱和正，坂本大河
澤本武博
樋口正典，臺哲義

ものつくり大学
ものつくり大学
当社

澤本武博
沢木大介，高橋晴香
樋口正典

ものつくり大学
太平洋コンサルタント
当社

沢木大介，高橋晴香
樋口正典
澤本武博

太平洋コンサルタント
当社
ものつくり大学

令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集

当社
当社
岐阜大学
岐阜大学

令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集

コンクリートの仕上げ時期が床版の超音波伝搬速度に71 及ぼす影響

コンクリートの養生方法が柱部材の透気性および含水72 率に及ぼす影響

養生方法の異なるコンクリートの表層部の硬化組織観73 察

竹山忠臣，恩田陽介
FRCCを用いた鉄筋の重ね継手に対する短繊維の種 佐々木亘，篠崎裕生
内田裕市，磯部岳
横井晶有

74 類の影響

ものつくり大学
ものつくり大学
当社

発行年月日
2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

和田圭仙，藤井雄介

西日本高速道路当社

藤岡泰輔
芦塚憲一郎，横山和昭
永元直樹
藤井雄介，和田圭仙狩野武
ランコス チャミラ

当社
西日本高速道路
当社
西日本高速道路
当社
当社

令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集

廣瀬清泰
三上浩
河野一資
堀川都志雄

井沢設計
当社
構造メンテ
大阪工業大学

令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集

87 トの開発

塩崎正人
車田茂美
河村圭

当社
テクノフラッシュ
山口大学

88 FBG光ファイバセンサを用いたPC橋のひずみ計測

篠崎裕生，玉置一清
湯浅香織

当社
当社

令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集
令和2年度土木学会全国大会
第75回年次学術講演会講演概
要集

