ISSN 0285-3469

奥
村
組
技
術
研
究
年
報
No.50 2024

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

No.50
2024

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

奥村組技術研究年報 第 50 号の発行にあたって

奥村組の本格的な技術開発は、1963 年のシールド工法研究委員会の設置に始まります。
1965 年に大阪市住吉区に技術研究所を開設しました。1968 年にはかねて特許出願中であった日本初の泥水式シールド工法「OCMS 工法」の特許が成立し、シールド技術の開発が本格化します。1985 年に現在のつくば市に大型耐震実験棟を有した筑波研究所を開設しました。
その翌年に日本初の実用免震ビルとなる筑波研究所管理棟を完成させ、免震のパイオニアとなりました。1994 年には技術研究所を筑波に完全統合しました。技術研究年報は、各年度に完了した研究開発プロジェクトの成果を対外的に発行するもので 1975 年より発行しています。
この 50 年間の年報掲載論文を眺めるとかつては地下発電所構築や原子炉解体などの技術開発も行っていました。奥村組の技術開発への取り組みが時代の求めに応じて変わってきたことが分かります。
現在は、環境に配慮した持続可能で豊かな社会構築、自然災害リスクに対して強靭性のある社会実現、ロボットや AI を融合した安心して暮らせる社会創造等へ向けての大きな変革期にあります。当社規模のゼネコンでは、このような社会課題の解決に自社のみで対応するには限界があるため、オープンイノベーションによる連携が必要になります。
固定観念に縛られることなく常に変革して成長し続け、未来の建設現場・建設システム構
築を目指して挑戦し続けます。
2024 年 9 月
常務執行役員

技術本部長

岡田

章

技術研究所長 ごあいさつ

奥村組技術研究年報は、今回の発行で節目となる第 50 号を迎えました。1975 年の発刊以来、社会のニーズに応えるべく様々な研究開発を行い、その成果を形にして社会に還元してきました。関係各位のご指導・ご鞭撻の賜物であり、ここに厚く御礼を申し上げます。加えて、研究開発に携わってこられた諸先輩、技術を繋いできた研究員の努力に感謝します。
現在、地球規模での政治・経済・環境の様々な問題に直面し、建設業界においても、担い手不足と働き方改革に伴う生産性向上、カーボンニュートラルへの貢献、激甚化する自然災
害への対応など、待ったなしの課題を突き付けられています。新年早々に発生した能登半島
地震のような大災害は、災害国日本ではいつどこにでも起こり得るもので、一瞬にして日常の暮らしが失われることを改めて認識し、被害軽減と災害復旧の対策に全力で取り組み続
けなければならないことを技術者として痛感いたしました。
社会に大きな影響を有する建設業において、技術研究所に求められる役割も益々高度化、多角化してきています。有益な技術を迅速に開発するために、外部との協働によるオープン
イノベーションを積極的に進めていくのはもちろんですが、一方で、技術革新の基盤となるのは基礎的な研究開発であり、個々の研究者の専門性の追求・高度化も不可欠であると考えます。それぞれの尖った部分を噛み合わせることは難しいかもしれませんが、何らかのきっ
かけ・推進力による化学反応が生じたとき、社会に大きく貢献できる革新的な技術の創出に繋がるものと期待しています。
このような希望をエネルギーとして今後も研究開発に邁進してまいりますので、これからも変わりなくご支援を賜りますよう、よろしくお願い申し上げます。
2024 年 9 月
技術研究所長上寛樹

奥村組技術研究年報
目

No.50

2024 年

次

梗概 本文
■土木系■
（情報化施工）1． 差分計測システムによるインバート掘削の出来形管理.....................................................................

1

31

2

35

3

43

4

49

5

55

6

61

川澄悠馬・今泉克彦・松田顕吾・松本清志（構造）

2． Flexural Strengthening of Corrosion-damaged RC Bridge Piers Using
Ultra-High-Performance Concrete Layers : An Experimental Study........................................................

Biswas Rajib Kumar・Takashi Misawa・Takahiro Saito（安全管理）

3.

建設現場でのバイタルデータ取得方法の確立......................................................................................

－ヒューマンエラー軽減に向けたバイタルデータの活用－
麻生真司・山口治・大下和彦

■建築系■
（基

礎）

4． 高強度鉄筋を用いた場所打ちコンクリート杭工法の開発.................................................................

和田湧気・舟木秀尊・岸本（構

剛・山口敏和造）

5． 鉄骨を用いた基礎梁とパイルキャップの応力伝達機構に関する研究............................................

－部分架構試験体による性能確認－
山上聡・和田湧気・岸本

剛・反町

敦・岡

靖弘

（品質管理）

6． スラブ湿潤養生システムの開発................................................................................................................

－スラブ乾湿自動評価システムと散水設備との連携による省力化－
増田貴之・中村裕介

梗概 本文■環境系■（土壌環境）

7． 拡散溶出試験における有害物質溶出モデルの考案...............................................................................

7

67

8

73

9

79

－固相内拡散を考慮したモデルにおけるパラメーターの影響－
鈴木奨士・小河篤史・清水祐也（室内環境）

8． 自動制御エアカーテンシステムの開発...................................................................................................

－エアカーテンの吹出風向が熱遮断性能に与える影響に関する研究－
神長侑磨・岩下将也（生物多様性）9． MIG-seq 法を用いた希少植物（タチスミレ）の地域集団の遺伝的関係による保全策の検討............................................................................................................
白石祐彰

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

11...............................................................................................................................................

17.........................................................................................................................................................................

25........................................................................................................................................................

27

英文サマリー

社外発表報文一覧

表彰

学位論文要旨■表紙の写真■上段：辻調理師専門学校 東京（東京都小金井市）
中段：乙石川上流砂防堰堤群工事（福岡県朝倉市）
下段：GLP ALFALINK 流山 5&6（千葉県流山市）

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■土木系■（情報化施工）

差分計測システムによるインバート掘削の出来形管理
Differential Measurement System for Invert Excavation Control
川澄悠馬＊ 今泉克彦＊ 松田顕伍＊＊ 松本清志＊＊

Yuma Kawasumi, Katsuhiko Imaizumi, Kengo Matsuda, Kiyoshi Matsumoto

研究の目的
山岳トンネル工事のインバート掘削における出来形管理では、従来、掘削作業を中断して基準線からの下がりを複数断面
かつ、１断面当たり数点確認していた。そのため、計測箇所が限定的となるほか、作業の中断と計測人員が必要とされていた。そこで、計測時間の削減、計測人員の負担軽減、面的な出来形管理を目的として、計画断面と現状の出来形の差分を算出する「差分計測システム 」を開発した。

