20083

日本建築学会大会学術講演梗概集（北海道） 2022 年 9 月

多段階発破解体工法の発破間隔に関する数値解析的検証
正会員
同
多段階発破解体
衝撃荷重

発破間隔
キーエレメント指標○Jiang Ranmeng
磯部 大吾郎

折り畳み倒壊ASI-Gauss 法

1 序論
高度経済成長期に建設された中高層ビルがその耐用年数に近づき，解体の需要が一層高まっている．発破解体

𝐾𝐾𝐾𝐾から算出する平均値，𝐾𝐾𝐾𝐾𝑖𝑖,𝑗𝑗 は𝑖𝑖層の柱番号𝑗𝑗における𝐾𝐾𝐾𝐾，𝑁𝑁𝑖𝑖 は𝑖𝑖層に残存する柱数，𝜎𝜎𝑖𝑖2 は第𝑖𝑖層での𝐾𝐾𝐾𝐾の分散を示す．

を持つビルも短工期で解体できるが，現状の発破解体工

3 折り畳み倒壊方式による発破解体計画
3-1 数値解析モデル
解析モデルとして，図-1 に示す 10 層 3×3 スパンの鋼構法は専門家の経験に大きく依存しており[1]，周辺に被害造建物モデルを用い，全高は 40 m，階高は各層 4 m，幅おを及ぼす場合がある．先行研究[2]では，キーエレメントよび奥行きのスパン長は全て 7 m とした．柱部材と梁部材指標とその分散を用いて段発方式の発破解体計画を適用には中国基準の鋼材を使用した．柱部材には角形鋼管とすることで，解体効率と安全性を担保できることが示さ

して Q345GJ を用い，梁部材には H 形鋼として Q235C をれた．しかし，上記の研究は発破箇所の選定方法のみに用いた．各鋼材の物性値を表-1 に示す．

工法は他の工法に比べ解体コストが安く，大規模な構造

3-2 発破箇所の選定
折り畳み倒壊方式による発破解体を実現するため，3 段検討は行われていない．そこで本研究では，折り畳み倒壊を目指した多段階発破解体の発破間隔について検討し， 階の段発方式による発破解体を実施する．第 1 発破を先行発破，第 2, 3 発破を本発破とする．先行発破では，先行研
建物の上層部から下層部に衝撃荷重が作用した際の解体
究[2]を踏まえ，解析モデルを下層部（1~5層）と上層部効率と解体時の安全性の向上効果を検証する．なお，数（6~10 層）に分割し，それぞれの範囲での最下層におけ
値解析手法には ASI-Gauss 法[2]を用いた．
る𝐾𝐾𝐾𝐾の分散（𝜎𝜎12 と𝜎𝜎62 ）を大きくするように発破箇所を選2 キーエレメント指標定する．本発破の発破箇所の選定では，建物を特定の方2-1 キーエレメント指標(𝐾𝐾𝐾𝐾)向に倒壊させるために，偏った範囲の中から𝐾𝐾𝐾𝐾の大きいキーエレメント指標(𝐾𝐾𝐾𝐾 )とは，建物の強度に対する柱 1順に発破箇所を選定する．第 2 発破では上層部の左側 3/4本の寄与度を数値化したものである．発破による発破箇部分の中から発破箇所を選定し，第 3 発破では下層部の右所の第(𝑛𝑛 − 1)次選定までに選定された柱を除去した後の側 3/4 部分の中から発破箇所を選定する．
残存した建物の強度に対する𝑖𝑖層柱番号𝑗𝑗の寄与度は，第𝑛𝑛
3-3 発破間隔に関する検討
次選定では以下のように定義できる[3]．
解体効率を向上させるために，第 2 発破後に建物の上層
𝑛𝑛−1⁄(𝑖𝑖,𝐾𝐾𝐼𝐼=𝑃𝑃𝑃𝑃𝑗𝑗)(1)𝑛𝑛𝑖𝑖,𝑗𝑗
𝑛𝑛−1 𝐺𝐺 𝑛𝑛 𝐺𝐺部が下層部に与える衝撃荷重を評価し，本発破の時間間注目して解体効率を向上させており，衝撃荷重に基づく

ここで， 𝑛𝑛−1𝑃𝑃𝐺𝐺 は，発破箇所の第(𝑛𝑛 − 1)次選定までに選定した柱部材を除去した状態での建物の降伏限界荷重であ

表-1 鋼材の物性値る． 𝑛𝑛𝑃𝑃𝐺𝐺 (𝑖𝑖, 𝑗𝑗)は，任意の𝑖𝑖層内の柱番号𝑗𝑗を除去した状態でヤング率

降伏応力

[GPa]

Q235C
Q345GJ

鋼材の建物の降伏限界荷重である．

2-2 𝐾𝐾𝐾𝐾の分散先行研究[2]では，第 1 発破で建物を崩壊させずに突出して大きな𝐾𝐾𝐾𝐾を持つ柱を作り出し，第 2 発破で𝐾𝐾𝐾𝐾が大きい

[MPa]

