The Membrane Structures Association of Japan

膜構造研究論文集 2014
Research Report on Membrane Structures 2014

– No. 28 –一般社団法人 日本膜構造協会

[表紙写真］物件名：東京駅八重洲口グランルーフ
施主：東日本旅客鉄道株式会社
設計：東京駅八重洲開発設計共同企業体（日建設計・ジェイアール東日本建築設計事務所）
施工：東京駅八重洲開発中央部他新築工事共同企業体（鹿島・鉄建）

The Membrane Structures Association of Japan

膜構造研究論文集 2014
Research Report on Membrane Structures 2014

– No. 28–

一般社団法人 日本膜構造協会

建築の一分野として確立してきた膜構造は，近年建設数も増し，日本における研究者の数も増しています。これにともない，研究テ－マも多岐に亙るようになり，発表される論文も多分野に亙り，その数も多くなっています。これらの状況より，社団法人日本膜構造協会において，膜構造に関する研究成果の発表の場を設定し，「膜構造研究論文集」として，膜構造研究のためのまとまりある資料として，あるいは設計，
建設のための指針として位置付け，年次計画で発行することとしています。
内容は３編に分け，１編では研究論文として査読を行い，質の高いものを選び掲載することとしています。２編では，膜構造に関する査読は行わない報告，概説を広く扱うことにしています。また３編では，他誌，国際会議等で発表されたその年の膜構造関係の論文のアブストラ
クト，または題名を掲載し，研究のための資料とし役立てたいと考えています。このようにして刊行する研究論文集は，広く研究者，研究団
体及び関係各位に積極的に配布し，今後の膜構造の発展に寄与することを目的としています。

膜

構

造

研

究

論

文

集 2014

Research Report on Membrane Structures 2014
〔目次〕

第１編 研 究 論 文
1． 妻 面 開 放 型 骨 組 膜 構 造 建 築 物 の 構 造 骨 組 用 風 力 係 数 並 び に 外 装 材 用 ピ ー ク 風 力 係 数-------------------

1

高舘祐貴（東北大学）
植松康（東北大学）

ガヴァンスキ江梨（東北大学）
2． ETFE フ ィ ル ム の 延 伸 効 果 に 関 す る 実 験 及 び 解 析 的 検 討----------------------------------------------------丁9乙碩（世明大学校）

河端昌也（横浜国立大学）
3． ETFE フ ィ ル ム を 用 い た 対 角 ア ー チ 型 四 角 形 パ ネ ル の 延 伸 後 の 耐 力 に 関 す る 研 究-----------------------

17

古谷宗一郎（横浜国立大学）
河端昌也（横浜国立大学）

4． 透 過 日 射 を 考 慮 し た 膜 構 造 建 築 物 の 半 屋 外 空 間 に お け る 熱 放 射 環 境 の 予 測 手 法-------------------------

25－膜屋根を有する駅プラットホームの実測値と計算値の比較検討－
親川昭彦（太陽工業）
吉野達矢（太陽工業）
梅干野晁（放送大学）
5． 日 射 透 過 材 料 の た め の 二 点 校 正 法 に よ る 透 過 ・ 反 射 率 の 測 定 法－日射透過率推定方法の適用－--------------------------------------------

33

吉野 達矢 （太陽工業）
親川 昭彦 （太陽工業）
中田 貴之 （太陽工業）
酒井 孝司 （明治大学）

6． 可 視 光 応 答 型 光 触 媒 を 利 用 し た 膜 材 料 の 抗 菌 ・ 抗 ウ イ ル ス 性 に 関 す る 研 究------------------------------－ PVC 膜 材 料 に 含 有 さ れ た 添 加 剤 が 抗 菌 ・ 抗 ウ イ ル ス 性 に 与 え る 影 響 －塩澤優樹（太陽工業）
齋藤徳良（太陽工業）
豊田i

宏（太陽工業）39

[第１編 研究論文]

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θ(deg)㻔c㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 2㻕㻔d㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 2㻕ᛂ⟅㻔Ⲵ㔜ຠᯝ㻕䛾䝢䞊䜽䝣䜯䜽䝍䞊䠈Urp 䛿ᛂ⟅䛸Ⲵ㔜䛾┦㛵ಀᩘ䜢⾲䛧䛶䛔䜛䚹ᛂ⟅䛾䝢䞊䜽䝣䜯䜽䝍䞊䛿᫬้Ṕゎᯒ䛻䜘䜚ᚓ䜙䜜䛯Ⲵ㔜ຠᯝ䛾᭱኱䝢䞊䜽್䛛䜙䛭䛾ᖹᆒ್䜢ῶ䛨䠈ᶆ‽೫ᕪ䛷㝖䛩䛣䛸䛻䜘䜚ᚓ䛯䚹䛺䛚䠈ᘧ㻔3㻕ࢆ㢼ຊಀᩘศᕸ࡟㐺⏝ࡍࡿሙྜࡣ㢼ᅽಀᩘ Cpe ࢆ㢼ຊಀᩘ Cf ࡜ㄞࡳ᭰࠼ࢀࡤࡼ࠸ࠋ
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௨ୖࡢ⤖ᯝࡼࡾ㸪ᮏ◊✲࡛ࡣⲴ㔜ホ౯࡜ࡋ࡚ࡼࡾྜ⌮ⓗ࡛࠶ࡿ࡜⪃࠼ࡽࢀࡿ LRC ἲ࡟ࡼࡿ➼౯㟼ⓗ㢼ຊಀᩘศᕸࢆࡶ
࡜࡟タィ⏝ࡢ㢼ຊಀᩘࢆᥦ᱌ࡍࡿࠋ

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

M*max

M*max

㻔a㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 1㻕

M*max

4. 㢼ຊಀᩘศᕸ
4.1. ᭱኱Ⲵ㔜ຠᯝ䜢䜒䛯䜙䛩㢼ຊಀᩘศᕸ
㻌 ⾲ 2 䛻♧䛧䛯㢼ྥ䛚䜘䜃䝣䝺䞊䝮䛻ᑐ䛧䛶䠈ྛጔ㠃䛾㛤ᨺ≧ែ䛻ᛂ䛨䛯㢼ຊಀᩘศᕸ䜢ᐃ䜑䜛䚹䛣䛣䛷䛿✵㛫ⓗ䛻䜒᫬㛫ⓗ䛻䜒୙つ๎䛻ኚື䛩䜛㢼ຊ䛻ᑐ䛧䛶㢼Ⲵ㔜䜢ྜ⌮ⓗ䛻ホ౯䛩䜛 ᪉ἲ 䛸 䛧 䛶 Kasperski 䛜 ᥦ᱌ 䛧 䛯 LRC㻔Load Response
Correlation㻕ἲ 3㻕䜢⏝䛔䜛䚹䛣䛾ᡭἲ䛿ᵓ㐀≀䛾๛ᛶ䛜ẚ㍑ⓗ㧗䛟䠈ኚື㢼ຊ䛻䜘䜛ඹ᣺ຠᯝ䜢↓ど䛩䜛䛣䛸䛜䛷䛝䜛ሙྜ䠈╔┠䛩䜛Ⲵ㔜ຠᯝ䛸㢼ຊ䛾┦㛵䜢⪃៖䛧䠈Ⲵ㔜ຠᯝ䛾᭱኱䝢䞊䜽್䛾ᮇᚅ್䜢෌⌧䛷䛝䜛➼౯㟼ⓗ㢼ຊಀᩘ䜢ホ౯䛩䜛䜒䛾䛷䛒䜛䚹
LRC ἲ䛻䜘䜛➼౯㟼ⓗ㢼ᅽಀᩘศᕸ䛿ḟᘧ䛷୚䛘䜙䜜䜛䚹㻔3㻕
C pe C p  gr C cp Urp

㽢Frame 8

0 30 60 90 120150180
θ(deg)

0 30 60 90 120150180
θ(deg)㻔e㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 3㻕㻔f㻕ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 3㻕ᅗ 5 ᭤ࡆ࣮࣓ࣔࣥࢺ
⾲ 2 ᭱኱Ⲵ㔜ຠᯝࢆࡶࡓࡽࡍ㢼ྥ࣭ࣇ࣮࣒ࣞ
㻔a㻕ᰕ㍈ຊ
Model

ᰕ⬮䝢䞁
䝣䝺䞊䝮

㢼ྥ

2

o

0

୧㠃㛤ᨺᆺ

1

o

0

∦㠃㛤ᨺᆺ

2

0o

㛢㙐ᆺ

ᰕ⬮ᅛᐃ
Gf

䝣䝺䞊䝮

㢼ྥ

Gf

2

o

0

2.50

8.90

1

o

0

8.90

2.67

2

0o

2.70

2.46

㻔b㻕䛫䜣᩿ຊ
Model

ᰕ⬮䝢䞁

ᰕ⬮ᅛᐃ

䝣䝺䞊䝮

㢼ྥ

Gf

䝣䝺䞊䝮

㢼ྥ

Gf

㛢㙐ᆺ

8

165o

2.25

8

135o

2.33

୧㠃㛤ᨺᆺ

8

135o

2.17

8

135o

2.34

2

o

2.74

2

15o

2.76

∦㠃㛤ᨺᆺ

15

㻔c㻕᭤䛢䝰䞊䝯䞁䝖
Model

ᰕ⬮䝢䞁
䝣䝺䞊䝮

㢼ྥ
o

8

165

୧㠃㛤ᨺᆺ

8

o

135

∦㠃㛤ᨺᆺ

2

15o

㛢㙐ᆺ

ᰕ⬮ᅛᐃ
Gf
2.22

䝣䝺䞊䝮

㢼ྥ

Gf

o

2.25

8

135

2.52

8

o

135

2.43

2.85

2

15o

2.93

4

䕕Cf_cond

-1

-1

0.0

0.5
s/smax0.5
s/smax-2

0.5s/smax

0.0

1.0

Cf

0
-1
-2
-3
-4
-5
0.0

1.0

㻔c㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 2㻕

0.5
s/smax0.5
s/smax

0.0

1.0

2
1
0
-1
-2
-3
-4
0.0

1.0

㻔d㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 2㻕

0.5
s/smax0.0

1.0

㻔c㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 2㻕

-1

-1

-1

-2

-2

-2

Cf

-4
0.5
s/smax1.0

0.0

㻔e㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 3㻕

0.5
s/smax㻔f㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 3㻕

䕿C

f_LRC

䕧C

䕕C

f_Gustf_cond

1

Cf

Cf

0
-1
-2

-3
0.0

0.5
s/smax

0.0

2
1
0
-1
-2
-3
-4
0.5
s/smax0.0㻔c㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 2㻕

0.5
s/smax1.0

0.5
s/smax1.0

㻔d㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 2㻕

0

0

-1

-1

-2

-2

Cf

Cf

1.0

2
1
0
-1
-2
-3
-4

1.0

-3

-3

-4

-4

0.0

0.5
s/smax1.0

㻔e㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 3㻕

0.0

0.0

0.5
s/smax1.0

㻔f㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 3㻕

4.2. Ⲵ㔜ຠᯝ䛾ẚ㍑
㻌 Ⲵ㔜ຠᯝ䛸䛧䛶䛫䜣᩿ຊQ 䛸᭤䛢䝰䞊䝯䞁䝖 M 䛻╔┠䛧䠈LRCἲ䛻䜘䜛㢼ຊಀᩘศᕸ䛛䜙ィ⟬䛥䜜䜛Ⲵ㔜ຠᯝ䛾ẚ㍑䜢⾜䛳䛯䚹⤖ᯝ䜢⾲ 3 䛻♧䛩䚹䛣䛣䛷䠈Ⲵ㔜ຠᯝ䛸䛧䛶᭤䛢䝰䞊䝯䞁䝖䛻╔┠䛧䛯ሙྜ䛾➼౯㟼ⓗ㢼ຊಀᩘ䜢 Cf_M䠈Ⲵ㔜ຠᯝ䛸䛧䛶䛫䜣᩿ຊ䛻╔┠䛧䛯ሙྜ䛾➼౯㟼ⓗ㢼ຊಀᩘ䜢 Cf_Q 䛸䛧䠈
Mmax_M 䠖Cf_M 䜢స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 M 䛾᭱኱䝢䞊䜽್
Mmax_Q 䠖Cf_Q 䜢స⏝䛥䛫䛯䛸䛝䛾 M 䛾᭱኱䝢䞊䜽್
Qmax_M 䠖Cf_M 䜢స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 Q 䛾᭱኱䝢䞊䜽್
Qmax_Q 䠖Cf_Q 䜢స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 Q 䛾᭱኱䝢䞊䜽್䜢ィ⟬䛧䛯䚹⾲ 3 䛻䜘䜜䜀䠈䛔䛪䜜䛾ሙྜ䜒Ⲵ㔜ຠᯝ䛸䛧䛶᭤䛢䝰䞊䝯䞁䝖䛻╔┠䛧䛶ᚓ䜙䜜䛯㢼ຊಀᩘศᕸ䛾᪉䛜኱䛝䛺Ⲵ㔜ຠᯝ䜢୚䛘䜛䛾䛷䠈䝣䝺䞊䝮䛾ᛂຊ䜢᳨ウ䛩䜛㝿䛻䛿᭤䛢䝰䞊䝯䞁䝖䛻╔┠䛧䛯㢼ຊಀᩘศᕸ䜢⏝䛔䜜䜀䜘䛔䚹୍᪉䠈ᇶ♏
䛾タィ䛿ᘬᢤ䛝ຊ䛻ᇶ䛵䛔䛶⾜䜟䜜䜛䛾䛷䠈Ⲵ㔜ຠᯝ䛸䛧䛶ᘬᢤ䛝ຊ䛻╔┠䛩䜛䛾䛜ྜ⌮ⓗ䛷䛒䜛䚹⾲ 3 ࡏࢇ᩿ຊ࡜᭤ࡆ࣮࣓ࣔࣥࢺࡢẚ
ᰕ⬮ࣆࣥ
ᰕ⬮ᅛᐃ
Model1
Qmax_Q/Qmax_M
0.95
0.98
㻔㛢㙐ᆺ㻕
Mmax_M/Mmax_Q
1.12
1.01
Model2
Qmax_Q/Qmax_M
0.97
0.98
㻔୧㠃㛤ᨺᆺ㻕 Mmax_M/Mmax_Q
1.13
1.05
Model3
Qmax_Q/Qmax_M
0.94
0.99
㻔∦㠃㛤ᨺᆺ㻕 Mmax_M/Mmax_Q
1.14
1.04

f_Mean㻔b㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 1㻕

CfCf㻔a㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 1㻕

0.0

㽢C

0.5
s/smax1.0

ᅗ 8 ➼౯㟼ⓗ㢼ຊಀᩘศᕸ㻔᭤䛢䝰䞊䝯䞁䝖㻕

1
0
-1
-2
-3
-4

1.0

0.5
s/smax㻔e㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 3㻕ᅗ 6 ➼౯㟼ⓗ㢼ຊಀᩘศᕸ㻔ᰕ㍈ຊ㻕

1.0

-4

0.0

1.0

0.5
s/smax

-3

-4

-4

0.0

Cf

-1

Cf

0

-3

1.0

㻔d㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 2㻕

0

-3

0.5
s/smax

2
1
0
-1
-2
-3
-4

0

-3

f_Mean㻔b㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 1㻕

0

-2

㽢C

1
0
-1
-2
-3
-4

㻔a㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 1㻕㻔b㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 1㻕