矢ヶ﨑啓介
西川豊宏

当社
工学院大学

令和2年度空気調和・衛生工学会大会学術講演論文集

2020/9/9

深度センサーを用いたトンネル切羽監視システムに関 藤井猛，河村圭
塩崎正人，中村隆史

山口大学
当社

第45回土木情報学シンポジウム
講演集

2020/9/24

斜材表面の画像展開図作成における曲面の平面化

橋本祐弥，河村圭
塩崎正人，中村隆史

山口大学
当社

第45回土木情報学シンポジウム
講演集

2020/9/24

瓦井智貴，小室雅人
岸徳光
三上浩
鈴木健太郎

室蘭工業大学
室蘭工業大学当社
構研エンジニアリング

土木学会北海道支部 令和2年
度 年次技術研究発表会 論文
報告集No.772021/1/30

93 緩衝ゴムを設置した830g/m のAFRPシート接着曲げ

鈴木健太郎
小室雅人，瓦井智貴
岸徳光
三上浩

構研エンジニアリング
室蘭工業大学
室蘭工業大学当社

土木学会北海道支部 令和2年
度 年次技術研究発表会 論文
報告集No.772021/1/30

94 鉄筋組立・鉄筋出来形計測の自動化

岡本菜里，竹之井勇
水田武利，二宮健

当社
当社

土木学会 土木建設技術発表会
2020講演概要集2021/2/17

95 排水立て管・継手から発生する騒音の評価実験

間瀬圭祐
市川友己
岡田恭明，吉久光一

名城大学
当社
名城大学

2020年度 日本建築学会東海支部研究報告集2021/2/23

排水立て管・継手から発生する流水音の放射特性

間瀬圭祐
市川友己

日本音響学会2021年春季研究
発表会 論文集

2021/2/24

―

名城大学
名城大学
当社

超高強度繊維補強コンクリートを用いたプレテンション

75 PC実大桁のFEM解析

野並優二，篠崎裕生

当社

佐々木 亘，恩田 陽介
松田 拓

当社
当社

機械式定着鉄筋「トランクヘッド」を用いた定着突起部 竹之井勇，野並優二
篠崎裕生，中積健一

当社
当社

単位水量を大幅に低減可能な超低収縮高強度繊維

76 補強コンクリート
77 配筋の合理化

MT 法を用いたパターン認識によるコンクリート部材の78 健全性および補修効果の評価

重ね継手の付着割裂破壊のFEM解析における付着79 モデルの影響

渡辺健
野内彩可
滑川達，橋本親典

徳島大学
当社
徳島大学

磯部岳，横井晶有
竹山忠臣
内田裕市

岐阜大学
当社
岐阜大学

GFRPロッドの付着強度および曲げ成形部強度に関す 狩野武，三加崇
藤井雄介，和田圭仙

80 る実験的検討

衝撃弾性波法によるポーラスコンクリート部材の空隙

81 率推定手法の検討

野内彩可
渡辺健，橋本親典
石丸啓輔

圧入ケーソンの近接対策として流動化処理土で埋戻 大庭尚史，井上淳一
金重順一，阿知波晃平

82 した先行削孔工および圧入工の報告

83 鉄筋を使用しない超高耐久プレキャスト壁高欄の開発 狩野武，内堀裕之
超高耐久橋梁（Dura-Bridge）の実用化に向けた別埜

84 谷橋の設計

超高耐久床版（Dura-Slab）と鋼桁の接合部に関する

85 実験的検討

剛版を介して載荷されるHuber型半無限体の数値解

86 析

大口径斜材適用に向けた斜張橋ケーブル点検ロボッ

事業継続計画策定における建築設備の地震リスクに89 関する研究（第9報） 基準階レイアウトがスプリンク
ラー配管の耐震性能に与える影響について90 する研究
91 手法

CFRPシートを用いて下面接着曲げ補強を施したRC

92 梁の衝撃応答解析

2

補強RC梁に関する繰り返し衝撃荷重載荷実験

96 ―その2 排水高さと負荷流量に着目した実験的検討 岡田恭明，吉久光一

100

当社
西日本高速道路
当社
徳島大学
徳島大学
当社
当社

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

2020/9/7

報文ほか
題

名

発表誌名

発行年月日

PC建設業協会（当社）
PC建設業協会
PC建設業協会

プレストレストコンクリート MARAPR Vol.62 No.2

2020/3/31

当社

プレストレストコンクリート MARAPR Vol.62 No.2

2020/3/31

松井章⼀郎, 柿歯景介
寺山辰憲

三菱地所設計当社

近代建築 Vol.74 No.4

2020/4/5

是松寛士

日揮
当社

土木施工 Vol.61 No.5

2020/4/22

当社
構造耐力評価機構
東京工芸大学
鹿島建設

日本風工学会誌 Vol.45 No.2
（No.163）2020/4/30

三上浩

当社

強化プラスチックス Vol.66
No.5

2020/5/19

7 径間連続箱桁橋－

西村丈二
井上英二，中積健一
村尾光則

プレストレストコンクリート MAYJUN Vol.62 No.3

2020/5/31

8 外ケーブル補強効果の経年変化に関する検討

北野勇一
小野塚豊昭
村井弘恭
藤原保久

水資源機構
当社
当社
PC建設業協会
PC建設業協会
PC建設業協会
PC建設業協会（当社）
八千代エンジニアリング当社
埼玉大学

プレストレストコンクリート MAYJUN Vol.62 No.3

2020/5/31

プレストレストコンクリート MAYJUN Vol.62 No.3

2020/5/31

当社
名城大学
名城大学

騒⾳制御 Vol.44 No.3

2020/6/1

⽇建設計
⽇建設計
当社
当社

近代建築 Vol.74 No.5/6

2020/6/5

1 PC工事における安全管理－PC建協の取組み－

執筆者名
陣内久之
田中稔大
高田茂樹

所

属

コンクリート構造診断士レポート

2 張出し施工ブロックに生じたひび割れの診断および補 大野寛太
修検討

3 亘理町役場・保健福祉センター
都市⼟⽊(シールドトンネル)〜シールド⼯法の変遷と4 技術⾰新〜4）取組事例:各社のシールド最前線紹介 渡邉健史, 古谷毅
高水圧の海底下を横断する泥水式シールドの施工

5

多様化する太陽光発電システムの耐風設計上の課題 作田美知子
高森浩治
吉田昭仁
水上型PVSの実情と耐風設計上の課題
山本学
構造物のFRPシート・ロッド補強とFRPへの今後の期待

6 について

江川大橋の設計・施工－最大支間長173ｍを有する3

伊藤均
吉野正道
睦好宏史
市川友己
排⽔⽴て管・継⼿から発⽣する騒⾳の測定指標に関間瀬圭祐，岡⽥恭明
10 する⼀検討
吉久光⼀中本太郎, 畑野了
⻑尾美菜未
11 JR東⽇本ホテルメッツ東京ベイ新⽊場
萱沼健, 杉元宣計
黒木香那
第7回PC橋に関する日越ジョイントワークショップと工9 事視察