研究の概要
本システムは、事前に入力した計測範囲の 3 次元設計データ（以下、設計データ）と LiDAR により得られる 3 次元計測データ（以下、計測データ）の差分を算出し、モニタに図示する。本システムをバックホウに取り付けた場合の機器構成を図－１に示す。
計測に先立ち、事前準備として、施工断面の形状を入力した設計データを作成する。また、掘削範囲周辺にリフレクタ 4枚の設置を行う。設置後にリフレクタ中心の座標値をトータルステーションで測量し、その座標値をシステムへ入力する。
掘削作業では、従来のバックホウにより掘削を行う。掘削の進捗に伴い、掘削を一度停止し、本システムによる計測を開始する。
計測では LiDAR による掘削範囲の点群
データを得る。次に得られた点群データから 4
つのリフレクタを認識させる。設定した反射強度以上、かつ設定した大きさの範囲内の点群をリフレクタとして自動抽出する。自動抽出した
各リフレクタを表す点群の中心の座標値と事前に測量した座標値を自動で関連付ける。関連
付けた座標値から座標変換し、設計データと計
測データの差分値を算出する。図－２に本シス
テムによる出力結果例を示す。オペレータはモ
ニタ上にヒートマップで表示される掘削過不図－１ 本システムの構成
足の箇所を面的に把握することができる。
現場適用においては、トータルステーションによる測定結果（6 測点×7 回）を真値として、本システムの計測精度を確認した。なお、トー
タルステーションの測点近傍における点群の平均値を本システムの計測結果とした。この結果、鉛直方向における差の絶対平均は約 80mm
であり、出来形管理基準を満足した。計測時間
は、事前の準備作業で約 15 分、掘削を止めて行う計測に約 5 分を要した。従来の方法では、計測点数にもよるが 10~15 分程度要していたものが、掘削作業を殆ど止めることなく、効率的に面的な計測が可能となった。
図－２ 本システムによる出力結果例

研究の成果
本システムをインバート掘削の出来形管理に現場適用した結果、以下のことを確認した。
ⅰ．従来の限定的な計測に比べ、面的に出来形計測ができる
ⅱ．従来の計測方法に比べ、計測時間が短縮される
ⅲ．余掘り量の適正化のため鉛直方向の計測精度の向上が必要であるが、出来形管理基準を満足している＊

技術本部技術研究所土木研究グループ＊＊

東日本支社機電部-1-1-

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■土木系■（構造）

Flexural Strengthening of Corrosion-damaged RC Bridge Piers Using
Ultra-High-Performance Concrete Layers: An Experimental Study
Biswas Rajib Kumar＊ Takashi Misawa＊＊ Takahiro Saito＊

OBJECTIVES
Since bridges are important components of social infrastructure, it is necessary to restore the structural performance of RC piers damagedby corrosion without changing their original geometry. As a repair method for deteriorated RC piers, a cross-section repair method wasselected in which the cover concrete was removed and reinforced with UHPC layers containing steel fibers. The purpose of this study wasto verify the effectiveness of this method through experiments with combined axial and reverse cyclic loading.

OVERVIEWThe experimental investigation included five single-shaft RC bridge piers. The
details of the specimen can be seen in Figure 1. Case 1 was a reference or soundspecimen. Case 2&3 underwent an average of 10% rebar corrosion, Case 4&5
underwent an average of 15% rebar corrosion. Case 3&5 was strengthened with 50
mm thick UHPC layers. The 28-day compressive and tensile strength of UHPC was
143 MPa and 13.7 MPa, respectively, and the 28-day average compressive andtensile strength of the normal concrete was determined as 25 MPa and 1.7 MPa,
respectively. After the fabrication and curing of the test specimens, the accelerated
corrosion test was carried out. Corrosion damage was limited to a height of 600 mm
from the footing surface. The concrete covers in the corroded area were replaced withUHPC layers. The specimens were subjected to reversed cyclic loading with an axial
force of 160 kN. After the application of axial force, the specimens were subjected
to reversed cyclic loading with a drift ratio from 0.25% to 8%. Experimental resultsi.e., envelope curves of applied load vs displacement, ductility, and stiffness
degradation are shown in Figure 2.

Unit in mm

Fig 1: Specimen details
(a)

(c)

(b)

Fig 2: Experimental results (a) backbone curve (b) ductility (c) stiffness degradation

RESULTSThe experimental outcomes showed that reinforcement corrosion considerably reduced maximum load-carrying capacity (MLC). The MLCof the specimen with 15% rebar corrosion was decreased by 9.2%, compared to the reference specimen as can be seen in Figure 2(a).
However, the 15% corroded specimen strengthened with UHPC layers displayed superior structural performance, the MLC was increased
by 24% compared to the sound specimen. The ductility of Case 2&4 was reduced by 14% and 17% when the specimens were subjected to
10% and 15% rebar corrosion, respectively. Interestingly, ductility was reduced by only around 7% in the corroded specimens retrofittedwith UHPC layers as shown in Figure 2(b). The magnitude of the stiffness decreased with the increase in deflection as can be seen in Figure2(c). It can be noted that the corroded specimens strengthened with UHPC layers demonstrated remarkably higher stiffness than the soundand corroded specimens. For example, at the deflection level of 3.5 mm, the specimen with 10% rebar corrosion with UHPC layers
demonstrated more than 33% higher stiffness than the sound specimen and the specimen with 10% rebar corrosion.
＊

技術本部技術研究所土木研究グループ＊＊

技術本部技術研究所-2-2-

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■土木系■（安全管理）

建設現場でのバイタルデータ取得方法の確立－ヒューマンエラー軽減に向けたバイタルデータの活用－
Method for Acquiring Vital Sign Data at Construction Sites- Utilizing Vital Sign Data to Reduce Human Error 麻生真司＊ 山口 治＊＊ 大下和彦＊＊＊

Shinji Aso, Osamu Yamaguchi, Kazuhiko Oshita

研究の目的
建設現場での安全管理においては、設備・安全保護具等のハード面、教育・管理手法等のソフト面の対応が行われた結果、近年では死傷者数が低減したが、建設現場で発生する労働災害の多くはヒューマンエラーが関係しているとされる。
しかし、作業員の疲労や夏の暑熱環境が原因で生じるヒューマンエラーの傾向や対策を示した既往研究は少ない。ヒューマンエラーの防止対策としてバイタルデータ等を用いた傾向の把握と対策が有効と考えられるが、既往技術を建設現場で導入する場合、作業との関連、アラート発出の仕様や機器の管理、個人情報等の取扱方法、コスト面等の課題が多い。そこで本報では、バ
イタルデータ取得方法を確立することを目的とし、法的観点を踏まえたバイタルデータの取得方法と個人情報の取扱、建設現場で適用できる簡易で継続性のあるバイタルデータ取得方法の考案と現場適用の 2 点を検証した。

研究の概要
１．バイタルデータの取扱：バイタルデータ取得において考慮すべき法律や規則として、個人情報保護法、プライバシー/GDPR（EU 一般データ保護規則）、労働安全衛生法の 3 点が該当した。また、一部のバイタルデータ取得
機器・方法には、医師の医学的判断を伴う行為が含まれるため、医療・医薬