CfCf㻔a㻕 ᰕ⬮䝢䞁㻔Model 1㻕

0.0

f_cond

-4

0.0

0
-1
-2
-3
-4
-5

䕕C

-3

-3

1.0

f_Gust

-1

-2

-3

䕧C

0

Cf

-2

Cf

f_LRC

Cf

0

Cf

0

䕿C

㽢Cf_MeanCf䕧Cf_Gust

Cf䕿Cf_LRC㻔f㻕 ᰕ⬮ᅛᐃ㻔Model 3㻕ᅗ 7 ➼౯㟼ⓗ㢼ຊಀᩘศᕸ㻔䛫䜣᩿ຊ㻕5㻌 ḟ䛻Ⲵ㔜ຠᯝ䛸䛧䛶ᘬᢤ䛝ຊ N 䛸᭤䛢䝰䞊䝯䞁䝖 M 䛻╔┠䛧䠈ᰕ⬮䝢䞁䛒䜛䛔䛿ᅛᐃ䛾ሙྜ䛻䛴䛔䛶䠈LRC ἲ䛻䜘䜚ᚓ䜙䜜䛯㢼ຊಀᩘศᕸ䜢⏝䛔䛶Ⲵ㔜ຠᯝ䜢ィ⟬䛧䠈ቃ⏺᮲௳䛾ᙳ㡪䜢᳨ウ䛧䛯䚹ᰕ⬮䝢䞁䛸䛧䛶ᚓ䜙䜜䜛㢼ຊಀᩘศᕸ䜢 Cf_PIN䠈ᰕ⬮ᅛᐃ䛸䛧䛶ᚓ䜙䜜䜛㢼ຊಀᩘศᕸ䜢 Cf_FIX 䛸⾲䛧䠈
NPIN_FIX 䠖Cf_FIX 䜢ᰕ⬮䝢䞁䛾䝣䝺䞊䝮䛻స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 N
NFIX_PIN 䠖Cf_PIN 䜢ᰕ⬮ᅛᐃ䛾䝣䝺䞊䝮䛻స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 N
NPIN_PIN 䠖Cf_PIN 䜢ᰕ⬮䝢䞁䛾䝣䝺䞊䝮䛻స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 N
NFIX_FIX 䠖Cf_FIX 䜢ᰕ⬮ᅛᐃ䛾䝣䝺䞊䝮䛻స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 N
MPIN_FIX 䠖Cf_FIX 䜢ᰕ⬮䝢䞁䛾䝣䝺䞊䝮䛻స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 M
MFIX_PIN 䠖Cf_PIN 䜢ᰕ⬮ᅛᐃ䛾䝣䝺䞊䝮䛻స⏝䛥䛫䛯᫬䛾 M
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NPIN_FIX/NPIN_PIN
NFIX_PIN/NFIX_FIX

0.95䡚0.99
1.01䡚1.03

MPIN_FIX/MPIN_PIN
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CfRU

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CfWU

CfWL
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Model
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Model
㛢㙐ᆺ
୧㠃㛤ᨺᆺ
∦㠃㛤ᨺᆺ

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CfWU
CfRU
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Model
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Model
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∦㠃㛤ᨺᆺ

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1.12
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CfRL
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CfWL
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Model
㛢㙐ᆺ
୧㠃㛤ᨺᆺ
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Model
㛢㙐ᆺ
୧㠃㛤ᨺᆺ
∦㠃㛤ᨺᆺ

6

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CfRU
CfRL
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CfWU
CfRU
CfRL
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CfWL
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Model 1Model 2Model 3
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2. ᳜ᯇ ᗣ㸪㧘⯓♸㈗㸪ࣦ࢞࢓ࣥࢫ࢟Ụ᲍㸸ጔ㠃㛤ᨺᆺ㦵⤌⭷ᵓ㐀ᘓ⠏≀䛾タィ⏝㢼Ⲵ㔜䛻㛵䛩䜛ᐇ㦂ⓗ◊✲䠈⭷ᵓ㐀ㄽᩥ㞟 No.27䠈pp.15-22, 2013.
3.M. Kasperski,: Extreme wind load distributions for linear andnon-linear design, Engineering Structures, Vol. 14, No. 1, pp.
27-34, 1992.
4. ᳜ᯇ ᗣ㸪⧊ⱱಇὈ㸪Ώ㒊ಇ୍㑻㸪໭ᮧ࿘἞㸪ᒾ㇂ ㈼㸸
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5. Y. Uematsu, T. Stathopoulos, E.Iizumi: Wind loads on
free-standing canopy roofs: Part2 overall wind forces, Jounal ofWind Engineering and Industrial Aerodynamics, Vol. 96, pp.
1029-1042, 2008.

6.

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Wind loads on the main resisting systems and cladding of open-type framed membrane structures
Yuki Takadate *1
Yasushi Uematsu *2
Eri Gavanski *3㻌
SYNOPSISWind force coefficients for designing the main wind force resisting system and cladding of a framed membrane structure of open type areproposed on the basis of a wind tunnel experiment. Two cases of gable-wall opening are investigated; only one gable wall is open in a case,while both gable walls are open in the other case. Closed-type model is also tested for the comparative purpose. For discussing the wind force
coefficients for the main wind force resisting system, two column-base conditions, i.e., pinned and clamped, are considered. As for the
structural load effect, focus is on the bending moment at windward knee for the pinned base frame and that at the windward base for the fixedbase frame. First, the critical condition providing the maximum load effect among all frames and wind directions is detected from the structural
analysis of load effects using the time history of wind force coefficients. Then, the LRC 㻔Load Response Correlation㻕 method is employed forevaluating the equivalent static wind force coefficients under this condition. Based on the results, a model of design wind force coefficient is
proposed. Finally, the peak wind force coefficients for cladding design are specified based on the distributions of the maximum and minimum
peak wind force coefficients regardless of wind direction. The roof and wall are divided into several zones and the positive and negative windforce coefficients are specified for each zone.
*1

Graduate Student, Department of Architecture and Building Science, Graduate School of Engineering, Tohoku University
Professor, Department of Architecture and Building Science, Graduate School of Engineering, Tohoku University*3
Assistant Professor, Department of Architecture and Building Science, Graduate School of Engineering, Tohoku University*28

ETFE フィルムの延伸効果に関する実験及び解析的検討
丁 乙碩*
河端 昌也**

梗

概ETFE フィルムを用いた構造形式のうち、テンション方式は内圧の維持装置の不要と力の流れにより形成される自然な曲面といった長所を持っている方式として、最近その事例が増え続けている。しかし、フィルムは弾性範囲での許容耐力が低いという問題を持っており、多様な建築物への使用をもっと広げるためにフィルムの高耐力化は重要になる。ETFE フィルムは既存の膜材料に比べ、顕著な伸び能力を持っているため、その長所を活かして塑性域まで延伸することも考えられる。
そこで、本報では、フィルム膜構造の耐力を高めるための方法として、パネル取付け時にフィルムを塑性域まで延伸することを提案し、その有効性を検討する。まず、延伸成形実験を通じてテンション方式への適用可能性を確認し、フィルムの延伸効果を確認するために外部荷重を想定した加圧実験を通じてその有効性を検討する 。また、延伸成形実験を模擬した解析的検討を行い、粘性挙動を考慮した弾塑性解析の有効性を検討する。

膜方式)[図1]とテンションタイプ(張力膜方式)[図2]の 2 種類が最も効率的な方法として知られているが、現在までの施工された実例を見ると、テンションタイプに比べてクッションタイプの事例がほとんどである。その理由として、ETFE フィルムをテンション
タイプに適用するためにはフィルムのクリープやリラクセーションのような材料の粘性挙動を解決しなければならない問題点が挙げられる。
フィルム膜構造の設計法には、許容応力を第 1 降伏点までとする弾性設計と、フィルムの延性を考慮した塑性設計の 2 通りが考えられる[図 3]。小規模なパネルを想定した「ETFE フィルムパ
ネル設計・施工指針案[1]」は前者の考え方を採用したもので、第1 降伏点を許容応力としている。一方、ドーム･スタジアム等に使用される大型フィルムクッションは実質的に後者の考え方によるものもあり、第 2 降伏点の 15%ひずみに対応する荷重を許容耐力としていると言われているが、先行事例の多い海外でも明確な設計手法が示されていないため、塑性範囲における許容可
能な応力レベルや変形状態の明確化が望まれる。

１．はじめに近年、大スパン建築の屋根や外壁に ETFE フィルムを用いた事例が増え続けている。ETFE フィルムは透明性、耐候性そして材料リサイクル性等に優れる材料として透明から遮蔽まで光線
透過率の幅広いコントロール、紫外線や熱線など特定波長域の光線の選択的な遮蔽、そして複層化による断熱性確保等のような機能性及びデザインの可能性より、今後も多様な建築物への普及が期待される膜材料である。

(a) 構造形式(b) The ARC(2012)

図 1 ETFE フィルムを用いたクッションの事例(a) 構造形式(b) Queens Wharf Cloud(2011)

図 2 ETFE フィルムを用いたテンション方式の事例
ETFE フィルムを用いた構造形式には、クッションタイプ(空気図 3 フィルムの１軸及び 2 軸引張時の応力-ひずみ関係* 韓国 世明大学校 建築工学科 博士後研究員 博士(工学)** 横浜国立大学大学院 都市イノベーション研究院 建築都市文化専攻 准教授 博士(工学)9ての有効性について検討を行ったが、テンション方式を対象とした延伸成形の有効性検討が課題として残されている。
そこで、本報では、フィルム膜構造の耐力を高めるための方法として、パネル取付け時にフィルムを塑性域まで延伸することを提案し、延伸によるフィルムの耐力上昇効果を確認するために外部荷重を想定した加圧実験を通じてその有効性を検討する 。
また、延伸成形実験を模擬した解析的検討を行い、フィルムの弾塑性解析の有効性検討を行う。

一方、フィルムは弾性範囲での許容耐力が低いという問題を持っているが、既存の膜材料に比べ、顕著な伸び能力を持っているため、その長所を活かして塑性域まで延伸することも考えられる。フィルムの延伸によって、二つの効果が期待される。まず、巨視的な観点から見ると、延伸により弾性的な安定した応力‐ひずみ関係の範囲を拡張することができる。すなわち、塑性域でのひずみ硬化により降伏点が高くなり、耐力を高めることが可能になる。次に、微視的な観点から考えると、延伸により、フィルムの結晶化が進行し、材料性質が変化する。この結晶化はクリー
プコンプライアンス、クリープ速度及び応力緩和速度を低め、応力緩和弾性率を高くする効果があるため、フィルムのクリープまたは応力緩和を抑制することができる[2]。
また、フィルムの延伸による高耐力化(加工硬化)は他の製造分
野では一般的に行われており、包装用ラップや PET フィルムはその代表例である。図 4 は１軸引張時の ETFE フィルムの工学
ひずみと耐力比(A)、厚さ比(B)、およびこれらの積(C)を示している。耐力比は加工硬化後の応力を第 1 降伏点の応力で除したものである。厚さ比は体積一定(ポアソン比 0.5)と仮定して求めた１軸引張時の厚さを初期厚さで除したものである。ひずみ 300～
400%の範囲は耐力が大きく上昇するため延伸効果が高いが、厚さ減少や引裂強度、耐衝撃性、耐磨耗性の低下を伴うため建築
用途には適用しにくい。以上を考慮すると、１軸延伸では単位幅あたりの耐力(C)が極値となる 10～20%が効率的といえる。

２．ETFE フィルムの延伸効果の実験的検討
２．１ 実験概要
ETFE フィルムの延伸効果に対する有効性を検討するために延伸成形実験を行った。試験体の概要を図 5 に示す。試験体は2m×2m の正方形フレーム、厚さ 200 ㎛のフィルム 2 枚を重ねて平面フィルムを製作し、縮小率、エッジケーブルの有無、載荷パ
ターンをパラメータとして表 1 のように 8 種類とした。
2180
90

2000

90

90

Edge Rope Ø15

ETFE Panel
200㎛(Double Layer)
Reduction : 0%, 5%, 10%

2000

2180

Sealing(Width:10mm)

Boundary Sealing(Width:10mm)

90

6

25
50

2

50

アングル
フレーム

アングルフレー
レーザー
変位計

1

355

2350

50 245

2550

レーザー
変位計

250

測定範囲の限界（－）

250

測定範囲の限界（－）

測定範囲の中心

250

0

250

測定範囲の中心
測定範囲の限界（＋）

10.0

100.0

1000.0測定範囲の限界（＋）

アングル
フレーム

2500

1.0

2205

0.1

650

3

(b) ETFE Panel(T-type)

250

Ratio

(a) フレーム(C)=(A)×(B)

90(B)Thickness Ratio
4250(A)Strength Ratio

5

Nominal Strain [% ]

450

目印

図 4 １軸延伸時のひずみと耐力比、厚さの関係

1405

パネコート
記録紙（目盛付）

400

おもり（ワッシャー）

一方、延伸はパネル取付け時に行うことも可能であると考えられる。特に単純形状のパネルであれば、平面裁断でも取付時の延伸やクッションの加圧延伸による曲面成形が可能で、低ライズ
で高耐力のパネルや、高ライズでも溶着線が少なく滑らかな曲面を製作することも可能である。しかし、このような取付時の延伸成形の実例はほとんどない。その理由として、エアクッションは取付時の初期張力導入を必要としないこと、延伸による局部的な変形と残留ひずみの懸念があること、2%以上のひずみ領域では複雑な粘塑性挙動を示し、精度良く評価する解析手法が未確立であることが挙げられる。
フィルムの延伸成形に関する研究として、森山ら[3],[4]はクッショ
ン方式フィルム膜構造を対象として加熱加圧延伸による立体成形実験を行い、その有効性について検討した。なお、加圧による 2 軸延伸を容易に行うことが可能であり、クッション方式におい(c) 変位計測位置

図 5 試験体の概要
表１ 試験体の種類

10

試験体名

エッジケーブル

縮小率

載荷パターン

T-00S

☓

0%

単調増加加圧

T-00C

☓

0%

繰返漸増加圧

T-05S

☓

5%

単調増加加圧

T-05C

☓

5%

繰返漸増加圧

T-10S

☓

10%

単調増加加圧

T-10C

☓

10%

繰返漸増加圧TE-05C○5%繰返漸増加圧TE-10C○10%繰返漸増加圧実験の様子を図 6 に示す。実験はフィルムをフレームに平張りした後、風荷重を想定して図 7 のように内圧による載荷実験を行った。延伸による変形を抑える効果を確認するために、取付後の 2 枚のフィルムの間にコンプレッサーの空気を送り込み、圧力と変形を計測した。その時、中央部の鉛直変位はレーザー変位計を設置し、加圧によるライズ変化を測定した。また、加圧時にフィルムの変形形状は 2 枚のフイルムのうち、下面のフィルムに重り(ワッシャー)を貼付け、載荷中の変形形状を記録した。なお、フィルムにはあらかじめ格子線を描き、フィルムの取付け直後とフレームから取り外した後の変形及び残留ひずみを計測した。
延伸率 0％と延伸率 5％における繰返漸増加圧実験の風景を
図 8 に示す。

(a) T-00C(a) T-00C(縮小率 : 0％、鉛直変位 : 287mm)(b) TE-05C

図 6 試験体の様子➀ 延伸による初期張力導入(b) TE-05C(縮小率 : 5％、鉛直変位 : 200mm)➀ 延伸による初期張力導入

図 8 実験の風景
２．２ 実験結果
実験結果を以下に示す。実験では、フィルムの応力を直接測定できなかったため、フィルムの応力は図9 のように変形形状が円弧となることを仮定し、試験体の中央部の鉛直変位から式(2)を用いて求めた平均応力とした。なお、フィルムの平均ひずみ
は式(3)を用いて、試験体の中央部の鉛直変位から同様な関係
により求めた。
まず、実験結果より、加圧方法とケーブル有無に対する内圧とライズ比の結果を図10に示す。比較結果、加圧方法に対する実験結果では図 10(a)のようにほぼ一致する結果となり、加圧方法による差異は見られなかった。また、ケーブル有無に対する結果では図 10(b)のように圧力レベルの違いが確認できたが、これは材料挙動の違いよりケーブルの移動による結果と考えられる。

➁ 加圧(ライズ 100mm)➁ 加圧(ライズ 100mm)➂ 減圧(10Pa まで)➂ 加圧(ライズ 200mm)➃ 加圧(ライズ 200mm)➄ 減圧(10Pa まで)

L2 + 4h 2
8h

(1)

sm =

PR
2t

(2)

em =

2 Rq - LL(3)➃ 加圧(ライズ 300mm)

R=➅ 加圧(ライズ 300mm)➄ 減圧(10Pa まで)➆ 減圧(10Pa まで)(a) 単調増加加圧(b) 繰返漸増加圧

図 7 載荷実験の流れ

11まず、T-00C の場合、 繰返漸増加圧における圧力とライズ比の関係を図 11(a)に、応力とひずみの関係を図 11(b)に示す。図11(a)を見ると、圧力 1kPa 時はライズ比 7%、圧力 2kPa 時はライズ
比11%、圧力3kPa時はライズ比14%の結果となった。延伸率が無い場合は初期剛性が極めて小さいため変形が大きく、ライズ
7.5%、圧力 1.2kPa 付近でフィルムが降伏応力に達し、剛性が低下している。また、図 11(b)の応力-ひずみ関係より、除荷後の残留変形を見ると、弾性範囲では除荷した後、ほとんど残留変形が残らずに元に戻るが、塑性域を超えてからは除荷時点から弾性域とほぼ同じ勾配で除荷され、加圧レベルが上がるにつれて残留変形も大きく生じる結果となった。
次に、T-05Cの場合、繰返漸増加圧における圧力とライズ比の関係を図11(a)に、応力とひずみの関係を図11(b)に示す。 圧力とライズ比の結果では圧力 1kPa 時にライズ比 4.5%、圧力 2kPa
時にライズ比 7.5%、圧力 3kPa 時にライズ比 10%の結果となって
おり、T-00C と比べ、延伸による外圧に対する変形量が小さく抑えられることが確認できた。また、除荷後の残留変形をみると、
図 11(b)のようにライズ比 5%、7.5%、10%の変形後も除荷した後はほぼライズ比 0%に戻り、残留変形を生じてないことが確認できた。
また、図 11(a)では、加圧レベルを上げるにつれて剛性が増やしているのに対して、図 11(b)では降伏応力を超えて「塑性域」に達した後も応力の極大点と極小点を結ぶ直線の勾配は、弾性範
囲の勾配とほぼ同じになっている。つまり、材料の応力‐ひずみ関係には加工硬化と同様の現象が見られるが、載荷除荷に引張弾性率は弾性時とほぼ同じであり、フィルムの面外変形に対する剛性(幾何剛性)の上昇が見られる。