ポアソン比

密度[kg/mm3]

206

2350.3

7.85×10-6

2063450.3

7.85×10-6

順に発破する手法が提案された．その際，最下層の𝐾𝐾𝐾𝐾の分散を大きくするように発破箇所として選定すると，解体効率と安全性が向上することが示されている．任意の第𝑖𝑖層における𝐾𝐾𝐾𝐾の分散は以下の式によって求められる[2]．
��� (𝑖𝑖) − 𝐾𝐾𝐾𝐾𝑖𝑖,𝑗𝑗 )2(𝐾𝐾𝐾𝐾
𝜎𝜎𝑖𝑖2 = �(2)𝑁𝑁𝑖𝑖𝑗𝑗��� (𝑖𝑖)は建物の任意の第𝑖𝑖層に残存する全ての柱のここで， 𝐾𝐾𝐾𝐾

Numerical Investigation on Blast Intervals in Multi-Stage
Explosive Demolition― 165 ―(a) 正面図
図-1 解析モデル(b) 平面図

図-2 軸力の評価点位置
JIANG Ranmeng, ISOBE Daigoro

隔について検討する．衝撃荷重は下層部の柱部材（図-2）に作用する軸力として評価する．第 2 発破までの発破解体解析を行った際の軸力推移と建物の崩壊挙動を図-3 に示す．その中で先行発破を-2.0 s，第 2 発破を 0.0 s（図内の(i)）に行っている．結果から，第 2 発破後には，上層部と下層部が接触する直前(ⅱ)，上層部が傾くことによって軸力が変化する．接触した際(ⅲ)には，瞬間的に大きな圧縮軸力が作用し，その直後(ⅳ)では大きく振動する．また，上層部の崩壊挙動がほぼ落ち着くまでの過渡領域(ⅴ)では，軸力の振動が比較的小さくなるが，不安定に推移する．
以降の定常領域(ⅵ)では軸力が小さく振動する．本稿では，以上で示した特徴的なタイミングを踏まえ，(ⅰ)第 2 発破と同時，(ⅱ)接触する直前，(ⅲ)接触した瞬間，(ⅳ)接触した直後，(ⅴ)定常状態に推移する過程と(ⅵ)定常状態で第 3 発破を実施し，崩壊挙動を比較した．
4 発破解体解析結果
第 2 発破後の経過時間と残存物高さの和の関係を図-4 に示す．ここで，残存物高さの和は，解体終了時の全節点の高さ方向の座標値を足し合わせた値を健全時の値で割って無次元化したものと定義する．解体終了時の残存物を構成する全節点の中で，建物の外周部から最も離れた位置の節点までの水平距離を健全時の建物の高さで割って無次元化したものを部材飛散距離と定義する．図-4 より，(ⅰ)，(ⅲ)，(ⅳ)の場合は，残存物高さの和が比較的小さいことが分かる．しかし，図-5 に示す第 2 発破後の経過時間と飛散距離の関係を見ると，(ⅰ)の場合は飛散距離が大きくなり，周囲への安全性が低いことが分かる．また，図-6に示す飛散距離と残存物高さの和の関係より，(ⅲ)と(ⅳ)の場合は，残存物高さの和を相当程度小さく抑えられると同時に飛散距離を短く抑えられていることが確認できる．
5 結論
本研究では，折り畳み倒壊を目指した多段階発破解体

造系論文集，第 82 巻，第 738 号，pp. 1213-1220, 2017.

図-3 評価点位置における軸力推移とその際の建物の挙動図-4 第 2 発破後の経過時間と残存物高さの和の関係の発破間隔について検討し，建物の上層部から下層部に衝撃荷重が作用した際の解体効率と解体時の安全性の向上効果を検証した．その結果，上層部が倒壊した後に下層部に接触する瞬間・直後に下層部を発破することで，図-5 第 2 発破後の経過時間と飛散距離の関係発破解体効率と安全性が向上することが確認された．
参考文献[1] Uenishi K, Takahashi H, Yamachi H, Sakurai S, PC-based
simulations of blasting demolition of RC structures,Construction and Building Materials, Vol. 24, pp. 24012410, 2010.
[2]

東健太，磯部大吾郎，キーエレメント指標に基づく建物の発破解体計画手法の開発，日本建築学会構造系論文集，第 83 巻，第 743 号，pp. 59-67, 2018.

[3]

大井康平，磯部大吾郎，キーエレメント指標を用いた火災時の建物の崩壊危険性予測，日本建築学会構*筑波大学大学院 システム情報工学研究群 大学院生**筑波大学 教授・博士（工）図-6 飛散距離と残存物高さの和の関係* Graduate Student, Univ. of Tsukuba** Professor, Univ. of Tsukuba, Dr. Eng.

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