実施スキー
ムの明確化

□

具体的な利用目的について、特定/明確化されているか□

既存のプライバシーポリシーに対する抵触事項の有無を確認しているか□

データ提供者となる本人告知/説明機会の設定ができているか□

利用目的の範囲を超えた取り組みになっていないことを確認しているか□

利用目的を遵守の体制/手順を構築できているか□

同意取得方法の検討がなされているか□

同意依頼書が準備できているか（データ取得/第三者提供）□

第三者提供範囲の具体的な検討ができているか□D

個人情報保護に係る規程類と書式の検討/見直しができているか

□

社内体制

データ取扱者を対象とした説明会/研修等の実施を検討しているか□

苦情処理窓口/個人情報保護管理者の設置ができているか□

データ管理の委託要否の検討と、必要な委託契約ができているか□

委託する場合の個人情報保護法の対応ができているか□

個人情報保護法に基づく安全管理措置が実施できているか□

情報漏洩に伴う損害賠償の種類と規模感が特定できているか□

損害保険加入の判断と補償内容の評価ができているか

□

B

データの
利⽤⽬的

C
本⼈の
同意

リストを作成した（図－１）。
２．建設現場で適用できるバイタルデータ取得方法：既往のバイタルデータ取得技術を建設現場で試行した結果、課題として、デバイスのコンパクト化、
通信環境の整備・確実性、使用者（建設作業員）の理解促進の 3 点が明らかになった。そこで、簡易で継続性のある方法として、作業の前後に自身の体E

調をタブレットからアンケート式で入力する方法を考案した。主にスポーツ
選手のコンディション管理に用いられるアンケート型管理ツールを、建設現場用に改良して適用した（図－２）。
３．現場適用：管理ツールが建設現場で適用できるか判断するために、稼働結果

一次的なデータ取得主体が明確化されているか品医療機器関連の調査を加えて実施した。これらを整理し、運用の際に適切な対応が取れるよう、バイタルデータ活用における法的観点からのチェック

チェック項⽬

A

F

データ
管理

損害賠償
への対応

図－１ バイタルデータ活用チェックリスト

中の建設現場で試行し、測定の継続性・課題の抽出、測定結果の傾向の把握と改善案の 2 点の検討を行った。夏期の熱中症の早期発見や予防を行うた

身体的疲労感め、屋外の廃棄物処分場建設現場を選定し、本研究の趣旨を説明した上で同意を得た 20 名を対象として 8 月後半から 2 ヶ月半の期間で管理ツールを用

レンジスライダー

いた体調モニタリングを実施した。取得するデータは、身体的疲労（6 段階）、
精神的疲労（6 段階）、睡眠の質（4 段階）のような主観データ 3 項目や、睡眠時間、体重、水分摂取量のような定量的な客観データ 3 項目とした。
４．結果と考察：対象期間中の全設問に対するデータ入力率は 91.5%であり

精神的疲労感個人入力選択画面

体調データ入力画面

図－２ 管理ツール入力画面

継続性が確認できた。結果の傾向として、体重は全ての期間で減少し、その減少量は水分補給量が多い暑い期間より、気温が下がった期間でより顕著であった。その他、週末にかけて睡眠の質が降下する傾向や、疲労感が週末にかけて蓄積するが週の最終日には改善する傾向が見られた。しかし、いずれの結果も母数が 20 名と少なくばらつきが大きいため、今後のデータ蓄積と分析が必要な結果であった。

研究の成果
ⅰ．バイタルデータの取得方法、個人情報の取扱について法的観点を踏まえたチェックリストを構築したⅱ．現場で適用できる簡易かつ継続性のある方法としてアンケート形式による主観・客観データ取得方法の有用性を示した
ⅲ．測定結果の傾向を検証し、体調の維持や作業行動の改善をするには、更なるデータの収集が必要であることを確認した＊

土木本部土木設計部＊＊

東日本支社リニューアル工事部＊＊＊

西日本支社安全品質環境部-3-3-

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■建築系■（基礎）

高強度鉄筋を用いた場所打ちコンクリート杭工法の開発
Development of Cast-in-place Concrete Pile with High-strength Longitudinal Reinforcement

和田湧気＊ 舟木秀尊＊ 岸本 剛＊＊ 山口敏和＊＊＊

Yuki Wada, Hidetaka Funaki, Takeshi Kishimoto, Toshikazu Yamaguchi

研究の目的
近年、場所打ちコンクリート杭は、高支持力化や要求性能の向上により配筋が過密化傾向にあり、コンクリートの充填不良や杭主筋と基礎梁主筋の干渉など施工性の低下が問題となっている。これに対し、普通強度の鉄筋に代えて規格降伏強度が 590N/mm2、685N/mm2 の鉄筋（以下、高強度鉄筋）を主筋に用いることで、過密配筋の抑制による施工性の向上や、杭断面を小さくした設計による杭工事のコスト低減が可能になると考えられる。そこで、当社を含むゼネコン 9 社の共同で各種実験を行い、高強度鉄筋を用いた場所打ちコンクリート杭工法を開発した。

研究の概要
本開発では、高強度鉄筋を主筋に用いた場所打ちコンクリート杭の耐震設計手法の構築のため、規格降伏強度 685N/mm2の鉄筋を使用した実験を行った。本報では 3 種の実験について示す。
鉄筋の引抜き実験では、高強度鉄筋の安定液浸漬による付着性能への影響は見られないことや、コンクリートへの定着長さの評価法を確認した。重ね継手実験は、2 組の重ね継手をコンクリート中に埋め込み、鉄筋を引張加力する実験であり、図－１に示す鉄筋のひずみ分布などから高強度鉄筋同士の重ね継手長さの評価法を確認した。
次に、軸力比とコンクリート強度を主なパラメータとした杭体の構造実験を行った。構造実験は全 5 体の試験体で行い、いずれも杭径 600mm、杭体部分の長さ 2,700mm である。加力装置の概要は図－２に示す通りであり、逆対称モーメントが生じるよう正負繰り返し加力を行った。杭体脚部の最終破壊状況の例として、Fc=60N/mm2 で軸力比 0.4（圧縮）とした試験
体 No.4 を写真－１に示す。また、杭体の曲げモーメント M と曲率φの関係（以下、M－φ関係）について、各試験体の実験結果と解析結果の比較を図－３に示す。図より、いずれの試験体も高い変形性能を有していることが確認でき、解析により M－φ関係を概ね評価できることを確認した。
載荷梁

試験体
(＋)
せん断力
ジャッキ（2台）
軸力ジャッキ

軸力ジャッキ図－２ 加力装置の概要

600

1400
1200

No.5 実験結果（Fc30、軸力比－0.2）

400No.1 実験結果（Fc30、軸力比－0.1）

300
200

No.1 断面解析

100

0.02

0.04

0.06

曲率φ (1/m)

0.08

No.4 実験結果（Fc60、軸力比0.4）No.3 実験結果（Fc30、軸力比0.4）No.2 実験結果（Fc30、軸力比0.2）

1000
800
600
400

No.2 断面解析
No.3 断面解析

200

No.5 断面解析
0

曲げモーメントM (kNm)

曲げモーメントM (kNm)

5000

写真－１ No.4 最終破壊状況

0.1

0No.4 断面解析
00.02（a）引張軸力の試験体

図－１ 重ね継手実験の鉄筋のひずみ分布

0.04

0.06

曲率φ (1/m)