(a) 変形形状の仮定(b)

応力と内圧との関係

図 9 平均応力の算出(a) 載荷パターンの比較(a) 内圧とライズ比の関係(b)

エッジケーブル有無の比較

図 10 載荷パターン及びエッジケーブル有無の比較結果
次に、表1 の 8 つの試験体のうち、加圧方法とケーブル有無に対して同一な結果を表す試験体を除外し、試験体 T-00C(延伸率 0％)と T-05C(延伸率 5％)の実験結果に対して検討を行う。

(b) 応力とひずみの関係

図 11 繰返漸増加圧時の実験結果

12３．２ 解析結果
外周延伸及び内圧に対する T-00C(延伸率 0%)の相当応力分
布を図 15 に、T-05C(延伸率 5％)の相当応力分布を図 16 に示す。T-00C の場合、加圧時の相当応力分布は正方形試験体の中央部で円弧方向に沿って最大応力が分布し、内圧 1kPa の負
荷時は第 1 降伏点(13MPa)を超えずに弾性範囲内での応力分布を示している。内圧 2kPa と 3kPa の負荷時は第 1 降伏点(13MPa)を超えて塑性域へ入っているが、第 2 降伏点(23MPa)には至ってない。一方、T-05C の場合は、T-00C に比べて塑性域が大きく広がり、内圧1kPa の負荷時の最大応力は第1 降伏点を超えている。また、内圧2kPa と 3kPa の負荷時の最大応力は第2降伏点(23MPa)に達している。

一方、延伸成形の実験時、試験体のうち、T-05S(延伸率 5％)とTE-10C(延伸率 10％)は試験体のコーナー部分でフィルムの引裂きが生じることが確認されたため、施工時にあまり高い延伸率を設定することは困難であると考えられる[図 12]。

図 12 フィルムの引裂きの様子
３．延伸成形実験の解析的検討
３．１ 解析概要
延伸によるフィルムの応力分布や内圧による構造挙動を検討するために、実験を模擬した解析を行った。フィルムの応力解析に
は汎用プログラム ANSYS を用いた。解析モデルを図13 に示す。
材料モデルは、フィルムの弾塑性挙動を現すために、Von-Mises
降伏条件を用いたマルチリニア弾塑性モデルを採用し、フィルムの材料定数を図 14 に示す。解析条件は、延伸成形を想定して外周部に強制変位を与えた後、実験時の加圧条件に合わせて内圧条件を設定した。ただし、実験時は負荷と除荷の始点をライズ比を基準としているのに対し、解析時は内圧( 1kPa → 10Pa →2kPa →10Pa →3kPa → 10Pa )を基準とした。

(a) 内圧 1kPa 加圧時(b) 内圧 2kPa 加圧時

図 13 解析モデル
σ
[MPa]

28.31
2nd Yield
23.04

1軸引張実験(1%/min)Material Model(ETFE)

13.28 1st Yield(c) 内圧 3kPa 加圧時- Thickness : 200μm- Poisson's Ratio : 0.45(Pre_Yield)
0.5(Post_Yield)

1.66 15

図 15 応力分布(T-00C)
200

ε [%]

図 14 フィルムの材料モデル

13

ずみとした。実験と解析の比較結果、圧力とライズ比の関係、応力とひずみの関係について、解析結果と実験結果とほぼ一致し、加圧によるフィルムの挙動が再現できた。なお、実験における
繰返漸増加力時の曲線の膨らみは、ETFE フィルム特有の粘性によるひずみ回復による影響と考えられる。

(a) 初期張力導入(a) 内圧とライズ比の関係(b) 内圧 1kPa 加圧時(b) 応力とひずみの関係

図 17 実験と解析結果の比較(T-00C)(c) 内圧 2kPa 加圧時(a) 内圧とライズ比の関係(d) 内圧 3kPa 加圧時

図 16 応力分布(T-05C)
次に、繰返漸増加圧時における実験と解析結果の比較を行う。
T-00C に対する圧力とライズ比の関係を図 17(a)に、応力とひずみの関係を図 17(b)に示す。また、T-05C に対する圧力とライズ比の関係を図 18(a)に、応力とひずみの関係を図 18(b)に示す。
解析結果に関しては、図 17 と図 18 に示している相当応力値は円弧仮定より求めた実験値とは異なるため、2.2 節と同様に解析時の中央部の鉛直変位との関係から求めた平均応力と平均ひ(b) 応力とひずみの関係

図 18 実験と解析結果の比較(T-05C)

14

参考文献
[1] ETFE フィルムパネル設計・施工指針(案)、(社)日本膜構造協会、2006[2] 日本材料学会編、固体力学の基礎、日刊工業新聞社、
pp.152, pp.176, 1981
[3] Setsu Gakutei、河端昌也、西川薫、小竹達矢、山内優、
森山史郎：ETFE フィルムパネルの加熱加圧成形に関する研究（その１）加熱時の挙動と材料定数、日本建築学会大会
学術講演梗概集、pp929－930、2005[4] 森山史郎、河端昌也、西川薫、小竹達矢、山内優、Setsu
Gakutei：ETFE フィルムパネルの加熱加圧成形に関する研究（その２）加熱加圧成形における挙動の考察、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp931－932、2005[5] 河端昌也、丁乙碩：ETFE フィルムの延伸立体成形に関する研究‐(その 1) 延伸立体成形の概要、日本建築学会大会
学術講演梗概集、pp931‐932、2008[6] 吉野達矢、瀬川信哉、小田憲史：ETFE フィルムの 2 軸引張特性と弾塑性応力・変形解析、膜構造研究論文集2004、No.18、pp31‐39、2004[7] 河端昌也、森山史郎：ETFE フィルムのひずみ速度依存性と構造挙動について、膜構造研究論文集 2004、No.18、
pp41‐46、2005[8] 河端昌也、森山史郎、會田裕昌：ETFE フィルムの粘弾性挙動について、膜構造研究論文集2005、No.19、pp1‐8、2006

4．まとめ
本報では、ETFE フィルムの施工時延伸により、降伏応力の上昇効果の確認と、テンション方式のフィルム構造への適用性を検討することを目的として、モックアップ実験を実施した結果、得られた知見を以下に示す。
1) フィルムの施工時延伸により、降伏応力が上がって耐力の上昇効果が得られ、外力による変形後にも緩みを生じにくくなることが確認された。
2) フィルムの延伸範囲については、1軸延伸では10～20%の延伸が効率的であることが確認されたが、実験時の 2 軸延伸では、
T-05S(延伸率5％)とTE-10C(延伸率10%)の試験体のコーナー部分で引裂きを生じることが確認されたため、施工時に 5％以上の延伸率を設定することは困難であると考えられる。
3) ETFE フィルムの弾塑性モデルを適用して解析的検討を行った結果、実験結果とほぼ一致し、加圧によるフィルムの挙動を弾塑性解析を通じて再現できることが分かった。

謝辞
ETFE フィルムの延伸成形実験を実施するにあたり、太陽工業(株)、旭硝子(株)のご協力を頂きました。ここに深く感謝の意を表します。

An Experimental and Analytical Study on Stretching Effect of ETFE film
EulSeok JEONG *）Masaya KAWABATA **）SYNOPSIS
A tension type (tensile membrane structures) using ETFE film is pulled outward from the exterior to introduce tensile stresses. And such
structures offer the advantage of a natural shape formed by tensile stress and eliminate the need for blast air. Recently, the number oftension type structures is increasing. But, there is problem of lower allowable strength under elastic range of ETFE film. A high strength of
the film is important to spread more use in a variety of buildings. ETFE film has a remarkable stretching capacity compared to existing
membrane material. It is contemplated that stretching to plastic region by taking advantage of their strengths.
In this paper, we proposes stretching the film to its plastic region during panel installation as a method of increasing the yield strength of
the film membrane structure, and confirms the effectiveness of this approach. First, to investigate the possibility of application on tensile
membrane structures, a stretch-fabrication test is carried out, and it is verified that it is possible to increase the yield strength of the film
membrane structures. An analytic investigation is also carried out by simulating the experiment, and the effectiveness of the elasto-plastic
analysis considering the viscous behavior of the film is investigated.

* ） Dr. Eng., Postdoctoral Research Associate, Department of Architectural Engineering, Semyung University, Korea**） Dr. Eng., Associate Prof., Department of Architecture and Urban Culture, Faculty of Urban Innovation, Yokohama National University

15

16

ETFE フィルムを用いた対角アーチ型四角形パネルの延伸後の耐力に関する研究
古谷 宗一郎*
河端 昌也**
梗

概ETFE フィルムを用いた構造形式のうち、テンション方式は内圧維持装置が不要であることや様々な曲面を形成できるため、近年、施工例が増えているが、応力緩和のような粘性挙動に対して未だ課題を有している。
テンション方式を用いた方法として、アーチを押し付けることで曲面を形成する延伸立体成形張力膜構造が提案されており、この方法による ETFE フィルムへの張力導入の有効性が確認されている。
本報では、延伸立体成形張力膜構造の実現可能性向上を目的とし、延伸成形後の粘性挙動と負荷荷重時の挙動を実験と解析の両面から把握する。また、様々なスケールでの解析を行い、延伸後の耐力評価法を提案する。
1.

はじめに
フッ素樹脂フィルムは耐候性等の面で優れていることから、
膜構造建築物への使用例が多い。その中でも ETFE フィルム
（以下、フィルム)は、高い透光性や耐久性から海外では利用事例が多く見られる[図 1]。国内においても、2014 年 10 月に国土交通省告示第 1446 号の改正により指定建築材料として認められており、今後、国内建築物における使用が期待されるが、フィルムは織布膜材料とは異なり、大きなクリープひずみや応力緩和などの粘性挙動を示すため、この点について考慮した上で設計する必要がある。
実際にフィルムを建築物に使用する場合、クッション方式とテンション方式が効率的な構造形式として挙げられる。前者は、内圧の調整により、立体形状の形成や外力作用時の変形追従、
雨水や積雪によるポンディング現象への対応が比較的容易である。一方で、空気圧で形成できる形状はガウス曲率が世の曲面に限られ、また常時空気の送風を必要とするため、意匠面や維持管理面等で制約となる。テンション方式は変形追従の点で前者に劣るが、内圧制御機構が不要であることや、デザイン的なバリエーションが豊富なことから、最近では施工例が増えてきている。ただし、クッション方式は「弾塑性評価」及び「粘弾性評価」の二つの評価方法を用いて、挙動を一通り把握できている 1) 2) のに対し、テンション方式は粘性挙動に関する問題について解明しなければならない点を未だ含んでいる。
このテンション方式については、フィルムの顕著な伸び能力を活かして、立体裁断や外周引き込みによる張力導入を省略できる方法として、ばねストラット式 3) や延伸立体成形方式 4)が提案されている。しかし、両者の設計方法は異なり、前者はフィルムに生じる応力を一次降伏点未満に抑える弾性設計、後者は二次降伏点まで許容する弾塑性設計が採用されている。
***

フィルムの一次降伏応力はひずみ速度 1%/min で約 13MPa、100%/min で約16MPa と非常に低く、設計案或いは荷重条件に
よっては発生応力を弾性範囲内に収めることが難しい状況が考えられる。塑性域まで延伸することによる耐力上昇が実証実験
5)[図 2]より明らかにされているため、弾性設計に加え弾塑性設計に関する研究を進める必要がある。
そこで本報では、既往の研究 6) を更に進めることを目的として、対角アーチを用いた延伸立体成形張力膜構造を取り上げる。この方式の基礎研究として、延伸後の応力緩和の影響とその後の繰返荷重による膜面の挙動を実験と解析から検証し、解
析の妥当性を確認した上で延伸後の耐力評価法を提案する。

(a) Allianz Arena (2005)(b) Training Center for Mt.Rescue (2008)

図 1 ETFE フィルムを用いた海外事例

図 2 延伸成形による張力膜構造の実証実験

横浜国立大学大学院都市イノベーション学府 建築都市文化専攻

大学院生

横浜国立大学大学院都市イノベーション研究院

准教授 博士 （工学）17

2. 応力緩和及び負荷荷重実験 ･解析
2.1 実験概要
フィルムを用いた張力膜構造の場合、長時間経過によって応力緩和が発生し、張力が低下する 5) ことから、対角アーチモデ
ルのようなパネルユニットの場合、実際には図 3 のような流れを辿ることが考えられる。

ETFEフィルム
100μm 200μm

型枠［－100×50×5 / 7.5
1500㎜
1500㎜

h

全ネジ棒
アーチ O-34φ×2.3
ライズ比10% h=206㎜
ライズ比15% h=302㎜

①初期状態

P4
②延伸立体成形ア ーチ 突き 上げ

P1

P3

P2

初期張力

③応力緩和

図 4 試験体概要

張力低下④負荷荷重時外力作用 (ex. 正圧 )図 3 施工の概略
P3

頂点部

P1

中間部

6)

既報 では、フィルムをアーチに押し付けて曲面を成形する
過程について、実験と解析の両面から確認を行った。本報では、
延伸立体成形後の応力緩和と静的負荷荷重時の挙動の把握を目的に実験を行う。ここでの負荷荷重は等分布荷重（正圧）として、膜張力が増加する条件下で検討する。
試験体概要を図 4 に示す。試験体はフィルムを定着用フラットバーで取り付けた 1.5m 角の型枠フレームと対角に渡したアーチからなるパネル型試験体、実験時に型枠フレームを降下させるための全ネジ棒、及び支持部材の鉄骨土台から構成される。フィルムの厚さは 100μm と 200μm、アーチのライズ比は 10%と 15%として、これらを組み合わせた 4 種類について実験を行う。
計測の概要を図 5 に示す。アーチには頂点部と中間部の側面と下面の各 3 箇所にひずみゲージを貼付し、この結果からアーチにかかる軸力の推移を考察する。その際、雰囲気温度も計測する。フィルムには、頂点部及び中央部にひずみゲー
ジを貼付し、中央部付近でレーザー変位計を用いて鉛直変位の測定を行った。加えて、予め描いておいた 100mm 角の格子を用いて、変形及び残留変形を計測した。
フィルム中央部ひずみを横軸、アーチ頂点部軸力を縦軸にとり、以下の①～④の各段階における挙動予想図を図 6(a)、またそれに付随する実験の様子を図 6 (b)に示す。①初期状態では、試験体フィルムの上に加圧用フィルムも予め取り付けておく。このとき、加圧用フィルムは延伸後のアーチに影響が無いよ
う十分伸ばしたものを使用する[図 6(c)]。②型枠の四隅に空けた孔に各柱に設置した全ネジ棒を通し、ナット締めにより徐々に降下させて、フィルムをアーチに押し付けて曲面を形成する。
③延伸完了後、2 時間放置して応力緩和させる。④荷重の負荷では、試験体フィルムと加圧用フィルムの間に空気を送り込ん
で圧力をかけ、除荷では圧力をゼロに戻す。以下、負荷と除荷を繰り返し、最大 3.5kPa まで段階的に圧力を加える。

軸ひずみ計測雰囲気温度計測

①

③ ④

②

アーチ

⑥

⑤

①～⑥：ひずみゲージ(P3 から P1 方向に見たとき )(a) アーチ計測箇所

P4

フレーム内法ライン

1400mm
格子線(100mm)

フィルム溶着線P3

P1

ひずみゲージ
格子測定
鉛直変位測定頂点部アーチ平行方向
頂点部アーチ直交方向
中央部アーチ直交方向

P2(b) フィルム計測箇所
図 5 計測箇所④負荷(荷重)アーチ頂点軸力②延伸立体成形(アーチ押付)

①初期状態

③応力緩和
(2時間放置)

フィルム中央部ひずみ

図 6(a) 挙動予想図18④除荷(荷重)フィルムの降伏点は、ひずみ速度や引張試験の方法によって値が変化する。このため、一軸引張試験（1%/min）と二軸引張試験（応力比 1:1,0. 67%/min）の結果を基に、Von-Misesの降伏条件を用いたマルチリニア弾塑性材料モデルを作成し、本報では表 1 に示すパラメータを使用する。このモデル
から二軸引張試験の再現を行い、その結果を実験結果と比較する。図 7 より近い結果を示していることから、作成したモデルは妥当と言える。