暑熱対策と熱中症センシング技術 ⼯場における暑熱12 対策の進め⽅

紺野康彦, 菰⽥裕⼠

当社

クリーンテクノロジー Vol.30
No.62020/6/10

13 常磐自動車4車線化工事の施工

笠原哲二，北川祐至
松原太郎，木村裕史

当社
当社

土木施工 Vol.61 No.7

2020/6/22

橋梁と基礎 Vol.54 No.7

2020/7/1

富山茂樹

首都高速道路首都高速道路大林組
当社

北條誠，北條倫⼦
田原正寛

都市居住⽂化研究所
当社

近代建築 Vol.74 No.7

2020/7/5

五味傑

当社

橋梁と基礎 Vol.54 No.8

2020/8/1

17 持続可能性に貢献する超低収縮・低炭素コンクリート 松田 拓

当社

建設機械 Vol.56 No.8

2020/8/1

伊藤哲郎

当社

環境浄化技術 Vol.19 No5

2020/9/1

嶋田泰

当社

音響技術 Vol.49 No.3

2020/9/15

当社

建築技術 No.849

2020/9/17

当社

土木施工 Vol.61 No.10

2020/9/23

当社

土木施工 Vol.61 No.10

2020/9/23

コンクリート橋の現況と将来 6)トピック プレキャスト技 田添耕治, 竹之井勇
松嶋知明，冨安誠

当社
ピーエス三菱土木施工 Vol.61 No.10

2020/9/23

コンクリート橋の現況と将来 6)トピック 海外から見た盛土構造の更新に適用した橋梁用プレキャストセグメ 加藤豊章，大塩隆

14 ントを用いたボックスカルバートの設計施工-高速1号 小島直之，須田郁慧
山本多成
羽田線鮫洲埋立部（更新Ⅰ期線）－

15 京都先端科学⼤学 京都太秦キャンパス南館【海外文献紹介】 歴史的な橋梁の更新事業

16 ～スペイン：ゴルゴス川に架かるアーチ橋～

寒冷地における複合微生物製剤を利用した油汚染の

18 浄化

2.超高層建築物の音環境問題 超高層集合住宅の屋

19 外騒音に対する遮音設計

建築生産におけるBIMの活用 IV.生産性向上に向け

20 たBIMの活用 BIM活用によるフロントローディング実 田端秀行
現への取組
コンクリート橋の現況と将来 2)発展し続けるコンクリー

21 ト橋技術 コンクリート橋の来し方,行く末

春日昭夫

コンクリート橋の現況と将来 5)施工事例

22 道路橋における床版拡幅工事の施⼯事例 供用高速 諸橋明，片健⼀道路での拡幅工事

紙永祐紀

23 術の今までとこれから

24 日本の橋 ベトナム人技術者が考えたこと

NGUYEN Anh Chi

当社

土木施工 Vol.61 No.10

2020/9/23

25 国道45号 （仮称）有家川橋の施工

大庭大，小林睦，
清水公将，高岡怜

当社
当社

プレストレストコンクリート SEPOCT Vol.62 No.5

2020/9/30

26 盛土構造の更新に橋梁技術を適用した函体工事報
告谷口博胤，富山茂樹
小島直之，田原大地

当社
首都高速道路プレストレストコンクリート SEPOCT Vol.62 No.5

2020/9/30

中部地方整備局 飯田国道事務所
当社

トンネルと地下 Vol.51 No.10

2020/10/1

ヤクモ
当社

騒音制御 Vol.44 No.5

2020/10/1

中央構造線に沿った複雑な地山を三次元情報化施

27 工で突破－三遠南信自動車道青崩峠トンネル調査坑 馬場元樹，櫻井智章
石川滋，小出孝明
池島工区－

28 環境振動の設計に関わる振動計測について

CHOI Jeongkyu
原田浩之

101

題

名

執筆者名

日本インフラの「強み」と「オリジナリティ」はどこに？－29 求められる将来に向けた『進化』-第13回No.12グロー 春日昭夫
バル化のフェーズに入る日本の橋梁の課題