0.08

0.1

（b）圧縮軸力の試験体

図－３ 構造実験の結果と解析結果の比較

研究の成果
高強度鉄筋を主筋に用いた場所打ちコンクリート杭の耐震設計手法を構築するための以下の知見を得た。
ⅰ．高強度鉄筋が安定液に浸漬されることによる付着性能や重ね継手の力学的性能への影響は見られず、日本建築学会「鉄筋コンクリート構造計算規準･同解説」をもとに安全側に評価することができる
ⅱ．杭体の損傷過程や M－φ関係より、杭体は高い変形性能を有している
ⅲ．平面保持を仮定した断面の曲げ解析により、終局限界状態まで杭体の M－φ関係を概ね評価することができる＊

技術本部技術研究所建築研究グループ＊＊

技術本部技術研究所企画・管理グループ

-4-4-

＊＊＊

西日本支社建築設計部

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■建築系■（構造）

鉄骨を用いた基礎梁とパイルキャップの応力伝達機構に関する研究－部分架構試験体による性能確認－
Mechanism of Stress Transmission Between Steel Frame Foundation Beams and Pile Caps
- Confirming Performance Using Partial Frame Test Specimens 山上 聡＊ 和田湧気＊ 岸本 剛＊＊ 反町 敦＊＊＊ 岡 靖弘＊＊＊＊

Satoshi Yamagami, Yuki Wada, Takeshi Kishimoto, Atsushi Sorimachi, Yasuhiro Oka

研究の目的
上部構造が鉄骨造の建物では、基礎梁を鉄筋コンクリート造とすることが一般的であるが、基礎梁を鉄骨造として設計できれば、躯体重量の削減による杭基礎のコストダウンや施工性の向上による工期短縮が期待できる。基礎梁を鉄骨造とする
ためには、地震時に杭頭に生じる応力を、パイルキャップを介して鉄骨基礎梁に伝達する必要があり、その応力伝達機構を実験等により明らかにする必要がある。
そこで、杭をパイルキャップに杭径と同じ長さ埋込ませる鉄骨基礎梁工法を考案し、部分架構試験体の構造実験を行い、耐力を確認した。

研究の概要
鉄骨基礎梁工法の概要を図－１に示す。本工法は、鉄骨造の基礎梁と既製杭およびパイルキャップの下部と上部で構成されている。パイルキャップ下部には杭頭が杭径と同じ長さ埋込まれている。杭頭曲げに対しては、杭頭補強筋と埋込みによるてこ作用で抵抗するが、杭頭補強筋は引張軸力が作用する場合を除いて省略できる。また、曲げ伝達のために、パイルキ
ャプ下部から鉄骨基礎梁を内包するパイルキャップ

柱

柱

スラブ

上部へ跨って曲げ主筋を配置し、上部へ定着する。パ
イルキャップ上部には S 梁を貫通させ、周囲をふさぎ板で覆っている。ふさぎ板は、S 梁のリブプレート

RC 梁

この工法の性能を確認するために部分架構試験体

パイル
キャップ

Q max(= 199kN)

↑設計値

100

50

50

-100
-150

20

40 -3 60 -40
R (×10 rad)R max = 30.1 ×10-3rad

↑設計値

既製杭

Q g (kN) 300

0-20 -50 0

20

-100

40 -3 60 -40
R (×10 rad)R max = 15.1 ×10-3rad

-150

ふさぎ板
曲げ主筋
せん断補強筋
既製杭

パイル
キャップ

開発⼯法（基礎梁 S 造）

Q max(= 255kN)

100

↓設計値

0
-20
0
-100
-200

Q max(= 151kN)

150

20

40
60 -40R (×10-3rad)R max = 30.1 ×10-3rad(c)K-3（十字、偏心有）

↓設計値

50
0
-20 -50 0

20

-100
-150
-200

-300

(b)K-2（十字、ボルト接合）

Q g (kN) 200

200
100

-200

-200

(a)K-1（十字、基準）

Q max(= 193kN)

150

100
0
-20 -50 0-40

Q g (kN) 200

S梁

図－１ 鉄骨基礎梁工法の概要

試験体は十字形 3 体、ト字型 1 体の計 4 体である。
150

杭頭補強筋

従来⼯法（基礎梁 RC 造）による構造実験を行った。実験結果を図－２に示す。

Q g (kN)200

上部下部に溶接又はボルト接合とすることができ、鉄骨部材にはメッキ処理が可能である。

スラブ40 -3 60
R (×10 rad)R max = 30.2 ×10-3rad(d)K-4（ト字、S 梁降伏）

図－２ 梁せん断力 Qg－層間変形角 R 関係

研究の成果
部分架構試験体による繰返し載荷実験を実施し、その荷重－変形関係、最大耐力、破壊状況から以下のことを確認した。
ⅰ．下部パイルキャップせん断破壊型の K-1～K-3 試験体では、杭頭補強筋、せん断補強筋、下部かんざし筋の降伏を伴い、杭前面に伸びる斜めひび割れが拡大し、杭前面部のせん断破壊によって最大耐力に至った
ⅱ．実験終了後に確認した上部パイルキャップは、ふさぎ板内においてひび割れの発生は確認されず、健全であった
ⅲ．ふさぎ板をボルト接合し、鉄骨部材をメッキ処理した K-2 試験体と基準試験体とを比較し、その影響は小さかった
ⅳ．杭偏心を考慮した K-3 試験体では、杭のパイルキャップへの埋込長さを杭径の 1.5 倍と長くし、主筋量を増すことで、
杭頭補強筋を加えなくとも杭からの応力をパイルキャップへ伝達できた
ⅴ．提案する鉄骨基礎梁工法について想定した破壊形式が得られたが、設計式の精度の向上が今後の課題である＊

技術本部技術研究所建築研究グループ＊＊

技術本部技術研究所企画・管理グループ＊＊＊＊

建築本部建築設計統括部

-5-5-

＊＊＊

東日本支社建築設計部

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月■建築系■（品質管理）

スラブ湿潤養生システムの開発－スラブ乾湿自動評価システムと散水設備との連携による省力化－
Development of Moist Curing System for Concrete Slab- Integration of an Evaluation System for Wet Conditions on Slab and Watering Facilities for Labor Savings 増田貴之＊ 中村裕介＊＊

Takayuki Masuda, Yusuke Nakamura

研究の目的
建築工事のスラブコンクリートの施工において、スラブ表面の湿潤状態を適切に維持することは品質管理上重要である。
しかし、湿潤養生の評価は管理者の目視に拠るため、定量的かつ適切な判断が為されているとは言い難く、その品質管理に係る記録を残すことも難しい。加えて、湿潤状態を適切に維持するために、散水養生をはじめとする作業面においても多くの労務が発生している。そこで、ロボットがスラブ上を走行しながら乾湿状態を評価して同状態をカラーマッピングとして視覚化すると共に、評価結果を散水設備に連携し、自動散水するシステムを開発した（図－１）。その結果、品質管理の高度化と作業工数の省力化を確認することができた。