①＊加圧用フィルムを除いた状態②～③

加圧用フィルム④(b) 試験体写真
加圧用フィルム型枠

図 7 解析モデルによる再現性
表 1 フィルムの解析パラメータ(c) 試験体イメージ

ポアソン比 一次剛性 二次剛性 三次剛性

図 6 実験概要

0.45

2.2 解析概要
実験時の応力状態等を把握するために解析を行う。フィルムの応力変形解析は汎用構造解析ソフトウェア ANSYS を用いて弾塑性解析を行う。解析では、多軸応力・変形状態を単軸状態へと換算するために、(1)～(5)式に示される相当応力
total（ eq ）及び相当ひずみ（ eq ）の関係を用いており、また、実験におけるフィルムの応力緩和を模擬するために、(6)t式で得られる熱ひずみ（ ）を使用している。

800MPa

73MPa

3MPa

一次
二次
線膨張
降伏点
降伏点
係数
1.66%
15%
-5
6×10
13.28MPa 23.04MPa

アーチの応力解析には汎用解析プログラム MIDAS Gen を用いた。モデルは試験体と同断面とし、鋼材のヤング係数
205,000N/mm2 を使用する。
図 8 に延伸立体成形実験の解析手順を示す。ここでの仮想
温度は応力緩和を模擬するために用いるもので、適用ステップの応力とひずみ以外には影響を及ぼさない。
フィルム解析

 eq 





1
2
2
2
( x   y ) 2  ( y   z ) 2  ( z   x ) 2  6( xy   yz   zx )
2

total
p
 eq
  e   eq
t

e 

 eq
E

(1)

Ⅰ

初期延伸

･･･ 対角線上の節点に強制変位を付与する

(2)

Ⅱ

応力緩和

･･･

(3)

Ⅲ

負荷荷重

･･･ 全体に等分布荷重(正圧)をかける

アーチ解析

p
p
 eq
  d eq

(4)

Ⅳ

d



2
2
2
3
 (d xyp  d yzp  d zxp )2
2 (1   )(5)

 t :熱応力p :相当塑性ひずみ増分
d eq

E :剛性

a :線膨張係数

T :温度変化量･･･ 反力をアーチとフレームで構成されたモデルの節点に加える

2.3 フィルム用ひずみゲージの補正実験でフィルムの計測に用いたひずみゲージは、ゲージベ
ースのポリイミドがフィルムに比べて剛性が非常に高いため、計測値は実際のひずみ量よりも小さな値となる。従って、これを補正する変換係数を決定するため、全体ひずみ制御で繰返一
軸引張試験を行い、両値を比較する。
図9(b)のように負荷側と除荷側で異なる経路の荷重履歴依存性が確認できたため、それぞれに関して実験結果から近似式
図 9(c)を設定した。ただし、計測値 1.2～1.7%区間（200μm）、(6) t  E t  EaT

 e :弾性ひずみ

アーチ軸力

図 8 解析フローチャート(d xp  d yp ) 2  (d yp  d zp ) 2  (d zp  d xp ) 2peq

仮想温度による熱ひずみを用いて応力緩和を模擬 eqp :相当塑性ひずみ :ポアソン比19

0.6～1.0%区間（100μm）では、チャック間ひずみに対するひずみゲージの感度が鈍く、変換が難しい。

量について比較する。負荷側は実験値が解析値より大きな値となっているが、これは加力中のクリープによる影響と考えられ、全体的には除荷後の値がほぼ同じであることや、残留変形が発生するタイミングが同時であるなど概ね近い結果と言える。
次に、各試験体の中央部および頂点部におけるフィルムのひずみ計測値・解析値、及び格子長さの測定値を図 12 に示す。
全試験体で 2.3 節で示したひずみゲージの感度が鈍い区間を含んでおり、この区間では差異が大きくなっているが、それ以外では良好に一致している。

ETFE フィルム
厚さ(μm)
長さ(mm)
幅(mm)

100
200
200
30

ひずみゲージ(a) 試験体概要(b) 対応曲線(c) 変換近似式(上:100μm 下:200μm)
変換近似方程式
ひずみゲージ値
654320≦x<0.947
y= 96.9x -204.1x +156.3x -50.1x +5.2x +1.9x+0.01
負荷側
5
4
3
2
0.947≦x≦2.62
y= 0.97x -7.8x +26.01x -46.3x +48.6x-17.0
y=2.45x+ α0≦x≦2.62
除荷側(a) 厚さ 100μm ライズ比 10%試験体

αは除荷前のひずみ値に応じて設定する。

ひずみゲージ値

変換近似方程式

負荷側0≦x<1.376
1.376≦x≦4.729

除荷側0≦x≦4.729

y= 5.65x -11.813x +7.922x -0.375x+0.106
43
2
y= -0.082x +1.158x -6.087x +15.372x-8.062
y=1.653x+ β

4

3

2

βは除荷前のひずみ値に応じて設定する。

図 9 補正概要
2.4 応力緩和率の推定
仮想温度を用いて応力緩和を模擬する場合、応力の緩和量の把握が必要となる。膜面の応力を測定するには音波測定機を用いる方法があるが、対角アーチ試験体は膜面の曲率が大きく、その方法は適用しづらい。従って、フィルムの応力が反映されるアーチ軸力を用いて、応力緩和について考察する。
厚さ 200μm・ライズ比 15%の試験体から得られた、中央部アーチ直交方向のフィルムひずみ(変換後)と、アーチ頂点部の軸力の関係を図 10 に示す。A 点で傾きが変化していることからフィルムが一次降伏点に達したと考えられる。延伸後の 2 時間
放置によって B 点まで軸力が低下しているが、このときの値は
A 点と一致している。このことから、フィルム中央部では 2 時間
程度で一次降伏点付近まで応力が緩和すると推定できる。

A(b) 厚さ 100μm ライズ比 15%試験体(c) 厚さ 200μm ライズ比 10%試験体

B(d) 厚さ 200μm ライズ比 15%試験体
図 11 鉛直変位比較
図 10 アーチ軸力とフィルムのひずみの推移
2.5 実験と解析の比較
フィルム中央部付近での鉛直変位の推移を図 11 に示す。ここでは延伸立体成形後を基点（= 0）とし、それ以降の相対変化20頂点部アーチ平行方向
頂点部アーチ平行方向

中央部アーチ直交方向

中央部アーチ直交方向

頂点部アーチ直交方向

頂点部アーチ直交方向(a) 厚さ 100μm ライズ比 10%試験体(b) 厚さ 100μm ライズ比 15%試験体

頂点部アーチ平行方向

頂点部アーチ平行方向

中央部アーチ直交方向

中央部アーチ直交方向

頂点部アーチ直交方向

頂点部アーチ直交方向(c) 厚さ 200μm ライズ比 10%試験体(d) 厚さ 200μm ライズ比 15%試験体
図 12 フィルムのひずみ

21

3. 延伸後の耐力
3.1 解析概要
図 14 に示すモデルを対象として弾塑性解析を行う。応力緩和量は、フィルム中央部で一次降伏点まで緩和する短期間と、フィルム中央部で 50%緩和する長期間の 2 パターンとする。

図13 にアーチ軸力の比較結果を示す。実験値は、鋼管の中心を中立軸と仮定し、アーチ側面(図 5 (a)の頂点部:①③、中間部:④⑥)の平均ひずみに、アーチ断面積と鋼のヤング係数
205,000N/mm2 を乗じて求めている。文献 6) で延伸時の挙動を確認しているため、ここでは延伸後を基点として考察する。
応力緩和中の値に差異が見受けられる一方で、全試験体で雰囲気温度に変化が存在している。そのため、ライズ比 10%試
験体からフィルムを取り除いたアーチ単体について、温度を変化させてテストしたところ(20±1.5℃)、約 2kN/℃の違いが確認できた。このことから、その熱ひずみの影響であると考えられる。
これを考慮すると、応力緩和後の負荷荷重時における相対変化量は非常に比較的良い評価できている。

L

厚さ
t (μm)

L

ライズ比
(%)
15

200
10

15
100
10

サイズ
L (mm)
750
1500
3000
750
1500
3000
750
1500
3000
750
1500
3000

図 14 対象モデル
3.2 定義一般的に建築材料工学の分野で用いられるの｢耐力｣という用語は、アルミニウム合金のような降伏点が明瞭でない材料において、降伏応力に相当する値のことをいう。ただし、本報では延伸により塑性域に達したフィルムが負担できる荷重の最大値を「延伸後の耐力」と定義する。
前章において、弾塑性解析モデルの妥当性が確認されたため、そのモデルを用いて、応力緩和後の各荷重時の応力状態を再現する。ただし、文献 2) からテンション方式の場合、長期間経過により約 50%の応力緩和が発生することが分かっているため、本節では緩和率を 50%とする。

(a) 厚さ 100μm ライズ比 10%試験体(b) 厚さ 100μm ライズ比 15%試験体(ⅰ)

応力緩和後までの挙動

(ⅲ)

材料モデル

(ⅱ)
(ⅳ)

荷重時の挙動(c) 厚さ 200μm ライズ比 10%試験体
図 15 解析による挙動再現(200μm・15%・1500mm モデル)
中央部アーチ直交方向におけるフィルムの相当ひずみと相当応力の関係を図 15、また図中の（ⅰ）～（ⅳ）における応力分布図を図 16 に示す。これより負荷時の応力状態が延伸直後の応力値を超えない場合、除荷後の応力値は負荷前と同じ値に戻っていることが分かる。従って、対象モデルが過去に経験した最大応力に相当する荷重が「延伸後の耐力」
であると言える。このことは、弾塑性挙動における加工硬化現象と類似している。

(d) 厚さ 200μm ライズ比 15%試験体
図 13 軸力比較

22

(ⅰ)延伸後
 eqmax
 eqmin(a) 処理前(b) 温風(約 70℃)処理後
図 18 温風によるひずみ回復現象(ⅱ)応力緩和後
 eqmax
 eqmin

3.4 延伸後の耐力
応力変化の大きいフィルムの中央部における除荷後の残留ひずみに着目し、❶残留ひずみが増加しない場合と、❷残留ひずみ増加量が 0.5%以内の場合について、延伸後の耐力を提案する。ただし、❷の設定値 0.5%は、熱収縮現象により、温風をかけることで残留ひずみを許容できる可能性があることから、これを考慮して仮に設定している。
フィルムを固定するフレームの辺長 L をフィルムの厚さ tで除した値を横軸にとり、延伸後の耐力を縦軸に示す[図 19]。
❶❷共に横軸が 10 以下になると急激に耐力が上昇する傾向を示している。ライズ比 10%モデルは 15%よりも全体的に耐力が低いが、長期間の応力緩和により大幅に向上していることが見て取れる。また、0.5%の残留ひずみの発生を許容し(ⅲ)2.0kPa負荷時
 eqmax
 eqmin(ⅳ)2.0kPa除荷時
 eqmax
 eqmin(単位︓MPa)た場合、サイズ/厚さ比(= )が小さくなるほど影響が大きくなることが分かった。

図 16 応力分布図(200μm・15%・1500mm モデル)
3.3 フィルムの熱収縮現象
ポリエチレンは結晶部と非晶部からなる結晶性樹脂であり、製造中に電子線を照射することで非晶部においてエチレ
ン分子同士が繋がった架橋点が形成される。一般的には電子線照射後に成形のための加熱・冷却加工により、膨張した架橋ポリエチレンが得られるが、これは結晶部の融点以上の加熱により結晶が融解して軟化し、架橋点の存在から膨張前の形状まで熱収縮する[図 17]。
このような形状記憶効果はエチレン分子結合を多く含んだフィルムでも得られ、実際に図 18 のように温風(約 70℃)
をかけることで塑性ひずみが回復する現象が見られる。

(a) 提案❶:残留ひずみ増加無し

図 17 熱収縮の原理 7)(b) 提案❷:残留ひずみ増加 0.5%以内
図 19 延伸後の耐力
23

4.

まとめ
本報では、フィルムを用いた対角アーチ型延伸立体成形張力膜構造について、実験及び解析から以下の知見を得た。
1) 延伸成形後、時間経過により応力緩和が発生しており、フィルム中央部において二時間程度で一次降伏応力まで緩和すると考えられる。
2) 実験の検証結果から、実験と解析は似た傾向を示しており、応力緩和を仮想温度で模擬することにより、弾塑性解析が有効である。
3) 弾塑性解析を用いて検証した結果、塑性化したフィルムの応力緩和後における許容応力はそれまでに材料が経験した最大応力値と同値であると思われる。
4) 複数のモデルについて解析を行った結果、サイズを小さくする、アーチのライズ比を大きくすることで許容荷重が上がる傾向がある。

参考文献
1) 森山史郎： ETFE フィルム空気膜構造における粘弾性挙動に関する研究、横浜国立大学大学院博士論文、2006
2) 丁乙碩： ETFE フィルムを用いた張力膜構造の粘塑性挙動と延伸成形に関する研究、横浜国立大学大学院博士論文、
20133) 水野公義、斎藤公男、岡田章、宮里直也： ETFE フィルムの張力膜構造への適用性に関する基礎的研究 ばねストラッ
ト式張力膜構造の提案、日本建築学会大会学術講演梗概
集、pp911-912、2007
4) 河端昌也、丁乙碩： ETFE フィルムの延伸立体成形に関する研究 (その 1) 延伸立体成形の概要、日本建築学会大会
学術講演梗概集、pp931-932、2008
5) 河端昌也、丁乙碩、岡村卯吉： 外周引込によるテンション方式フィルム膜構造に関する研究 (その 1) 施工時延伸と経年後の張力変動、日本建築学会大会学術講演梗概集、
pp919-920、2012
6) 丁乙碩、安武信一、河端昌也： ETFE フィルムを用いた張力膜構造の延伸成形に関する研究、膜構造論文集 2012、
pp1-12、2013
7) 住友電気工業: SEI テクニカルレビュー第 184 号、pp66-70
2014 年 1 月

今後は、解析の再現性を向上するために粘性を含んだモデルを構築する必要がある。
謝辞
ETFE フィルムの延伸立体成形実験を実施するにあたり、太陽工業(株)、旭硝子(株)のご協力を頂きました。ここに深く感謝の意を表します。

A Study on Proof Stress after the Stretch Fabrication of Diagonal Arch Square Panel using ETFE Film
Soichiro FURUTANI *)Masaya KAWABATA **)SYNOPSIS

The tension type is widely being accepted as the structural form in which ETFE film is used, because such structures offer the advantage of various
shapes formed by tensile stress and elimination of the need for blast air. Recently, the numbers of tension type structures are increasing, but there areproblems of viscosity behavior such as relaxation of ETFE films under long-term stress. In previous works, “Stretch-fabrication of Three-Dimensional
Shapes Using ETFE Film” was proposed as a way to form a curved surface by pressing film against an arch, and it was confirmed that such structure
has the effectiveness of introducing tension.
In this paper, to raise the possibility of “Stretch-fabrication of Three-Dimensional Shapes Using ETFE Film”, we investigate the influences ofviscosity and the behavior under additional loads after the stretch fabrication, from both structural experiments and FEM analysis. In addition, we
propose the proof stress after the stretch formed by analyzing various scales.
*）**）

Graduate Student, Department of Architecture and Urban Culture, Graduate School of Urban Innovation, Yokohama National University
Dr.-Eng. Associate Prof., Faculty of Urban Innovation, Yokohama National University

24

透過日射を考慮した膜構造建築物の半屋外空間における熱放射環境の予測手法-膜屋根を有する駅プラットホームの実測値と計算値の比較検討親川昭彦*1
吉野達矢*2梅干野晁*3梗

概

著者らは，2008 年に膜構造建築物を対象に，屋外に開放的な建築空間に形成される熱環境の実測調査を行っている。本報では，その実測結果をもとに膜構造建築物の屋根下空間に形成される熱放射環境を数値シミュレーションにより予測し，その評価方法について述べるものである。本文の前半では，実測結果をもとに，膜材の透過日射等が膜に覆われている建築空間の熱環境に及ぼす影響の度合について述べると共に，透過日射を考慮した平均放射温度分布の算出が行える数値モデルの改良を行った。後半
では，本予測ツールを用い，本実測対象の膜構造建築物を計算モデルとして，膜材料の透過日射の違いによる熱放射環境に及ぼす影響について予測し，評価を行った。