所

属

発表誌名

発行年月日

当社

土木学会誌 Vol.105 No.10

2020/10/15

熊谷組 (SENTANパイル工法協会）
ケイエムエンジニアリング（〃）
当社（〃)
鉄道総合技術研究所

基礎工 Vol.48 No.10

2020/10/15

北陸新幹 柏木亮
31 環境に配慮した非排水型トンネルの施工
線、深山トンネル
石田豪史，長谷川弘明

鉄道･運輸機構
当社

土木施工 Vol.61 No.11

2020/10/22

北 柏木亮
32 大深度場所打ち杭の施工と橋りょうの合理化施工
陸新幹線、大蔵余座橋りょう
石田豪史，長谷川弘明

鉄道･運輸機構
当社

土木施工 Vol.61 No.11

2020/10/22

柴田敏雄

当社

橋梁と基礎 Vol.54 No.11

2020/11/1

大津愼一

当社

検査技術 Vol.25 No.11

2020/11/1

柳瀬進，伊達峰司
下山和彦，近藤慎也
金重順一

当社
当社
当社

土木施工 Vol.61 No.12

2020/11/21

佐藤伸夫，渡辺修三
桑野昌晴，安藤直文

当社
当社

プレストレストコンクリート NOVDEC Vol.62 No.6

2020/11/30

鉄筋出来形検測「ラクカ 水田武利，竹之井勇
37 生産性向上へのチャレンジメラ」・遠隔立会検査「遠検」
伊藤篤

当社
当社

土木施工 Vol.62 No.1

2020/12/22

当社
当社
西日本高速道路
西日本高速道路

橋梁と基礎 Vol.55 No.1

2021/1/1

当社

建設機械 Vol.57 No.1

2021/1/1

PCプレス 2021 / Jan. vol.024

2021/1/※

空気調和・衛生工学 Vol.95
No.12021/1/5

PC建設業協会
PC建設業協会
PC建設業協会（当社）

プレストレストコンクリート JANFEB Vol.63 No.1

2021/1/31

岡本菜里

当社

日本ロボット工業会機関誌
ロボット No.258
2021JANUARY

2021/1/31

高岡雄二

当社

基礎工 Vol.49 No.2

2021/2/15

森林総合研究所
森林総合研究所
当社

住宅と木材 Vol.44 No.508

2021/2/15

アール・アイ・エー
アール・アイ・エー
当社

近代建築 Vol.75 No.3

2021/3/5

場所打ちコンクリート杭の施工管理のポイント

小川敦，中出剛
西垣和弘

30 先端強化型場所打ち杭(SENTANパイル工法)の施工 川島真澄
管理・品質管理

巻頭言 土とコンクリートと構造力学－これからの土木

33 技術者に求められること－

MRデバイスの援用による水路トンネルの維持管理業

34 務の効率化

大規模開削工法によるホーチーミン市初の地下鉄の35 建設 ホーチーミン市都市鉄道1号線建設工事パッ
ケージ１a
アラミドFRPロッドを用いた耐震補強の実用化－開橋

36 改築工事（下部工補強工）－

38 徳島自動車道 別埜谷橋の設計と施工

神田政幸

藤岡泰輔、田代昇
片健一
芦塚憲一郎、和田圭仙
松尾裕典

建設施工の省力化・省人化,ロボット 鉄筋組立自動化

39 システムの開発・稼動=ロボットアームを用いて自動で 岡本菜里
鉄筋配置・結束する「Robotaras」=

40 国内外におけるＰＣ技術の現状と展望

春日昭夫

当社

41 令和元年度委員会終了報告書概要
高齢者・生活弱者に優しい住宅設備に関する研究

川本聖一，中島古史郎
高村秀紀，小野實信
倉田丈司，栗原潤一
佐藤務，佐藤誠
西川豊宏，山鹿英雄
山口温，丸山信一郎
持田正憲
大野唯志，大橋一正
中岡豊彦

富山国際大学，信州大学
信州大学，小野技術士事務所
空の会，ミサワホーム総研
AP研，佐藤エネルギーリサーチ

道路橋床版更新における基礎知識 第6回 プレキャ 河村直彦
佐藤徹
諸橋明

42 ストPC床版の設計

鉄筋組立自動化システム「Robotaras（ロボタラス）」の

43 開発

既存杭の撤去と埋戻しの施工事例－ケーシング縁切

44 引抜き工法（その2）－

国産材CLTの製造コストを半減し,施⼯コストを他構法 新藤健太, 鈴木賢人

45 並みにする技術開発 CLTを使った建物の施⼯コスト 宇京斉一郎

田野健治
砂金宏和, 原口尚也
ViNA GARDENS リーフィアタワー海老名アクロスコー
46 ト リーフィアタワー海老名ブリスコート
服部希美, 永井雅彦
川合保徳
の検討

102

工学院大学，ジャパン・エンヂニアリング

関東学院大学，当社
MOCHIDA建築設備設計事務所清弘エンジニアリング，工学院大学
中岡技術士事務所，住宅設備委

三井住友建設技術研究開発報告 No.19 2021

Technical Research Report of
SUMITOMO MITSUI CONSTRUCTION

令和 3 年 10 月 1 日発行

October 2021
Published and Edited by

編集・発行
三井住友建設株式会社

技術本部

Technical & Engineering Service Division of
SUMITOMO MITSUI CONSTRUCTION CO., LTD.

〒104-0051

東京都中央区佃 2-1-6

TEL: 03-4582-3120

FAX: 03-4582-3234

2-1-6, Tsukuda, Chuo-ku, TOKYO 104-0051
TEL: 03-4582-3120

URL https://www.smcon.co.jp/

FAX: 03-4582-3234