研究の概要
スラブ湿潤養生システムは、スラブ表面の乾湿状態を近赤外光で評価する光学センサとそれを搭載した自律走行式ロボッ
ト、そして評価結果をカラーマップ上に視覚化するシステムから構成される。光学センサには、水の吸光特性が認められる
波長域である λ=1,450nm の光源を採用しており、乾湿状態の定量的な評価が可能である。また、乾湿状態を 3 段階で評価することとし、乾燥状態は赤色、半乾燥状態は黄色、湿潤状態は青色でカラーマッピングとして視覚化した。
次に、得られた評価結果を散水設備に連携することで、散水作業の自動化を試みた。散水設備には建設現場で一般的に用いられる散水栓とビニールホースを選定し、乾燥状態（赤色）を評価したエリア情報をシステム内で連携し、電磁弁制御により散水を実施する仕様とした。システムを検証するため、500 m2 程度のスラブ面積を有する建設現場にて適用実験を行った。なお、評価は 4 回行い、1 回目は人による散水作業が完了したタイミングとした。図－２に示す通り、対象とするスラ
ブ表面全体の乾湿状況を表す「湿潤割合」に着目すると、経時変化に伴い初回を上回る結果となっており、本システムにより湿潤状態を十分に維持することができた。
電磁弁制御による自動散水ロボットによる乾湿評価システムによる可視化および自動管理
図－１ スラブ湿潤養生システムの概略構成図

図－２ 評価結果一覧

研究の成果
光学センサを搭載したロボットによるスラブ表面の乾湿状態を自動評価し、評価結果を散水設備に連携することで自動散水を可能とするシステムを開発した。また、本システムの適用実験により、以下に示す事項を確認した。
ⅰ．スラブ面積 500 m2 のコンクリート表面の乾湿状況を約 30 分で定量的に評価し、視覚化できる
ⅱ．同システムにより、人による散水が最初に為されていれば、その湿潤状態を維持することが可能である
ⅲ．従来の管理手法に比べ、約 65%の省力化を達成できることに加え、養生資材などの省資源化にも寄与できる＊

土木本部土木工務部＊＊

ＩＣＴ統括センターイノベーション部-6-6-

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■環境系■（土壌環境）

拡散溶出試験における有害物質溶出モデルの考案－固相内拡散を考慮したモデルにおけるパラメーターの影響－
Developing a New Toxic Substance Elution Model for Semi-dynamic Leaching Tests- Impact of Parameters in a Model Incorporating Solid-phase Diffusion 鈴木奨士＊ 小河篤史＊＊ 清水祐也＊＊Shoji Suzuki, Atsushi Ogawa, Yuya Shimizu

研究の目的
地盤および地盤材料の安全性評価においては、有害物質溶出挙動の把握が重要である。数値解析による溶出挙動の推測手法としては、固相と液相間の吸脱着平衡が考慮されているが、この吸脱着平衡のみでは、固相と液相の接触時間による液相濃度の変化を表現できていない。したがって、従来の数値解析では物質溶出挙動を正確に表現できていない可能性がある。
近年、固相内部からの物質の滲み出し（固相内拡散）と吸脱着平衡を組み合わせた DF－Kd モデルが考案され、接触時間の違いによる液相濃度の変化を表現した解析結果が報告されている。DF－Kd モデルだけでは表現できない、長期間の拡散溶出挙動をシミュレーションするため、本研究では、DF－Kd モデルに粒間拡散を組み合わせた二段階拡散拡散による物質溶出モデル（DKD モデル）を考案し、固相内拡散係数 DF や分配係数 Kd 等の各種パラメーターが DKD モデルでの解析結果に及ぼす影響を検討した。

研究の概要考案した DKD モデルを図－１に示す。供試体を層分割し、各層で固相内拡散および吸脱着平衡により間隙水濃度を計算する。
その後、粒間拡散により間隙水中およびバ
ルク水への物質移動を計算する。物質溶出機構が拡散律速である場合、経過時間と溶出フラックス（単位時間単位面積あたりの図－１ 拡散溶出試験と二段階拡散モデル（DKD モデル）の概要

溶出量）の関係は勾配-0.5 の直線を描く。
DKD モデルでの固相内拡散係数 DF 変化時の結果を図－２に示す。DF が大きくなると、すべての経過時間で溶出フラックスは増加
するが、長い経過時間での溶出フラックスの増加が顕著に現れ、拡散律速の勾配-0.5 から外れる結果となった。また、異なる DF 条件
で Kd と溶出濃度の関係を検討すると、Kd が大きい場合は DF による影響は受けにくく、溶出濃度に大きな差がないことが示された

図－２ 経過時間と溶出フラックスの関係（データ省略）。これらのことから、固相内

図－３ 物質溶出挙動のまとめ

での物質移動および固液間の物質移動を支配する DF および Kd により、固相内の物質が早期に溶出しきるか、あるいは長期間に渡ってゆっくりと物質が溶出し続けるか推測できると考えられる。

研究の成果
本研究では、固相内拡散と吸脱着平衡と粒間拡散を接続した物質溶出モデル（DKD モデル）を作成し、固相内拡散係数 DF、分配係数 Kd のパラメーターを変化させ、拡散溶出試験における溶出挙動を数値解析した。得られた知見は以下のとおりである。図－３に各パラメーターによる溶出挙動の影響をまとめた。
ⅰ．Kd が大きくなると溶出濃度は全体的に低くなり、DF が大きくなると溶出濃度は全体的に高くなり、DF は長期的な物
質溶出に寄与することが示唆された
ⅱ．Kd は固相と吸着セルの濃度差を支配する重要なパラメーターとして考えられ、Kd が大きい場合は DF による影響を受けにくいことが示された
ⅲ．DKD モデルは拡散溶出試験におけるあらゆる溶出挙動を表現でき、有害物質の長期溶出挙動の予測が期待される＊

技術本部技術研究所環境研究グループ＊＊

技術本部技術戦略部環境ソリューション室-7-7-

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■環境系■（室内環境）

自動制御エアカーテンシステムの開発－エアカーテンの吹出風向が熱遮断性能に与える影響に関する研究－
Development of Automated Air Curtain System- Study on the Effect of Airflow Direction on Thermal Shielding Performance of Air Curtain 神長侑磨＊ 岩下将也＊

Yuma Jincho, Masaya Iwashita

研究の目的
トラックバースなどの大開口からの外気の侵入による室内の快適性や冷暖房効率の悪化が顕著な問題となっている。室内
外の熱分離手法の一つにエアカーテンがある。その熱遮断性能を高めるには吹出角度の適切な設定が重要だが、その知見は未だ少ない。そこで本研究では CFD（Computational Fluid Dynamics; 数値流体力学）解析と実験室実験を行い、エアカーテ
ンの風向を室内外の温度差に応じて自動制御する機構を開発し、空調消費電力量の削減効果を検証した。