による表面温度分布を予測するものである。また，実測データをもとに膜下空間に形成される夏季の微気候を明らかにし 6），計算モデルを数値シミュレーションに導入し，計算手法を開発している 7）。さらに，生活空間における熱的快適性を評価するため，
空間形態や構成部材の違いが評価できるように，長波長放射と日射を考慮した平均放射温度を評価指標に用いている 8）。ここでは，直達日射と天空日射，反射日射を考慮しているが，膜材からの透過日射の影響は考慮していない。しかし，膜構造建築
空間を評価する場合，膜材の日射透過率が 10～20％程度であることから，透過日射による膜下空間の放射環境への影響を考慮する必要がある。また，膜材の日射反射率が 70～80％程度と高いため，膜下空間における多重反射を考慮する必要がある。
本報では，梅干野らが開発している熱環境シミュレーションツ
ールを用いて，膜下空間における熱放射環境を評価するために，透過日射を考慮した平均放射温度の算出方法を示す。その際，透過日射と多重反射を導入する。また，著者ら 9）が実測した膜屋根を有する駅プラットホームを計算モデルとし，熱環境の実測値と計算値を比較し，膜下空間に形成される熱放射環境の計
算精度を確認する。さらに、本実測対象を計算モデルとして，膜材料からの透過日射の違いによる膜下空間の熱放射環境に及ぼす影響について予測し，評価を行う。

１．はじめに
近年，屋外に開かれた半屋外空間においては，昼光や通風といった自然エネルギーを活用した明るく涼しい空間が求められている。そのような空間を実現するために，透光性のある材料で構成される膜構造建築物が注目されている 1)。このような背景の中，半屋外空間を有する膜構造建築空間（以下，膜下空間）においては，熱環境を緩和する具体的な設計提案が求められている。
数値シミュレーションを用いた屋外の熱放射環境の把握を行う研究は，数多くなされている。山田ら 2）は，都市形態を再現し，道路上の人体が受ける短波長放射量と長波長放射量の計算を行っている。しかし，この数値モデルは半屋外空間を対象としたものではない。また，膜下空間では佐野により，大空間エアドー
ムを対象とした夏期及び中間期の垂直温度分布の推定 3)，夏期の冷房負荷の推定 4)が行われている。これらは，膜材料の透光性という長所が逆に熱負荷の過剰となるような空間，即ち，周囲が囲まれた閉鎖的な膜構造の建築空間が主な研究対象になっており，半屋外空間を対象にしたものではない。
一方，梅干野ら 5）は，設計支援を目指した屋外熱環境のシミュ
レーションツールの開発を行っている。このツールは 3D-CADを用いて建築外部空間を再現し，空間全表面での熱収支計算
*1
*2
*3

太陽工業株式会社 研究開発本部 博士（工学）
太陽工業株式会社 技術研究所 博士（工学）放送大学 教授 工学博士

25

２．透過日射を考慮した熱環境の計算方法
設計実務において膜下空間の熱環境を設計する際，周辺地物からの熱的影響を考慮するとともに，膜構造建築物の空間
形態や構成部材を決定する必要がある。その際，パラメトリ
ックな提案を前提に，短時間で大まかに熱環境を予測し，評価する必要がある。本報の熱環境評価は，透過日射を考慮した平均放射温度(以下，OUT-MRT)を用いるとし，周辺地物から人体に入射する放射エネルギーの放射量と平均放射温度の計
算式に，膜材からの透過日射の影響が考慮できるよう計算アルゴリズムを拡張する。以下に，熱環境の予測手法およびOUT-MRT の計算方法について述べる。

1)周辺地物の空間形態と構成部材の再現
３D-CAD による建築・街区設計
建築外部空間と膜下空間のモデル作成（周辺建物，地面，樹木等の材料を考慮）

３次元空間
形態情報

日射，伝熱モデルデータベース（DB）

・建物番号，
部位等

材料の DB (熱特性，光学特性等)

３D モデルの空間形態の均等メッシュデータ化2)熱環境の計算

2.1 熱環境予測手法の計算方法
熱環境予測手法は，熱環境シミュレーションを実行するための条件設定部分である「1) 周辺地物の空間形態と構成部材の再現」と，「2)熱環境の計算」，「3)計算結果の可視化」に分けられる。ここで，熱環境シミュレーションとは，街区における建物や地面等の表面温度を予測するシミュレータである。
また，図 1 に熱環境予測手法の計算フローを示す。

各メッシュの
熱収支計算
受熱日射
大気放射
長波長放射
対流熱伝達

メッシュの
日射解析
直達日射
天空日射
反射日射
透過日射

全表面温度算出

気象条件 DB1）周辺地物の空間形態と構成部材の再現
計算対象となる空間形態（建物や地面，樹木等）や構成部
材に関する情報は，意匠と構造の設計で活用した 3D-CAD モ
デルを用いて，3 次元の空間形態を再現した上で，自動的にメッシュモデルを生成する。次に，各メッシュに，法線の向きや部位，材料特性（日射反射率や熱伝導率など）等の情報を格納する。
ここで，メッシュモデル生成のアルゴリズムは，既往のツールのモデルと同様に均等メッシュサイズを採用する 10）。

透過日射を考慮した平均放射温度（OUT-MRT）の計算
3)計算結果の可視化
3D-CAD による計算結果の表示
表面温度分布OUT-MRT 分布

図 1 熱環境予測手法の計算フロー
2）熱環境の計算
熱環境の計算は，対象範囲内の膜構造建築物を含めた周辺
地物の外表面の各メッシュについて熱収支計算（直達日射，
天空日射，
反射日射や膜材からの透過日射を含む受熱日射量，
大気放射量，対流熱伝達量，周辺地物からの長波長放射量）と断面方向の一次元非定常熱伝導計算により，表面温度を算出する。表面温度は一日を通して対象モデルの全ての表面温度分布として得られる。尚，熱環境の計算は，梅干野らが開発した膜材の伝熱計算モデルを適用する。ここでは，膜材料を透過した日射は指向性のない均等拡散としている。また，膜材からの透過日射の膜下空間内における反射日射は、多重反射を考慮する。本報では，4 回反射とする。

Rhuman ( A) = a1δ s (
6

S

i =1

k =1

Ap
S human

6

S

S

i =1

k =1

k =1

I d δ di + ∑ Wi (ϕ i I si + ∑ C ik I rk + δ τi ∑ C ik I τk ))+ a 2 ∑ Wi (∑ C ik Lobject ( k ) + ϕ i Lsky (i ) )OUT − MRT = 4

R humanσ− 273 .15

S :メッシュ面の総数
i(下付) :微小立方体面番号
I d :直達日射輝度[W/㎡]
I si :天空日射輝度[W/㎡]
I ri :反射日射輝度[W/㎡]3）計算結果の可視化
計算結果は，通常の設計作業時に必要となる情報として，
昼光率や天空率等の設計要件や，評価に必要となる表面温度
分布を 3D-CAD モデル上に 3 次元画像で可視化する。また，
全表面温度から対象地域内の OUT-MRT 分布を求め，同様に可視化を可能にしている。ここで，人体モデルは微小立方体とし，重み付け係数を用いて人体の受ける放射量を算出する。

Iτi :透過日射輝度[W/㎡]

Lobject (k ) :長波長放射輝度[W/㎡]
Lsky(i ) :大気放射輝度[W/㎡]

(1)

(2)

Cik :形態係数

ϕ i :天空率

a1 :人体の日射吸収率[-]
a2 :人体の放射率[-]S human :人体の表面積[㎡]Ap :人体の有効放射面積[㎡]

Wi :重み付け係数[-]
σ :ｽﾃﾌｧﾝﾎﾞﾙﾂﾏﾝ定数[W(㎡･K4)]

δdi :1のとき，直達日射授受する。0のとき直達日射授受しない

δ S :1のとき，日射を考慮する。0のとき日射を考慮しないδ τi :1のとき，透過日射を考慮する。0のとき透過日射を考慮しない

26

2.2 透過日射を考慮した平均放射温度（OUT-MRT）の算出方法
OUT- MRT の計算方法は，微小立方体が受ける日射を考慮した放射量を計算し，式(2)により求める。
放射量の計算には，人体が受ける日射量（直達日射量，天空日射量，反射日射量，
透過日射量）の吸収分と放射量（大気放射量，地物からの長波長放射量）の吸収分を合計した値で，式(1)により求める。
また，人体の長波長放射量の放射率は 1.0，日射吸収率は 0.7とする。ここで，4.4 節で透過日射の違いによる OUT-MRTへの影響を比較検討するため，式(1)においてδS＝0，δτi＝0 の場合，長波長放射のみの平均放射温度（以下，MRT）を，
δS＝1，δτi＝0 の場合，透過日射以外の日射を考慮した平均
放射温度（以下，OUT-MRT(τ0)）を，δS＝1，δτi＝1 の場
合，透過日射を含む日射を考慮した平均放射温度（以下，OUT-MRT(τ)）を示す。

約 2.3km に位置しており，金属とスレート屋根を有するプラ
ットホームである。
3.2 実測期間における気象
ここでは，8 月 4 日の結果をもとに気象条件を設定する。

図 4 膜屋根の裏面温度 (12:21)

３．駅プラットホームの実測
本手法の計算結果を比較検討するため，著者ら 9)が実測調査を行った駅のプラットホームに着目する。ここでは，実測概要について述べるとともに，数値シミュレーションの計算
条件と実測結果について述べる。

図 5 膜屋根下の床面温度 (12:21)

3.1 実測概要
実測対象は神奈川県川崎市に位置しているＫ 駅の膜屋根を有するプラットホームである（図 2）。測定は外部気象とプ
ラットホームに分けられ，
外部気象は 2008 年 8 月 1 日から 8
月 4 日に 24 時間，プラットホームは 8 月 4 日の 10 時から 15
時 30 分連続測定を行った。また，膜下空間の太陽放射領域の短波長放射と常温域熱放射の長波長放射を中心に夏季の熱放射環境の特性を把握した。また，Ｋ駅はＭ駅の東北東の方角

図 6 屋根なし部の床面温度 (12:27)

実測地点
図 7 全球熱画像（13:44 気温 35℃，MRT37℃）

Ｋ駅

全景写真
℃

℃

図 2 実測対象 11)％

時刻

図 8 屋根裏面温度の日変化

W /㎡
℃

時刻

時刻

(b)水平面全天日射量(a)外気温，相対湿度
図 3 気象データ（T 棟）

時刻図 9 床面温度の日変化

27図 3 に外気温と相対湿度，水平面全天日射量の結果を示す。
尚，
風速については，
平均 0.5～1.0m/s 程度の微風であった。

N

3.3 実測結果
1) 長波長放射環境
膜屋根の裏面および膜屋根下の床面に着目した熱画像を図4，図 5 に示す。この結果から，12 時 21 分における膜の屋根
裏面温度は 39～40℃を示し，床面温度も 39～40℃であった。
また，屋根なし部の床面温度は膜屋根下に対して， 10℃程度
高い値であった（図 6）。
膜屋根下の床面から1.2mにおける13時44分の全球熱画像を図 7 に示す。ここで，熱画像から算出した平均放射温度(MRT)は 37℃であった。これは，外気温に比べると 2℃程度高い値であった。
2) 表面温度の日変化
図 8 に屋根裏面温度を，
図 9 に床面温度の日変化を示す。
屋根裏面は平均で 38.3℃，13 時 46 分で最大 42.2℃であり，屋根下床面は平均で 37.5℃，13 時 38 分で最大 40.7℃であった。また屋根なし床面は平均で 44.1℃，13 時 38 分で最大49.7℃であった。

図 10 計算モデルと構成部材
表 1 材料特性

４．数値シミュレーションによる計算結果と実測結果の比較
上述した実在街区にある駅プラットホームを対象に，膜材からの透過日射が膜下空間に形成する熱放射環境への影響を把握するため検討を行う。まず本予測手法により，多重反射を考慮した表面温度分布と MRT を計算し，実測結果と比較する。次に，膜材の日射透過率の違いによる OUT-MRT(τ)と OUT-MRT(τ0)を比較し，膜下空間の熱放射環境への影響
度合いを把握する。ここでは，実測日（8 月 4 日）の気象データ等を用いて膜構造建築物を含む街区全体を計算モデルとする。

表 2 膜材の光学特性

4.1 街区形状のモデル化
街区形状の計算モデルと構成部材を図 10 に示す。
計算モデ
ルは図2 の実測対象のプラットホームを含む 186m×286m の街区全体とする。街区は起伏のある地面に，低層から中層の建物が 7 種類，その他屋外通路や自転車置き場等のキャノピーがあり，その中央に長さ約 200m の 2 棟の駅プラットホームが並列している。
また，構成部材の材料特性を表 1 に示す。
ここで，計算領域において 40cm の均等メッシュ分割とし，メッシュ分割数は 474,609 であった。
ここで，透過日射を考慮した OUT-MRT(τ)を検討する上で，膜下空間への影響を考慮し，日射透過率が 0％と 15％の
2 つのケースについて検討する（表 2）
。

℃

W /㎡

時刻

図 11 気象条件

時刻

図 12 室温スケジュール

4.3 表面温度と MRT の計算結果と実測結果の比較
膜下空間を構成する部材の表面温度が最大となる 13 時 45分に着目し，
街区全体と膜下空間の表面温度分布を図 13 と図15 に示す。まず，周辺地物から膜下空間への放射の影響が大きい場所として，斜面緑地と建物 1，2，および地面に着目する。斜面緑地と建物の表面温度は 37～46℃程度，地面は 50～70℃程度であった。一方，膜屋根は直達日射が当たってい

4.2 気象条件と建物の室温スケジュールの設定計算に用いる気象データは，図 3 の屋根なし部の水平面全天日射量とK駅の膜下空間の外気温と相対湿度の実測結果を採用する。ここで，日射量は水平面全天日射量を直達日射成分と天空日射成分に分散する。直達日射量は Bouguer の式を，
天空日射量は Nagata の式により計算する（図 11）。また，外周建物の室温スケジュールを図 12 に示す。

28

屋根(膜材)37～40℃

屋根(アスファルト)
53℃

屋根なし部 (E)37.7℃

膜屋根下部 (F )建屋横 (G)

36.8℃
34.6℃

日向：38.6℃

屋根(鋼板)55℃(a) MRT
67.4℃

46℃

36℃

A
75.3℃

(b) OUT-MRT(τ0)
図 13 表面温度分布図（13:45）

67.4℃

49.7℃

膜屋根面
75.3℃

A
1.2m

(c) OUT-MRT(τ)

床面

図 17 OUT-MRT(13:45)

MRT：36.8℃

37℃

D

柵

38℃

Ｂ
C

建物 1
建物 2

50℃
アスファルト舗装

B：屋根裏面C：膜下床面
D：屋根なし床面

図 15 表面温度分布図（13:45）℃

計算値(a) 膜裏面温度（B 点）
℃
実測値

時刻

℃

4.4 透過日射が熱放射環境に与える影響
透過日射を考慮した膜下空間の熱放射環境への影響を確認するため， 13 時 45 分における OUT-MRT(τ)分布の計算結果を示す（図 17(C)）
。膜屋根からの透過日射の影響の大きいF 点で49.7℃，
建屋の影響を受けるG 点で37℃となっている。
一方，日向は 75.3℃であった。
この分布の形成要因を示すため，MRT（図 17(a)）の計算
結果と OUT-MRT(τ0)（ 図 17(b)）の計算結果を比較する。
長波長放射の影響を見ると，MRT が 31～38℃程度の範囲で分布しており，膜屋根からの影響の大きい F 点で 36.8℃，建屋の影響を受ける G 点で 34.6℃となっている。また，柱から
ホーム端部方向に，1～2℃程度上昇しており，温度変化が見られた。一方，日向で 38.6℃であることから，膜屋根の設置
により 2℃程度の低下がみられた。
日射透過率を 0 としたときの日射の影響を確認するため，
図 17 (b)の計算結果と比較する。
OUT-MRT (τ0)が 31～66℃
程度の範囲で分布していることがわかった。ここで，MRT の

実測値

時刻

N

る膜面温度は外気温より 5℃程度高い 40℃前後に上昇しているが，直達日射が当たらない膜面温度は外気温より 2～3℃高
い 37℃程度であった。また，床面の表面温度も膜面温度と同程度の値であった。ここで，本予測による計算結果の妥当性を確認するため，実測時の評価点（図 15 の B，C）の膜面温
度と床面温度の計算値と実測値を比較した結果を図 16 に示す。計算値は実測値と 0.5～2℃以内で一致している。また，床面から 1.2m の高さの全球熱画像による表面温度の計算結果（図 14）と実測結果（図 7）から計算した MRT は，37℃程度であった。