研究の概要
解析と実験により、中央に大開口がある空間で室内と屋外の空気の混合による温度変化を 180 秒間計測し、吹出角度がシーリング効率に与える影響を評価した。シーリング効率は熱遮断性能を示す指標である。図－１の解析結果の例を示す。
（a）のエアカーテン非稼働時には、室内外の温度差により開口上部で上昇流が生じ室内に暖気が侵入し、冷気は流出している。
（b）のエアカーテンを下方垂直に吹出した場合、側圧によってエアカーテン層が湾曲し熱遮断性能が低下している。
（c）のエアカーテンを屋外側に傾けて吹出した場合では、エアカーテン層が室内外の境界に形成され室内が低温に保たれている。
表－１は初期相対外気温度と吹出角度別の 180 秒後のシーリング効率をまとめたものである。初期相対外気温度によってシーリング効率が最大となる角度は異なるが、温度が高い方向に吹出角度を傾けるとシーリング効率が向上する傾向が見られた。これらの知見を基に、写真－１のような吹出角度自動制御機構を開発し、実験検証によりエアカーテン未使用時との空調消費電力を比較した。その結果、図－２に示すように 30 分間で約 0.3kWh（約 8%）の消費電力量削減効果を確認できた。

（b）吹出角度 0°（a）非稼働（c）吹出角度 20°
写真－１

図－１
解析開始
180 秒後温度分布図（冷房想定時
外気温
35℃）
図－１
解析開始
180 秒後温度分布図（冷房想定時
外気温
35℃）

自動制御エアカーテンシステム

表－１ 冷房想定時のシーリング効率（空気混合開始 180 秒後）
初期相対外気温度（℃）

角度
（°）

+4

+6

+7

+8

+9

+10

実測

-56.6

9.4

38.9

41.1

24.6

6.8

解析

65.1

54.7

48.7

51.4

38.9

39.1

実測

62.2

51.2

50.3

57.6

37.2

25.1

解析

73.5

64.9

58.6

61.9

52.5

44.4

実測

16.1

24.7

35.6

57.3

63.2

39.5

解析

72.2

71.1

66.8

65.9

56.6

53.1

0

10

20

図－２ 模擬室内側空調の消費電力量（各ケース 3 回の平均）

研究の成果
エアカーテンに関して、解析と実験により、吹出角度を自動制御する機構を開発し、以下の知見を得た。
ⅰ．吹出角度を空気温度が高い方向に傾けると熱遮断性能が向上し、室内外の温度差が大きいほど最適な角度も大きくなる
ⅱ．自動制御機構により吹出角度を調整することで、空調消費電力を削減できる＊

技術本部技術研究所環境研究グループ-8-8-

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■環境系■（生物多様性）

MIG-seq 法を用いた希少植物（タチスミレ）の地域集団の遺伝的関係による保全策の検討
Study on Conservation Measures Based on Genetic Relationships Among
Local Populations of Endangered Viola raddeana Plant Using MIG-seq
白石祐彰＊

Hiroaki Shiraishi

研究の目的
建設工事などの開発行為にあたっては、動植物を保全するために、工事中や工事完了後の生物に対する影響を軽減するための保全措置を計画することを求められることがある。同一の希少種であっても、遺伝的にはっきりと分化した集団を区別しないで保全することは、種が長い期間にわたって経験してきた進化的な履歴を破壊することにつながる。ただし、同一の希少種を必要以上に細かいグループに分け、それぞれを個別に保全することは、より多くの労力と資金を要し、生物保全に使用できる限られた資源（予算、労力、専門知識など）を浪費する恐れがある。それを避けるため、DNA 解析（MIG-seq 法）を用いた遺伝的多様性や遺伝構造などの情報から希少植物（タチスミレ）の地域集団の保全策を提案した。

研究の概要
タチスミレ（写真－１）を茨城県の菅生沼（A 地点と C 地点）、小貝川の河川敷（B 地点と D 地点）および渡良瀬遊水地（W 地点）で採取した（図－１）。A、B、C、D、W の各地点で採取した試料数は、12，16，4、7，12 で、合計で 51 個体であった。
地域的な集団遺伝構造を把握するため、ソフトウエア STRUCTURE Version 2.3.4を用いてクラスター解析を行った。クラスター解析とは、異なる性質のものが混ざり合った標本の中から、互いに似たものを集めて集落（クラスター）を作り、対象を分類する方法である。STRUCTURE 解析では共通祖先を持つ遺伝的クラスター（K）を仮定して、各個体がそれぞれのクラスターに割り振られる確率を計算した。
K = 2 の個体毎のクラスター配分を図－２に示す。このグラ
フは、横方向に 51 個体の祖先性の推定値が並べてある。1 つのクラスター（clusterⅠ）が A 集団と C 集団と W 集団が優占

写真－１ タチスミレ

渡良瀬遊水地Ｗ地点

し、もう 1 つのクラスター（clusterⅡ）は B 集団が優占し、D集団は 2 つのクラスターが混合していた。渡良瀬遊水地（W 集団）と菅生沼（A 集団と C 集団）は遺伝的に近いことが示された。渡良瀬遊水地（W 地点）は利根川の上流に位置し、菅生沼

利根川（A 地点および C 地点）はその下流に位置する。渡良瀬遊水地

小貝川から菅生沼にタチスミレの種子が移動し、定着した可能性が考
えられた。
Ｃ地点

clusterⅠclusterⅡ

菅生沼

Ｄ地点
Ｂ地点

Ａ地点
Ａ

Ｂ
Ｃ
Ｄ
図－２ STRUCTURE 解析の結果

Ｗ
図－１ 渡良瀬遊水地と菅生沼と小貝川での採取地

研究の成果
希少植物（タチスミレ）の地域集団の保全策として、生物保全に十分な予算が確保できない場合は、渡良瀬遊水地のタチ
スミレ（W 集団）と菅生沼のタチスミレ（A 集団と C 集団）を 1 つの大きな管理単位として扱うことで、遺伝的多様性が維持されると評価することができた。
＊

技術本部技術研究所環境研究グループ-9-9-奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■■

1.

英文サマリー■■

Differential Measurement System for Invert Excavation Control
Yuma Kawasumi, Katsuhiko Imaizumi, Kengo Matsuda, Kiyoshi Matsumoto

In conventional management of inverted excavation in mountain tunnel construction, excavation work
was frequently interrupted to verify deviations from the reference line at multiple cross-sections and several
points within each section. This approach limited measurement locations, necessitated interruptions in work,and required additional measurement personnel. To shorten the measurement time, alleviate workloads among
personnel, and enable comprehensive as-built management across the entire area, we developed theDifferential Measurement System. This paper presents an overview of the system and discusses the results of
its application in inverted excavation in construction management for road tunnels.
Keywords: LiDAR, as-built management, invert excavation, high efficiency

2.