図 14 Ａ点における全球熱画像（13:45）

緑地斜面

37℃

計算値

(b) 床面温度（C 点）
図 16 表面温度の実測値と計算値の比較（日変化）29影響分を差し引くと，日射の影響により 0～28℃程度上昇しており，膜屋根からの影響の大きい F 点では 46℃（+10），建
屋の影響を受ける G 点で 36℃（+2）となっている。また，
ホームの南から北方向に向かい，6℃程度低下しており，温度変化が確認された。北側のホームでは，柱近辺で 4℃程度さらに低下している。一方，日向は 75.3℃（+37）であった。
透過日射の影響を確認するため，図 17(C)の計算結果と比較する。OUT-MRT (τ)が 31～68℃程度の範囲で分布していることがわかった。ここから OUT-MRT (τ0)の影響を差し引くと，透過日射の影響により 1～6℃程度上昇しており，膜
屋根からの影響の大きい F 点では 49.7℃（+4），建屋の影響を受ける G 点で 37℃（+1）となっている。また，ホームの南から北方向に向かい，7℃程度低下しており，温度変化が見
られた。

[謝辞]
本研究の一部は 2011 年度能村膜構造技術振興財団からの研究助成金を受けた成果である。ここに感謝申し上げます。
[参考文献]
1）東京駅八重洲口「グランルーフ」：東日本旅客鉄道株式会社，2013.7.2，http://www.jreast.co.jp/press/2013/20130701.pdf
2)山田昇，齋藤武雄，日射を考慮した都市空間の熱環境評価に関する研究，太陽エネルギー，№28, pp.65-70,2002
3)佐野武仁：大空間エアドームの夏季，中間期における垂直温度分布の実測と推定に関する研究, 日本建築学会計画系論
文集, No.472, pp.21-29, 1995.06
4) 佐野武仁：大空間エアドームの夏期の熱負荷の推定に関する研究, 日本建築学会計画系論文集, No.489, pp.37-46,
1996.115）梅干野晁, 浅輪貴史，中大窪千晶: 3D-CAD と屋外熱環境シ
ミュレーションを一体化した環境設計ツール，日本建築学会
技術 学術講演梗概集，p45-p48，2008‐56）梅干野晁,何江,小川俊輔,嚴泰潤,吉野達矢,親川昭彦：膜構造
建築物の半屋外生活空間に形成される夏季の微気候に関する実測調査,日本建築学会技術報告集 15(30), 505-510,
2009-067)梅干野晁,何江,中大窪千晶,矢ヶ部信吾,小川俊輔,嚴泰潤:膜
構造建築の生活空間の熱放射環境に関する実測調査と予測･評価,日本赤外線学会誌,第 17 巻 2 号,P40-47,2008.9
8)中大窪千晶，梅干野晁：屋外生活空間における空間形態や構成材料の違いを考慮した放射環境の数値解析,日本建築学会
環境系論文集 73(630), 957-964, 2008-08-30
9）吉野達矢,親川昭彦,梅干野晁：駅プラットホームの膜屋根下空間における夏季の熱放射環境に関する実測調査,膜構造研
究論文集 2008,第 22 号,2008
10)山村真司,梅干野晁,浅輪貴史:建築外部空間デザインの設計支援を目的とした熱放射環境の予測手法の開発, 日本建築学会計画系論文集(554), 85-92, 2002.4
11) Google Map：https://www.google.co.jp/maps/

５．結論
半屋外空間における膜構造建築物の熱放射環境を評価する
ため，透過日射を考慮した平均放射温度分布の算出が行える
数値モデルの改良を行った。その際，透過日射と多重反射を考慮し，実在する駅プラットホームを対象に，膜下空間に形成される熱放射環境の実測結果と本予測手法による計算結果を比較し，その精度を確認した。また，本実測対象を計算モ
デルとして，膜材料からの透過日射の違いによる膜下空間の熱放射環境に及ぼす影響について予測し，評価を行った。その結果，次のことがわかった。
1)2)

表面温度と MRT の計算精度を確認するため，実測値と計算値を比較した結果， 0.5～2℃以内で一致した。また，
床面から 1.2m の高さにおける全球熱画像の実測結果から算出した MRT と，計算結果から算出した MRT は同程
度の 37℃であった。したがって，本予測手法の表面温度と MRT の計算値は妥当であることが確認できた。
透過日射の違いが膜下空間の熱放射環境に与える影響を確認するため，長波長放射のみの平均放射温度と，日射透過率を 0 としたときの日射を考慮した平均放射温度を比較することで，その形成要因を分析した。その結果，
長波長放射(MRT)に対し，透過日射を 0 としたときの
OUT-MRT (τ0)は+1～28℃程度の影響があり，そこに膜材からの透過日射の影響を考慮したときの OUT-MRT(τ)は，さらに 1～2℃程度上昇することが分かった。以上より，透過日射が膜下空間の熱放射環境に与える影響が確認できた。

今後，熱放射環境に加え，人体の着衣量や温熱感を考慮した評価を行える設計手法を構築し，設計提案につなげて行きたい。

30

Simulation Method for Thermal Environment inside semi-outdoor space of Membrane Structuresin consideration of solar transmission-Comparison and verification of filed measurements and simulated values in the station platform with membrane roofs-

Akihiko OYAKAWA *1)
Tatsuya YOSHINO *2)
Akira HOYANO *3)SYNOPSIS
Authors investigated field measurements of thermal environment formed in a membrane structure with a semi-outdoor space in 2008.
In this report, thermal radiation environment formed under the roof space of the membrane structure by simulation based on fieldmeasurements is predicted and the evaluation method is described.
The first part of the paper describes the following findings from the measurement data: the solar transmission through the membranematerial had the greatest impact on the thermal environment in the living space under the membrane during the daytime; the mean radianttemperature at the central part of the living space was higher than the air temperature due to heat retained in the ground and walls ofsurrounding buildings. The calculation method for the mean radiation temperature distribution in consideration of solar transmission has
been improved.
In the second part of the paper, influence to give the membrane structure for field measurements to the thermal radiation environmentby the difference of the solar transmission of membrane materials using this predictive tool as a calculation model was predicted andevaluated.

*1）Research & Development Division, Taiyo Kogyo Corporation, Dr. Eng.
*2）Technical Research Center, Taiyo Kogyo Corporation, Dr. Eng.
*3）Professor, The Open University of Japan , Dr. Eng.

31

32

日射透過材料のための二点校正法による透過・反射率の測定法－日射透過率推定方法の適用－
吉野
親川
中田
酒井
梗

達矢*1
昭彦*2
貴之*3
孝司*4

概

建築物の光熱環境評価を行うために，材料の日射・可視光の透過・反射特性の把握が重要となる。この特性を把握するためには，一般的に分光光度計が用いられている。しかしながら，測定対象によっては，
分光光度計では測定が困難な場合や，評価が難しい場合がある。
既報では，高反射率塗料が塗布された材料（日射非透過材料）を対象とした日射反射率現場測定法（二点校正法）を拡張し，日射透過材料を対象とした二点校正法を提案し，日射透過率および日射反射率の測定を行い，分光光度計で測定した結果との比較から，測定方法の妥当性を示した。
本報では，既報において問題であった標準板を変更し，再度，妥当性を確認する。また，分光光度計
で測定が困難な材料について，日射反射率および日射透過率の測定を行った例を示す。

測を目的とし，日射透過材料用に拡張した二点校正法を提案した 5)。なお，本手法は 1)村田，酒井ら 4)の二点校正法を基本としている。2) 日射透過材料を測定対象とする場合，反射特性の違う 2 種類の裏面板を準備し，裏面板と測定対象を重ねて総合日
射反射率を測定する。裏面板反射率と総合日射反射率を2組み測定し，日射透過材料の日射反射率と日射透過率を同時に推定する方法である（以下，拡張された二点校正法と呼ぶ）。
本手法では，膜，ガラス，プラスチック，金属，緑化等，測定対
象の材質は問わない。また，分光光度計で測定が難しい形状（厚いものや凹凸，色，開口などが均質でないもの等）を対象としている。
既報 5)では，光学特性が既知な材料と測定対象を重ねた総合
日射反射率を二点校正法（図表では 2 point correction
method より 2-PCM）により推定し，本手法の妥当性を示した。
ただし，既報で使用した白色の標準板は正反射成分が他の材料に比べ大きいことがわかった。二点校正法は拡散性の高い材料を対象としており，正反射成分の高い材料では推定結果に差異が現れることがわかっている。そのため，推定結果のバラツキ
が大きくなったと考える。
そこで，本報では，1) 標準板を変更し，拡張された二点校正法を用いて，測定対象の日射反射率と日射透過率を推定する。
そして，推定結果の妥当性の確認を行う。2) 本手法を分光光度

はじめに
省エネルギーが注目される中，建築物の外皮の熱性能は重要である。熱性能には，熱貫流率や日射熱取得率がある。ここ
で，外皮が日射を透過する場合，日射熱取得率を算出するためにはその日射透過率および日射吸収率が必要となる。
日射透過率，日射反射率，日射吸収率は，JIS K 56021), JIS
R 31062), JIS Z 87223)などに基づき，分光光度計を用いて測定を行っている。しかし，分光光度計の仕様と光の拡散性を考えると，1) 測定可能な厚さには限度があり，2) 光束のサイズに対して，表面の凹凸，色，開口などの特性が均質ではない材料
については，測定は可能であるものの，その測定結果の評価が難しい。また，3) 試験機で計測するためには，切り取った試験片で行う必要があるため，現場での測定は困難である。
日射反射率の現場測定方法として，村田，酒井ら 4)の研究がある。これは，高反射率塗料を対象とし，反射率が違う 2 種類の平板を用いて測定対象の反射率を推定する日射反射率現場測定法（以下，二点校正法と呼ぶ）を提案し，妥当性を確認している。ここでは，日射透過がないものを測定対象としているため，
日射反射率を測定することにより，日射吸収率を得ることができる。しかし，ここで提案された方法だけでは，日射透過率を測定することはできない。
著者らは，分光光度計で光学特性の測定が困難な材料の計
1.

*1
*2
*3
*4

太陽工業株式会社 技術研究所 博士（工学）
太陽工業株式会社 開発企画部 博士（工学）
太陽工業株式会社 サービスエンジニアリング室
明治大学 理工学部建築学科 博士（工学）33*** 横浜国立大学工学部 建設学科 学生

SB[W2], SB[B]。ここで，Standard Board を SB とする。また，
写真を Fig. 2 に，特性を Table.1 に示す）を重ねて総合日射反射率[二点]（図表では Integrated R[2-PCM]）を推定する。この時の標準板を裏面板 BB[W2], BB[B] と 呼ぶ（ 図表ではBackside Board を BB）。3) 裏面板付き測定対象の総合日射反射率[二点]，裏面板の日射反射率[分光]（図表では R[spm]。
ここで，spmはspectrophotometerを示す），日射透過率[分光]（図表では T[spm]）と総合日射反射率の式を用いて，測定対象の日射反射率[推定]および日射透過率[推定] (図表では R[E],T[E]。ここで，E は Estimate を示す)を求める。

Fig. 1 Membrane (A)

拡張された二点校正法
二点校正法と本報で示す拡張された二点校正法の算出手順を示す。ただし，説明を簡単にするため，測定対象 X，標準板 I,
J，裏面板 K, L，裏面板付き測定対象 XK, XL の記号を用いて
説明する。
2.

2.1. 二点校正法
二点校正法の手順は以下の通りである。

Fig. 2 Membrane (M2) and SB[B]Pyranometer

1.

H=500mm

2.
1x1m

3.

Target for measurement
3x3m Standard board (Black)4.

Fig. 3 Outline of measurement

5.
6.

反射率の小さい標準板I と，反射率が大きい標準板 J を準備する。どちらも拡散性が高く，日射が透過しないことも条
件である。
標準板 I, J の日射反射率[分光]  I ,  J を分光光度計で計測する。
Fig. 3, 4 に示すように，標準板 I または J を中央において，
標準板および周辺の地物からの反射日射を下向きの日射量を計る。同時に，上向き日射量を計り，その比から日射反射率[実測] RI , RJ 求める
Fig. 5 に示すように，日射反射率[実測] RI , RJ と日射反射率[分光]  I ,  J より校正線を引く（校正線の傾きは形態係数φの逆数）
測定対象 X の日射反射率[実測] RX と校正線の交点を求
める
日射反射率[二点]  X （図表では R[2-PCM]）が推定値となる
4)から 6)を数式で表すと次式となる。

X J  I
RJ  RIRX 

RJ  I  RI  J J  RI

(1)

Fig. 4 Measurement for insolation reflectance2.2. 拡張された二点校正法
ここでは，総合日射反射率を求める式を用いて，二点校正法を拡張し，日射反射率と日射透過率を同時に求める。
まずは，総合日射反射率を考える。Fig. 6 に示すように材料を2枚重ねた時の総合日射反射率 12 6) （図表ではIntegrated
R[measure]）は次式から得られる。

計で測定が困難な材料に適用した例を示す。
具体的には，1) 光学特性がわかっている膜材料(A)と膜材料(M2)（図表では Membrane (A)と Membrane(M2)）を対象とする(写真を Fig. 1, 2 に，特性を Table.1 に示す)。2) 測定対象（膜材料）の下に標準板(白 2)または標準板(黒)（図表では34

12 2
1－1 2

ρJ(2)
ρ：Solar reflectance R[spm]12  1 

なお， i , i は i 枚目の材料の反射率，透過率であり，1 枚目
は測定対象を，2 枚目は裏面板を意味する。
拡張された二点校正法の手順は次の通りである。
1.
2.

反射率および透過率が既知な裏面板 K, L を準備する。
測定対象 X の下に裏面板 K を挟んで裏面板 K 付き測定
対象 X の総合日射反射率[実測]  XK を，同様に，裏面
板 L 付き測定対象 X の総合日射反射率[実測]  XL を求める。

 XK  XL 

3.

J  I
RJ  RIJ  I
RJ  RI

RXK 

RXL 

ρI
RX

RJ

R：Solar reflectance R[measure]Fig. 5 Conceptual figure of 2 Point Correction Method4)

12Integrated insolation reflectance

1st layer : 1 ,1 , 1

(3)

1

Integrated insolation absorptance

2nd layer : 2 , 2 , 2

2
 12

裏面板付き測定対象の総合日射反射率[二点]  XK ,
 XL と裏面板の日射反射率[分光]，  K ,  L を次式に代入
し，連立方程式を解くことにより，測定対象の日射反射率[二点]  X および日射透過率[二点]  X を求める。

 XK   X 

slope：1/φρX

RI

RJ  I  RI  J J  RI
RJ  I  RI  J J  RI

Solar reflectance R[2-PCM]

Integrated insolation transmittanceIntegrated insolation absorptanceFig. 6 Integrated insolation reflectance of 2 layer
insolation transmissivity materials

 X 2 K
1－ X  K

率[分光]，日射透過率[分光] （図表では R[SPM], T[SPM]）を
Table 1 に示す。前報で使用した標準板(白)は正反射成分が多かったため，本報では，別の白い材料を標準板(白 2, Fig.5)（SB[W2], Fig.6）として用いている。なお，重価係数は JIS K
56025)を，分光光度計は日本分光社製 V-570 を用いた。

(4)

 2
 XL   X  X L
1－ X  L
測定概要
2012 年 4 月 2 日 11:30～12:35 に，大阪府枚方市（北緯34.8°, 東経135.7°）にて，測定を行った。測定時間帯は太陽高度が 59~60°で，水平面日射量が700～930W/m2 の好条件で測定することができた。
Fig. 3 に測定概略を，Fig. 4 に測定風景を示す。設置場所の違いの影響を減らすために 3m 角の標準板(黒)を広げ，その中央部に 1m 角の測定対象を設置した。測定対象の中央から500mm 上部において，上下水平面日射量の測定を１分間行う。
この日射量の比の平均値から測定対象の日射反射率[実測]（図表で は R[measure] ） を求め る 。 日射計は英弘精機社製
MS-602 を用いた。
標準板と膜材料について，分光光度計で測定した日射反射
3.

35

4.