Flexural Strengthening of Corrosion-damaged RC Bridge Piers Using
Ultra-High-Performance Concrete Layers: An Experimental Study
Biswas Rajib Kumar, Takashi Misawa, Takahiro Saito

In this study, a cross-sectional repair method was developed for corrosion-damaged RC bridge piers
where the corroded concrete cover was removed and reinforced with UHPC layers. The purpose of this study
was to verify the effectiveness of this method through experiments with combined axial (1 MPa) and reverse
cyclic loading using five specimens. Out of the five test specimens, two specimens underwent an average of
10% rebar corrosion (Group 1), another two specimens underwent an average of 15% rebar corrosion (Group2), and one specimen acted as the control specimen. One specimen from each group was retrofitted with 50
mm thick ultra-high-performance concrete (UHPC) layers. The experimental outcomes showed thatreinforcement corrosion reduced ductility and maximum load-carrying capacity (MLC) significantly. The
ductility and MLC of the specimen with 15% rebar corrosion was decreased by 17% and 9.2%, respectively,
compared to the reference specimen. However, the 15% corroded specimen strengthened with UHPC layers
displayed superior structural performance, for example, the MLC was increased by 24% compared to thesound specimen. Experimental results revealed that the proposed approach can be very effective instrengthening corrosion-damaged RC Bridge piers.
Keywords: UHPC, Corrosion, Strengthening, Cyclic response, RC Bridge piers- 11 -

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

3.

Method for Acquiring Vital Sign Data at Construction Sites- Utilizing Vital Sign Data to Reduce Human Error -Shinji Aso, Osamu Yamaguchi, Kazuhiko Oshita
Fatigue and heat contribute to human error at construction sites. The use of vital sign data is thought tobe effective in preventing such errors. This paper proposes a method for acquiring vital sign data at
construction sites by examining two aspects: a method for acquiring vital sign data and handling of personal
information based on legal perspectives, and the devising of a simple and continuous method for acquiring
vital sign data that can be applied at construction sites and its application on site.
We began by creating a checklist that would help address various legal requirements, including
requirements related to the protection of personal information. We then gathered vital sign data using aquestionnaire-style survey in which workers input their physical condition, including subjective data, using atablet before and after work. This method was simple and ensured continuity, confirming its applicability forconstruction sites. A data input rate of 91.5% was observed, thus confirming continuity. However, as the data
was insufficient and had wide variability, further data accumulation is necessary.
As a result of this research, a checklist for collecting and utilizing vital sign data and a simple andcontinuous method for managing health at construction sites were established.
Keywords: vital sign data, human error, subjective data, heatstroke

4.

Development of Cast-in-place Concrete Pile with High-strength Longitudinal
Reinforcement
Yuki Wada, Hidetaka Funaki, Takeshi Kishimoto, Toshikazu Yamaguchi

To prevent overcrowding of rebars in cast-in-place concrete piles, nine companies, including our own
company, jointly developed a cast-in-place concrete pile with high-strength (standard yield strength of 590
N/mm2 and 685 N/mm2) longitudinal reinforcement. In this development, three main types of experiments
were performed to establish a seismic design method for a cast-in-place concrete pile with high-strength
longitudinal reinforcement.
The results of elemental experiments confirmed that immersing the rebars in stabilization slurry had noeffect on bonding performance, or on the mechanical performance of the lap joints. From this, we gained
knowledge on how to set the anchorage length of high-strength rebar into concrete and the lap joint length
between high-strength rebars.
Next, structural experiments were performed on five piles, with axial force ratio and concrete strength as
the main parameters. This increased our understanding of the damage process and deformation performance ofthe pile. It was also confirmed that, by conducting bending analysis of the cross section assuming a linear
distribution of strains, it is possible to evaluate the relationship between bending moment and curvature up to
the ultimate limit state.
Keywords: cast-in-place concrete pile, high-strength longitudinal reinforcement, stabilization slurry- 12 -

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

5.

Mechanism of Stress Transmission Between Steel Frame Foundation Beams
and Pile Caps
- Confirming Performance Using Partial Frame Test Specimens Satoshi Yamagami, Yuki Wada, Takeshi Kishimoto, Astushi Sorimachi, Yasuhiro Oka

Buildings with steel frame superstructures typically have foundation beams made of reinforced concrete.
However, using steel foundation beams would reduce the cost of the pile foundation by reducing the overall
weight of the structure, and would also reduce construction workloads. When using steel foundation beams,
stress generated at the pile head during an earthquake must be transmitted to the steel foundation beam throughthe pile cap, and the mechanism of stress transmission must be confirmed through experiments. We devised asteel foundation beam construction method whereby the pile is embedded in the pile cap to a length equal tothe pile diameter. We performed structural studies of the partial frame specimens. These studies confirmed that
this approach allows the transmission of stress generated at the pile head to the steel foundation beam througha lever mechanism. The studies also confirmed that strength can be evaluated to a good approximation using
existing calculation formulas.
Keywords: Steel structure, foundation beam, pile cap, pile foundation

6.

Development of Moist Curing System for Concrete Slab- Integration of an Evaluation System for Wet Conditions
on Slab and Watering Facilities for Labor Savings Takayuki Masuda, Yusuke Nakamura

Maintaining optimal moisture conditions on the surface of concrete slabs after pouring and finishinghelps prevent surface cracking and other problems, a critical factor in construction quality management.
However, surface conditions are often judged by visual inspections alone. Accurate quantitative judgments areoften difficult to make. Furthermore, the task of watering requires a lot of labor.
In the study reported herein, we developed a moist curing system integrated between the system wherean autonomous mobile robot evaluates wet and dry conditions on the slab and watering facilities that can beconnected to evaluation results. We confirmed that the values measured by this system correlate with changes
on the slab surface. Setting thresholds for these measured values allowed evaluations at three stages: wet,semi-dry, and dry. The watering system consists of the water taps and vinyl hoses typically found on
construction sites. When the system evaluates an area as dry, it activates the watering process through thecontrol of solenoid valves.
We deployed this system as part of a construction project involving a floor slab area of 500m2 andconfirmed that using this system allows us to maintain a sufficiently moist condition. Additionally, we
confirmed that this system can contribute to a labor saving of approximately 65% labor and also resourcesavings for the materials used.
Keywords: slab, autonomous mobile robot, labor savings, automatic watering, resource savings- 13 -

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

7.

Developing a New Toxic Substance Elution Model for Semi-dynamic Leaching Tests- Impact of Parameters in a Model Incorporating Solid-phase Diffusion Shoji Suzuki, Atsushi Ogawa, Yuya Shimizu

Understanding the leaching behavior of toxic substances is key to effectively evaluating the safety ofsoil or ground and its components. The DF-Kd model, which combines solid-phase diffusion andadsorption/desorption equilibrium to evaluate solute transport, was developed as a method for obtaining
quantitative estimates of leaching behavior. Our study involves a new DKD toxic substances elution model, amodel that links liquid phase diffusion in pore water to the DF-Kd model. Using the new DKD model, weinvestigated the impact of various parameters on the concentration of toxic substances in semi-dynamic
leaching tests. The results show that the long-term impact of solid-phase diffusion cannot be disregarded. The
results also show that solid-phase diffusion affects the gradient of the straight-line approximation used todetermine the elution mechanism based on the relationship between elapsed time and elution flux. The DKD
model is capable of accurately modeling the varying behaviors of diffusion elution phenomena and should
prove useful in understanding the elution behavior of toxic substances attributable to diffusion, as well as inpredicting long-term elution behavior from impermeable layers.
Keywords: solid-phase diffusion coefficient, distribution coefficient, semi-dynamic leaching test,
poorly permeable material, numerical analysis

8.