膜材料の日射反射率と日射透過率の推定

4.1. 総合日射反射率の推定
まず，標準板(白 2)と標準板(黒)の日射反射率[実測]と裏面板付き膜材料(A), 裏面板付き膜材料(M2)の総合日射反射率[実測]（図表では Integrated R[measure]）の測定結果を Table 2に示す。式(1)を用いて総合日射反射率[二点]（図表ではIntegrated R[2-PCM]）を求める。その結果を Table 3 に示す。
分光光度計で求めた日射反射率[分光]（図表では R[spm]）を用いて求めた総合日射反射率[分光]（Integrated R[spm]）と比較する。その結果，推定した値の差は最大でも 1.1 ポイントであり，十分な精度で得られた。

Table 1 Insolation R[SPM] and Insolation T[SPM]
TargetInsolation R[spm]Insolation T[spm]SB[B], BB[B]

4.1%

0.0%

SB[W2], BB[W2]

70.2%

0.0%

Membrane (A)

65.2%

11.4%

Membrane (M2)

77.3%

12.9%

Table 3 Integrated R[2-PCM] and Integrated R[spm]TargetMembrane (A)/ BB[B]
Membrane (A)/ BB[W2]
Membrane (M2)

Table 2 Insolation R[measure] and Integrated R[measure]/ BB[B]of membranes with backside board

Membrane (M2)

SB[B]

2.1%

SB[W2]

47.2%

Membrane(A) / BB[B]43.9%/ BB[W2]

Integrated

Integrated

R[2-PCM]R[spm]

65.5%

65.3%

0.2%

66.2%

66.9%

-0.7%

78.5%

77.4%

1.1%

80.9%

79.8%

1.1%

diff

R[measure]
Table 4 R[E] and T[E] of membrane
Membrane (A)Membrane

Integrated

Membrane (A) / BB[W2]44.3%

R[measure]Membrane (M2) / BB[B]

52.7%

R[E]

65.5%

78.4%

Membrane (M2) / BB[W2]

54.3%

T[E]

7.2%

12.4%

R[spm]

65.2%

77.3%

T[spm]

11.4%

12.9%

Difference of R

0.3%

1.1%

Difference of T

-4.2%

-0.5%

Table 3 Integrated R[2-PCM] and Integrated R[spm]TargetMembrane (A)/ BB[B]
Membrane (A)/ BB[W2]
Membrane (M2)
/ BB[B]
Membrane (M2)
/ BB[W2]

Integrated

Integrated

R[2-PCM]R[spm]

65.5%

65.3%

0.2%

66.2%

66.9%

-0.7%

78.5%

77.4%

1.1%

80.9%

79.8%

1.1%

diff

(M2)

5.1. 装飾ネット
装飾ネットは装飾・目隠し・木陰を目的とした葉っぱを模したもので，色は 2 種類ある。装飾ネット（緑）と（図表では Decorative
net(Green), Fig. 7）と装飾ネット（白）（図表では Decorativenet(White), Fig. 8）である。どちらも，布に切れ目があり，面の向きは不規則で，かつ，開口も存在する。 なお，装飾ネット（緑）は濃い緑（Dark Green）と薄緑(Light Green)の 2 種類の色が使われており，表と裏で違う模様となっている。
測定対象の大きさが 1m 角より大きいため，標準板の反射率
測定は Fig. 10 に示すように測定対象の上に乗せて総合日射反射率の計測を行った。膜材料と同様に，2 種類の裏面板と総合
日射反射率の式を用いて得られた測定結果を Table 6 に示す。
装飾ネット（緑）の日射透過率の推定値は 40.9%となった。装飾ネットの水平面積から求めた開口率がおおよそ 40%であることから，十分に推定できていると言える。
同様に，装飾ネット（白）の日射透過率の推定値は 42.4%であり，装飾ネット（緑）と同様に十分に推定できていると言える。

4.2. 膜材料の日射反射率と日射透過率の推定
Table 3 の裏面板付き膜材料の総合日射反射率[二点]（図表では Integrated R[2-PCM]） 12 と Table 1 の標準板の日射反射率[分光]（R[spm]）  2 を式(2)に代入し，繰り返し計算により，膜材料の日射反射率[推定] 1 （図表では R[E]）および日射透過率[推定]  1 （図表では T[E]）を求める。その結果を Table 4 に示す。分光光度計の測定結果と比較すると，日射反射率が大き
く，日射透過率が小さい結果となった。最大 4.2 ポイントの差があるが，十分な精度で推定できた。
適用例
本手法を分光光度計で測定が困難な材料に適用する。対象
材料は装飾ネット（Fig. 7, 8）と太陽電池パネル（Fig. 9）とする。
5.

5.2. 太陽電池
Fig.11 に示すように，太陽電池を設置して，日射反射率を推定した。その結果，日射反射率が 19.7%を得た。ここで，Fig. 9,
11 を見ると，鏡面反射成分がこれまで測定に使用した他の材料

36

Fig. 7 Decorative nets (Green)

Fig. 10 Measurement for insolation reflectanceof decorative nets

Fig. 8 Decorative nets (White)

Fig. 11 Measurement for insolation reflectanceof solar panels
Fig. 9 Solor panel

Table 5 R[E] and T[E] of Decorative nets and Solar panelに比べて大きい。二点校正法は日射について，拡散反射性の高い材料を対象とした測定方法であるため，ここで得られた値の信頼性は低いと考えられる。
太陽電池のような正反射成分が大きい材料を対象とする場合の計測方法が必要となる。
まとめ
本報では，分光光度計で測定が困難な材料の光学特性を計測することを目的に，日射透過材料用に拡張された日射反射率
現場測定法を用いて，日射反射率と日射透過率を推定した。その結果，日射条件が良好であれば，十分な精度で，推定することが可能であることが確認できた。また，分光光度計で測定が困難な材料である装飾ネットおよび太陽電池パネルの測定を行った。その結果，装飾ネットのような材料の場合，本手法で推定可能であることを確認した。一方，太陽電池パネルは測定が可能であるものの，その測定結果の妥当性については，確認できていない。
そこで，太陽電池パネルのような鏡面反射特性を有する材料の測定方法について，今後，検討を行う予定である。

R[E]

T[E]

Decorative nets(Green)

9.2%

40.9%

Decorative nets(White)

42.0%

42.4%

Solar panel

19.7%

0.0%

6.

参考文献
1) JIS K 5602:2008：塗膜の日射反射率の求め方，日本工業標準調査会，2008 年 9 月 20 日
2) JIS R 3106:1998：板ガラス類の透過率・反射率・放射率・
日射熱取得率の試験方法，日本工業標準調査会，1998 年
3 月 20 日
3) JIS Z 8722:2009：色の測定方法―反射及び透過物体色，
日本工業標準調査会，2009 年 3 月 20 日
4)村田泰孝，酒井孝司他：高反射率塗料施工面の日射反射
現場測定法に関する研究－標準板二点校正法の提案および水平面における精度確認－，日本建築学会環境系論文集，第 73 巻，第 632 号，pp.1209-1215，2008 年 10 月

37

5)

吉野達矢，親川昭彦，中田貴之，酒井孝司：日射が透過す

6)

る材料を対象とした二点校正法による透過・反射率の測定

田中俊六，武田仁，岩田利枝，土屋喬雄，寺尾道仁：最新
建築環境工学[改訂 3 版]，pp.203，2006 年 3 月

に関する研究 日本膜構造協会 膜構造研究論文集 2011，
No.25，pp. 65-71，2012 年 3 月

Measurement methods of transmission-reflection coefficient
Based on the 2 Point Correction Method- Applying Insolation transmission index estimation method -Tatsuya Yoshino *1)
Akihiko Oyakawa *2)
Takayuki Nakata *3)
Koji SAKAI*4)SYNOPSIS
In order to evaluate thermal and daylight environment of a building, it is important to understand the reflection andtransmission properties of the materials and solar radiation and visual light. In general, spectrophotometric method
is used for that. However, depending on tested materials, in some situation it is difficult to use spectrophotometer
method in measuring which makes evaluation difficult.
In previous paper, “radiation-reflection ratio in location measuring method” (2 Point Correction method) used formaterials insolated with high reflection index material (insolation non-transmission material) is expanded,suggesting it for insolation transmission material, carrying measurement of insolation transmission index (coefficient)and reflection transmission index (coefficient), comparison with results measured using spectrophotometer showed
the validation of the measurement method.
In this paper, we change the standards, which was a problem for previous paper, and again, we confirm thevalidation. Also for materials which are difficult to measure using spectrophotometer, examples of insolation reflection
coefficient and insolation transmission coefficient are provided.

*1） Technical Research Center , Taiyo Kogyo Corporation, Dr. Eng.
*2） Research & Development Division, Taiyo Kogyo Corporation, Dr. Eng.
*3） Service Engineering Section, Taiyo Kogyo Corporation*4） Prof., Department of Architecture, Meiji Univ., Dr. Eng.

38

可視光応答型光触媒を利用した膜材料の抗菌・抗ウイルス性に関する研究―PVC 膜材料に含有された添加剤が抗菌・抗ウイルス性へ与える影響―
塩澤 優樹*1
齋藤 徳良*2
豊田 宏*1
梗 概
抗菌・抗ウイルス性を有する新しい PVC 膜材料を開発するために、可視光応答型光触媒を表面にコーティングした。PVC 膜材料は様々な添加剤を含んでおり、これらのブリードアウトによって抗菌・抗ウイルス性が低下することが懸念される。本研究では、PVC 膜材料に含まれる添加剤が抗菌・抗ウイルス性へ与える影響を調べた。ガラス基材と PVC 基材に可視光応答型光触媒をコーティングし、それを試料とした。試料の抗菌・抗ウイルス性の初期特性、耐湿度試験による性能の持続性を比較し、また水接触角を測定した。PVC 基材で作製した試料の抗菌性は、ガラス基材よりわずかに初期性能が低下し、また耐湿度試験による経時的な低下が認められた。一方、抗ウイルス性はほとんど低下しなかった。また、光照射時の光触媒の親水化速度が低下した。よって PVC 基材に含まれる添加剤が、可視光応答型光触媒の活性および抗菌性を低下させることがわかった。
ェクト」において、高感度光触媒材料が開発された[11, 12]。
我々は、NEDO 事業で開発された抗菌・抗ウイルス性を有する可視光応答型光触媒をPVC 膜材料の表面にコーティングした。これまでに銀系化合物などによる抗菌性を有す
る膜材料は存在するが、抗ウイルス性を有する膜材料はな
い。
しかしながら、可視光応答型光触媒をコーティングした
PVC膜材料はPVC膜材料中の添加剤のブリードアウトの影
響を受け、抗菌・抗ウイルス性の低下が懸念される。
そこで本研究では、PVC 膜材料に含まれる添加剤が抗菌・抗ウイルス性へ与える影響を評価した。基材にはガラ
ス板と PVC 膜材料を用い、それぞれに可視光応答型光触媒
をコーティングし、抗菌・抗ウイルス性の初期特性および耐湿度試験による性能の持続性を評価した。また、光照射
時の水接触角を測定した。

はじめに膜構造建築物やテント倉庫などに使用される膜材料は、
ポリエステル繊維織物に軟質塩化ビニル樹脂(PVC)がコー
ティングされているものが多い。この PVC には、安定剤・可塑剤・難燃剤などの添加物が含まれる。これらは使用中に表面にブリードアウトし、汚れ物質を吸着する為に汚れやすくなる[1-4]。解決策として幾つかの防汚対策が報告されている[5, 6]。なかでも豊田らは膜材料の防汚性を向上す
る為に、酸化チタン光触媒膜材料を開発し、優れた防汚性について報告している[7, 8]。
酸化チタン光触媒は 380nm 以下の紫外光が照射されると、有機物に対して酸化・還元反応をもたらし、また超親水化
する[9, 10]。そのため、付着した有機物汚れを分解することができ、さらに雨水で汚れを洗い流すセルフクリーニング機能を有するため、屋外用途の外装材などに利用されている。
一方、内装材としての膜材料の利用が広がりつつある。
天井材に利用すると、地震等による天井部材の落下防止効
果があるため、需要が増えている。そのため、膜材料へ新しい機能を付与することを目的に、可視光応答型光触媒に着目した。酸化チタン光触媒は紫外光にのみ応答するため、紫外線の少ない室内では酸化チタン光触媒の機能が充分に発揮できず、室内用途へは広く普及していない。そのため、可視光でも利用可能な新しい光触媒が求められ続けてきた。
そして NEDO 事業「循環社会構築型光触媒産業創成プロジ
1.

2. 実験試料ならびに試験方法
2.1. 試料
基材には、ガラス板（厚さ 2mm）および PVC 膜材料（基布：ポリエステル、コーティング材：PVC、厚さ 0.5mm））を用いた。これらの基材表面に可視光応答型光触媒をコー
ティングし、100℃で 15 分間乾燥し、試料とした。可視光
応答型光触媒は、NEDO 事業「循環社会構築型光触媒産業
創成プロジェクト」にて開発された銅系化合物修飾酸化チ
タン光触媒(Cu/TiO2 系光触媒)を用いた[13]。図 1 に試料の構*1 太陽工業株式会社 技術研究所*2 太陽工業株式会社 研究開発本部
39

成図を示す。なお、基材と光触媒層の接着および、光触媒作用による基材への損傷を保護するために、基材の上に接着保護層を設けた[14, 15]。

た（ガラス基材の不活化度－PVC 基材の不活化度）。また、
図 2 および 3 に大腸菌および黄色ぶどう球菌に対する抗菌性、図 4 にバクテリオファージ Qβに対する抗ウイルス性を示す。これらの図表に示す不活化度は、生菌数およびウ
イルス感染価の減少度（N/N0）の－log 値を表す。
図 2 に示す大腸菌に対する抗菌性結果において、ガラス
基材の明条件は、イニシャルの不活化度は 4.2 であり、耐湿
度 2w、4w の不活化度はともに 4.3 であった。よって耐湿度試験後でもイニシャルと同等の抗菌性であった。しかしながら、暗条件では、イニシャルの不活化度は 4.2 であるのに対し、耐湿度 2w、4w の不活化度はそれぞれ 2.7、1.1 であり、耐湿度試験による経時の抗菌性低下を確認した。
一方 PVC 基材の明条件は、イニシャルの不活化度は 3.6であるのに対し、耐湿度 2w、
4w の不活化度はそれぞれ 1.1、0.5 であった。また暗条件は、イニシャルの不活化度は 3.0であるのに対し、耐湿度 2w、4w 後の不活化度はそれぞれ
1.9、0.4 であった。従って PVC 基材は、イニシャルの明・
暗条件ともにガラス基材より抗菌性が低下しており、更に耐湿度試験による経時の抗菌性低下を示した。
図3 に示す黄色ぶどう球菌に対する抗菌性結果において、ガラス基材の明条件は、イニシャルの不活化度は 4.2 であり、耐湿度 2w、4w の不活化度はそれぞれ 4.0、4.2 であった。
また暗条件は、イニシャルの不活化度は 4.2 であり、耐湿度
2w、4w の不活化度はそれぞれ 3.4、4.2 であった。暗条件において、耐湿度 2w はわずかに抗菌性が低下しているが、耐湿度 4w はイニシャルと同等の性能を確認したため、試料および測定のばらつきによるものと考えられる。よってガラス基材は明・暗条件ともに、耐湿度試験後もイニシャルと同等の抗菌性を確認した。一方、PVC 基材の明条件では、イニシャルの不活化度は 4.2 であるのに対し、耐湿度 2w、4w の不活化度はそれぞれ 1.5、0.8 であった。
また暗条件は、イニシャルの不活化度は 3.1 であるのに対し、耐湿度 2w、4w の不活化度はそれぞれ 1.7、0.6 であった。よって PVC
基材は明・暗条件ともに耐湿度試験による経時の抗菌性低下を示し、また暗条件のイニシャルにおいてもガラス基材
より抗菌性が低いことがわかった。
図 4 に示すバクテリオファージ Qβに対する抗ウイルス性結果において、ガラス基材の明・暗条件ともに、イニシ
ャル、耐湿度 2w、4w の不活化度はすべて 5.0 であった。また、PVC 基材の明・暗条件ともに、イニシャルの不活化度
は 5.0 であり、耐湿度 2w、4w の不活化度は 5.0～4.5 であった。よってガラス基材および PVC 基材は、耐湿度試験後もイニシャルと同等の抗ウイルス性を示し、経時の抗ウイル
ス性は低下しなかった。

Cu/TiO2 系光触媒
接着保護層
PVC 基材

ガラス基材

図 1 試料の構成図
2.2. 抗菌性試験
JIS R 1752：2013「ファインセラミックス―可視光応答型
光触媒抗菌加工製品の抗菌性試験方法・抗菌効果」に準拠
し、大腸菌および黄色ぶどう球菌に対する抗菌性試験を実施した。明条件において、光源は白色蛍光灯を用い、UV カ
ットフィルター（N-169）を用いて波長λ≧380 nm とした可視光を 1000 lx で 4 時間照射した。また、暗条件でも 4 時間の試験を行った。
2.3. 抗ウイルス性試験
JIS R 1756：2013「ファインセラミックス―可視光応答型
光触媒材料の抗ウイルス性試験方法―バクテリオファージ
Qβを用いる方法」に準拠し、バクテリオファージ Qβに対する試験を実施した。明・暗条件の試験条件は 2.2.と同様である。
2.4. 耐湿度試験
耐湿度試験は、30 ℃、90 %RH の恒温恒湿槽内にて、白色蛍光灯（全光）を試料表面の照度を 1000 lx に設定し照射し、2 週間および 4 週間経過後に試料を取り出し（以下、耐湿度 2w、耐湿度 4w と呼ぶ）
、その後 2.2 および 2.3 に示す
方法で試験した。
2.5. 水接触角測定
水接触角測定は、20 ℃、65 %RH の標準状態にて、白色蛍光灯（全光）を試料表面の照度を3000 lx に設定し照射し、任意の間隔で水接触角を測定した。また、光照射 630 時間
後に白色蛍光灯の電源を OFF にし、暗条件で 500 時間の水接触角を測定した。試料の大きさは 30 mm×70 mm である。
測定には、水接触角計 CA-X 型（協和界面科学株式会社）を用いた。試料表面に 1.8 μL の純水を滴下し、その水接触角を測定した。
3. 結果および考察
3.1. 抗菌、抗ウイルス性
試料のイニシャルおよび耐湿度 2w、4w の抗菌・抗ウイ
ルス性を測定した。表 1 にそれぞれの不活化度の数値を示
し、表 2 にはガラス基材と PVC 基材の不活化度の差を示し

40

表 1 菌とウイルスに対する不活化度
ガラス基材
対象

PVC 基材条件

イニシャル

耐湿度 2w

耐湿度 4w

イニシャル

耐湿度 2w

耐湿度 4w

明

4.2

4.3

4.3

3.6

1.1

0.5

暗

4.2

2.7

1.1

3.0

1.9

0.4

明

4.2

4.0

4.2

4.2

1.5

0.8

暗

4.2

3.4

4.2

3.1

1.7

0.6

バクテリオファージ

明

5.0

5.0

5.0

5.0

5.0

4.5

Qβ

暗

5.0

5.0

5.0

5.0

5.0

4.5

大腸菌
黄色ぶどう球菌＊不活化度は生菌数およびウイルス感染価の減少度（N/N0）の－log 値を表す
6

不活化度

5

表 2 ガラス基材と PVC 基材の不活化度の差
ガラス基材-明PVC基材-明ガラス基材-暗PVC基材-暗

対象
大腸菌

4
3

黄色ぶどう球菌

3.2

3.8

1.2

0.8

0.7

明

0

2.5

3.4

暗

1.1

1.7

3.6

0

0

0.5

0

0

0.5

バクテリオファージ

1

Qβ

暗

耐湿度2w

表 2 に示すガラス基材とPVC 基材の不活化度の差において、大腸菌対するイニシャルの不活化度の差は、明条件は0.6、暗条件は 1.2 である。耐湿度 2w では、明条件は 3.2、
暗条件は 0.8、また耐湿度 4w では、明条件は 3.8、暗条件は0.7 であった。同様に、黄色ぶどう球菌およびバクテリオフ
ァージQβに対する不活化度の差を算出し、
表2 に示した。
菌類（大腸菌および黄色ぶどう球菌）に対する不活化度の差において、イニシャルの明条件では、添加剤による影
響は大腸菌でわずかに認められ、黄色ぶどう球菌では認められなかった。また、イニシャルの暗条件では、菌の種類に関わらず添加剤の影響が認められ、菌の種類による程度の差は生じていない。
一方、耐湿度 2w、4w の明条件において、イニシャルよりも不活化度の差が増加している。また、黄色ぶどう球菌
よりも大腸菌の方が、不活化度の差が大きかった。同様に、暗条件でも添加剤の影響は認められるが、明条件よりは少ない。
これらの結果より、PVC に含まれる添加剤は、抗菌性を低下させる要因であると思われる。また耐湿度試験を行う
ことによって、抗菌性を大きく低下させた。この原因は明確でないが、次の事が考えられる。
1) 多湿環境にさらされ、Cu/TiO2 が加水分解する。
2) 湿度あるいはブリードアウトした添加剤により銅系化合物が変性する。
3) ブリードアウトした添加剤（特に添加量が多く撥水性の可塑剤）が細菌と光触媒層との接触を阻害している。
一方、どの基材でもバクテリオファージQβに対しては、添加剤の影響はほとんど認められなかった。

耐湿度4w

図 2 大腸菌に対する抗菌性
6
5
不活化度

0.6

暗

明

イニシャル

ガラス基材-明PVC基材-明ガラス基材-暗PVC基材-暗

4
3
2
1
0
イニシャル

耐湿度2w

耐湿度4w

図 3 黄色ぶどう球菌に対する抗菌性
76

ガラス基材-明PVC基材-明ガラス基材-暗PVC基材-暗

5
4
3
2
1
0
イニシャル

耐湿度2w

耐湿度 4w

明

2

0

不活化度

条件 イニシャル 耐湿度 2w

耐湿度4w

図 4 バクテリオファージ Qβに対する抗ウイルス性

41

60

した。また、耐湿度試験により経時的な抗菌性低下が認められた。一方、抗ウイルス性はほとんど低下しなかった。
また光照射時における光触媒の親水化速度の低下を確認した。よって PVC 基材に含まれる添加剤は、可視光応答型光触媒の活性および抗菌性を低下させることがわかった。

40

謝辞

100

OFF
水接触角 (°)

80

Light

ガラス基材
PVC基材

Dark

本研究の一部は、独立行政法人 新エネルギー・産業技術総合開発機構の「循環社会構築型光触媒産業創成プロジェクト」の一環として、東京大学の20

橋本研究室との共同研究で行われたものである。関係者の皆様に深く感謝の意を表します。

0
0

200

400

600
800
試験時間 (h)

1000

1200
参考文献

図 5 光照射時および暗条件下の水接触角1)豊田宏,米田順子, PVC 膜材料の汚れ付着に及ぼす色彩的効果―膜構造
用膜材料の汚れ評価に関する研究(その1)―, 膜構造研究論文集, 8, 119,3.2. 水接触角
図 5 にガラス基材と PVC 基材を用いた試料の光照射時および暗条件下における水接触角を示す。ガラス基材は、初期が約 90°、光照射 280 h 後に約 20°、光照射 340 h 後は10°以下まで低下し、超親水性を示す事がわかった。一方
PVC 基材は、初期が約 85°で、光照射とともに水接触角は低下し、光照射 630 h 後は 45°であった。
また、光照射した試料の暗条件下における水接触角を測定するために、光照射 630 h 経過後に白色蛍光灯の電源をOFF にした。ガラス基材の水接触角は、光照射で 10°以下まで低下し、その後、暗条件下で 500 h 後も 10°以下を維持していた。一方、PVC 基材においては、光照射で約 45°まで低下したが、暗条件下では徐々に高くなり、500 h 後に
約 55°に上昇した。
この結果より、異なる基材によって、親水化速度が異なるのは、PVC 基材に含まれる添加剤が徐々にブリードアウ
トし、光触媒の親水性能が低下していると考えられる。ゆえに、PVC に含まれる添加剤は光触媒活性を低下させることが認められた。しかし PVC 基材において、光照射を続けることで徐々に水接触角が低下し続け、また暗条件では水接触角が徐々に上昇した。そのため光照射時には光触媒の効果でブリードアウトする添加剤を分解あるいは変性させる可能性が期待できる。

1994
2)

豊田宏,山本拓也,多賀正,鳥居壮, 膜材料の汚れ評価における地域差および防汚処理の影響―膜構造用膜材料の汚れ評価に関する研究(その2)―, 膜構造研究論文集, 8, 125, 1994

3)

豊田宏,山本拓也, 膜材料の汚れに及ぼす暴露角度および構造―膜構
造用膜材料の汚れ評価に関する研究(その 3)―, 膜構造研究論文集, 8,
133, 19944)

豊田宏,鳥居壮, 膜材料の促進汚れ試験の検討―膜構造用膜材料の汚れ評価に関する研究(その4)―, 膜構造研究論文集, 10, 87, 1996

5)

豊田宏,鳥居壮,南宏和, 膜構造用材料の防汚性評価について, 日本建築学会大会学術講演梗概集, 10, 1985

6)

H.Toyoda, A Study on dirt-repellent of coated fabric, Proc.1st Cong. RILEM,
Versailles, 1444, 1987

7)

豊田宏,河村徹,鳥居壮, 酸化チタン光触媒を利用した新しい膜材料の防汚性評価―膜構造用膜材料の汚れ評価に関する研究(その5)―」, 膜構造研究論文集, 11, 69, 19978)

豊田宏,鳥居壮, 酸化チタン光触媒を用いた膜材料の防汚性及び耐久性評価―膜構造用膜材料の汚れ評価に関する研究(その6)―」, 膜構造研
究論文集, 12, 51, 1998

9)橋本和仁, 「最新光触媒技術と実用化戦略」, ビーケイシー, 2002

10)

安保正一, 「高機能な酸化チタン光触媒」, エヌ・ティー・エス, 2004

11)橋本和仁, 光触媒の考え方：環境浄化型光触媒と人工光合成型光触媒,
第19 回シンポジウム光触媒反応の最近の展開, 39, 16, 2012

12)

まとめ
本研究では、可視光応答型光触媒を用いた抗菌・抗ウイ
ルス性を有する新しい PVC 膜材料を開発するために、PVC
膜材料に含まれる添加剤が抗菌・抗ウイルス性へ与える影響を調べた。ガラス基材と PVC 基材に可視光応答型光触媒
をコーティングし、抗菌・抗ウイルス性の初期特性、耐湿度試験による性能の持続性を比較し、また水接触角を測定した。その結果、PVC 基材で作製したイニシャルの試料は、ガラス基材で作製した試料よりわずかな抗菌性低下を確認

黒田靖, 高感度光触媒材料の開発―NEDO「循環型社会構築型光触媒
産業創成プロジェクト」成果の実用化―, 第19 回シンポジウム光触媒

4.

反応の最近の展開, 39, 18, 2012

42

13)

黒田靖, 新規可視光応答型光触媒材料, 会報光触媒, 40, 4, 201314)

吉本哲夫, 「光触媒の基材表面への固定化法」, 工業材料, 45, 62, 199715)

藤嶋昭,橋本和仁,渡部俊也, 「光クリーン革命」, シーエムシー, 1997

STUDY ON THE ANTI-BACTERIAL AND ANTI-VIRUS PERFORMANCE OF MEMBRANE
MATERIAL COATED WITH VISIBLE-LIGHT-SENSITIVE PHOTOCATALYST-Effect of additives contained in the PVC coating of membrane material on the anti-bacterial and anti-virusYuki Shiozawa*1
Tokuyoshi Saito*2
Hiroshi Toyoda*1

SYNOPSIS
Visible-light-sensitive photocatalyst was treated onto the surface of PVC membrane material to develop the new material whichshows anti-bacterial and anti-virus performance. PVC membrane material contains various additives, and then their bleed-out mightcause the degradation of anti-bacterial and anti-virus performance.
In this study, we investigated the effect of additives contained in the PVC coating of membrane material on the anti-bacterial andanti-virus.
Glass plate and PVC membrane material were coated with visible-light-sensitive photocatalyst as samples. And samples werecompared by measuring both initial and durability performance by the moist exposure test, and water contact angle. In PVC sample,
performance of anti-bacterial was slightly lower than that of glass plate, and decreased with time of the moist exposure test,
however, performance of anti-virus did not degrade. And additives slightly inhibited hydrophilicity of the surface.
The additives contained in the PVC membrane material caused the degradation of the activity and anti-bacterial ofvisible-light-sensitive photocatalyst.
*1 Taiyo Kogyo Corporation Technical Research Center*2 Taiyo Kogyo Corporation Research and Development Division43

「膜構造研究論文集 2015」原稿応募規定
研究内容 ：膜 構 造 に 関 す る 学 術 ・ 技 術 に つ い て の 論 文 ・ 報 告 と し 、 未 発 表 の も の 。 た だ し 、 こ れ ま で 発 表された論文の展開、追加、詳細等、新しい内容が盛り込まれたものは可とします。

研 究 論 文 応 募 方 法 ：応 募 者 に 制 限 は な く 、 申 込 み 用 紙 に ア ブ ス ト ラ ク ト 数 行 程 度 を 書 き 、 膜 構 造 協 会 に ９ 月 ３ ０ 日までに申込んでください。申込みのあった方に本論文の執筆要領などを送付します。本論文の提出締切

２０１５年１２月１０日（木）研 究 論 文 査 読 方 法 ：研 究 論 文 は 協 会 に 設 け ら れ た 論 文 審 査 委 員 会 に よ り 査 読 を 行 い 、 採 否 を 決 定 し ま す 。
なお、査読を行わない、報告・記事の枠もありますので、この場合はその旨を明記の上ご応募
ください。
論

文

集 ：発 行 ２ ０ １ ６ 年 ３ 月 （ 予 定 ）著

作

権 ：掲 載 さ れ た 論 文 の 著 作 権 は 著 者 の 占 有 と し ま す が 、 協 会 は 編 集 出 版 権 を 持 つ も の と し ま す 。

論文集の配布方法

各 大 学 、研 究 所 の 他 、膜 構 造 に 関 係 の あ る 研 究 者 、設 計 者 及 び 関 係 各 位 に 無 料 配 布 を 行 な う 他 、希望者にも有料配布します。

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一般社団法人 日本膜構造協会 論文係
E-mail: ronbun@makukouzou.or.jp
Tel (03)3501-3535
Fax (03)3501-3548

一 般 社 団 法 人 日 本 膜 構 造 協 会

［日本膜構造協会出版物］
出

版

物

発行年

会員価格

非会員価格

消費税

膜構造建築物構造設計の手引き・計算例集

１９８９年

３５００円

３５００円

内税

空気膜構造の設備設計・維持保全指針

１９８９年

１０００円

１０００円

内税

膜構造建築物の維持保全指針・同解説“膜体等・鋼製部材編”

１９８９年

１５００円

１５００円

内税

膜構造建築物の補修技術指針・同解説－膜体等・鋼製部材編－

１９９１年

６０００円

６０００円

内税

膜構造－その現状と展望－

１９９０年

５０００円

５０００円

内税

富山県膜構造屋根

融滑雪・落雪実験報告書Ⅱ

１９９０年

２０００円

３０００円

内税

(社 )日 本 膜 構 造 協 会 試 験 法 標 準 「 膜 材 料 面 内 剪 断 剛 性 試 験 方 法 」

１９９３年

１０００円

２０００円

内税

Testing Method for in-Plane Shear Properties of Membrane Materials

１９９３年

２０００円

３０００円

内税

(社 )日 本 膜 構 造 協 会 試 験 法 標 準 「 膜 材 料 弾 性 定 数 試 験 方 法 」

１９９５年

１０００円

２０００円

内税

(社 )日 本 膜 構 造 協 会 試 験 法 標 準 「 膜 材 料 の 品 質 及 び 性 能 試 験 方 法 」 ２ ０ ０ ３ 年

３０００円

５０００円

内税

TEST METHODS FOR MEMBRANE MATERIALS(COATED FABRICS)-QUALITIESAND PERFORMANCES２００３年

５０００円

７０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ８ ７

１９８７年

２０００円

２０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ８ ８

（在庫切れ） １９８８年

２０００円

２０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ８ ９

（在庫切れ） １９８９年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ０

１９９０年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ １

１９９１年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ２

（在庫切れ） １９９２年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ３

（在庫切れ） １９９３年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ４

１９９４年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ５

１９９５年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ６

１９９６年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ７

１９９７年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ８

１９９８年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ９ ９

１９９９年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ０

２０００年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ １

２００１年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ２

２００２年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ３

２００３年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ４

２００４年

３０００円

５０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ５

２００５年

４０００円

６０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ６

２００６年

４０００円

６０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ７

２００７年

４０００円

６０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ８

２００８年

４０００円

６０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 ０ ９

２００９年

４０００円

６０００円

内税

］
出

版

物

発行年

会員価格

非会員価格

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膜 構 造 研 究 論 文 集 １ ０

２０１０年

４０００円

６０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 １ １

２０１１年

４０００円

６０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 １ ２

２０１２年

４０００円

６０００円

内税

膜 構 造 研 究 論 文 集 １ ３

２０１３年

４０００円

６０００円

内税

開閉屋根を有する膜構造建築―構造設計手引―

１９９７年

２５００円

２５００円

内税

膜構造による小中（高）学校体育館屋根改修・新築の手引

１９９９年

３０００円

３０００円

内税

膜構造：その展開

２０００年

２０００円

２０００円

内税

膜構造研究レビュー２０００

２０００年

７０００円

９０００円

内税

膜構造の建築物・膜材料等の技術基準及び同解説

２００３年

３５００円

３５００円

内税

「まちなか施設」デザイン提案作品集

２００７年

１５００円

１５００円

内税

膜構造建築物の維持保全マニュアル

２００８年

８０００円

１２０００円

内税○在庫切れのものについては、（社）日本膜構造協会にご相談下さい。

膜構造研究論文集 2014
２０１５年３月発行
編集

一般社団法人 日本膜構造協会

発行

一般社団法人 日本膜構造協会〒 105-0001 東 京 都 港 区 虎 ノ 門 １ － １ ３ － ５
電 話 (03)3501-3535

FAX (03)3501-3548