Development of Automated Air Curtain System- Study on the Effect of Airflow Direction on Thermal Shielding Performanceof Air Curtain Yuma jincyo, Masaya Iwashita

One method for separating indoor and outdoor thermal environments is the use of air curtains.
Appropriate adjustment of the air outlet angle of the air curtain can improve thermal insulation performance;
however, knowledge on this subject remains limited. We used Computational Fluid Dynamics (CFD) analysis
and empirical experiments and confirmed that adjusting the air outlet angle towards the warmer area increases
thermal insulation performance by roughly 10%. Additionally, we developed a mechanism to automaticallycontrol the air outlet angle of the air curtain based on the difference between indoor and outdoor temperatures.
By using this automatic control, we were able to reduce air conditioning energy consumption by roughly 8%
over a 30-minute period compared to when the air curtain was not in operation.
Keywords: air curtain, sealing efficiency, computational fluid dynamics,
thermal insulation performance- 14 -

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

9.

Study on Conservation Measures Based on Genetic Relationships Among
Local Populations of Endangered Viola raddeana Plant Using MIG-seq
Hiroaki Shiraishi

In cases where rare plant species are identified in a project area during land development or alteration, amethod known as ex situ conservation is often applied, in which the target plants are conserved under humancontrol. In ex situ conservation, it is important to eliminate to the extent possible the negative effects ofinbreeding among a limited population, such as reduced genetic diversity. To prevent genetic disturbances inconservation propagation, it is necessary to grasp the genetic structure and establish conservation units inadvance. In this study, we evaluated the genetic diversity and genetic structure of Violα rαddeαnα, a rare plant
inhabiting the Watarase Retarding Basin, Sugao Swamp, and the Kokai riverbed, using single nucleotide
polymorphisms (SNPs) (where one DNA base sequence is replaced by another) by MIG-seq. The results
indicated that there are populations of V. rαddeαnα that can arbitrarily interbreed at each location, and thatgenetic differentiation can be observed between two geographically close populations. Therefore, as aconservation measure, we proposed that if sufficient budget cannot be secured for ex situ conservation, thenthe V. rαddeαnα in Watarase Retarding Basin and the V. rαddeαnα in Sugao Swamp could be treated as one
large management unit.
Keywords: MIG-seq, single nucleotide polymorphism, genetic diversity, genetic structure,
genetic differentiation- 15 -

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月■■

社外発表報文一覧■■【土木系】（2023年4月～2024年3月）
査読付論文
標

題

The effect of non ‑uniform steel bar corrosion on pre‑stressed RC members subjected to hysteretic load at1
the mid‑span: experimental study and three‑dimensional
FEM modeling2

若材齢に着目した加温養生時における覆工コンクリートの内部
温度推移と強度発現性状

3

STRUCTURAL BEHAVIOUR OF SEVERELY CORRODED RC
BEAM STRENGTHENED WITH ULTRA HIGH-PERFORMANCECONCRETE (UHPC)

4

覆工コンクリートの若材齢における圧縮強度の推定精度向上に
関する検討

5

Structural behavior of severely corroded RC beams
retroftted with UHPC layer: an experimental study

所 属

氏 名

奥村組
東京工業大学〃奥村組
奥村組〃
中日本高速道路〃
奥村組〃〃
東京工業大学奥村組〃〃
中日本高速道路〃
施工総合技術研究所〃
奥村組〃〃
東京工業大学

ﾋﾞｽﾜｽ ﾗｼﾞﾌﾞｸﾏﾙ

掲載論文集

齋藤隆弘
三澤孝史
岩波光保

Innovative Infrastructure
Solutions

奥村組

塚本耕治

第58回地盤工学研究発表会 13-

主催

岩波光保 Innovative Infrastructure
SPRINGER
LINK
千々和伸浩 Solutions
齋藤隆弘
松本隆太郎
齋藤隆弘 コンクリート工学年次論文集 Vol.45 日本コンク
リート工学会
遠藤宏朗 No.1 pp.394-399
稲垣太浩

2023年
6月

7月

ﾋﾞｽﾜｽ ﾗｼﾞﾌﾞｸﾏﾙ

齋藤隆弘
77th RILEM Week 2023
RILEM
三澤孝史
岩波光保
松本隆太郎
齋藤隆弘
浜田 元
遠藤宏朗 トンネル工学報告集 第33巻 Ⅰ-5 土木学会
稲垣太浩
真下英人
安井成豊

9月

11月

ﾋﾞｽﾜｽ ﾗｼﾞﾌﾞｸﾏﾙ

SPRINGER
LINK

11月

地盤工学会

7月

土木学会

9月

土木学会

9月

土木学会

9月

土木学会

9月

土木学会

9月

土木学会

9月

土木学会

9月

土木学会

9月

土木学会

9月

講演会発表論文
6

削孔時に採取したくり粉の画像を用いたトンネル切羽前方地質
評価の検討

7

トンネル掘削ずりを用いた長期の不飽和カラム砒素溶出試験

8

数値解析を用いた低強度地山区間における長尺鋼管先受工法の検討（その１：Subloading tij modelを用いた弾塑性FEM解析の有効性確認）

9

数値解析を用いた低強度地山区間における長尺鋼管先受工法の検討（その２：弾塑性FEM解析を活用した長尺鋼管先受工法の地表沈下抑制効果）

10

山岳覆工コンクリートの若材齢時の圧縮強度推定に関する解
析的検討

11

ICT土工管理システムの現場適用 －ICTバックホウの施工履
歴データの活用－

12

データ利活用型ICT土工管理システムの現場実証 －土工事における施工管理の効率化及び高度化に向けた取り組み－13

供用中トンネルにおけるICTを活用したインバート掘削出来形管理システムの構築

14 AIを活用した切羽評価システムの評価精度向上の取り組み

15

山岳トンネルにおける岩判定への遠隔臨場および切羽AI評価システムの適用〃奥村組〃
ハイドロ総合技術研究所
岩手大学
地域地盤環境研究所
中日本高速道路
奥村組〃
地域地盤環境研究所〃
中日本高速道路
奥村組〃
地域地盤環境研究所
〃
〃
奥村組
〃
〃
戸田建設
〃
〃
〃
西松建設
奥村組
戸田建設
西松建設
奥村組
奥村組
〃
〃
〃
奥村組
〃
〃
〃
〃
〃
sMedio
奥村組
〃
〃
〃
〃
〃
〃

- 17 -

山田昂平 11-2-02
清水祐也
鈴木奨士 土木学会第78回年次学術講演会
森田修二 Ⅲ-209
大河原正文
稲垣祐輔
稲垣太浩
外木場康将 土木学会第78回年次学術講演会
板谷裕次 Ⅲ-335
初谷樹弥
中井照夫
稲垣太浩
外木場康将
岩崎 光 土木学会第78回年次学術講演会
稲垣祐輔 Ⅲ-336
初谷樹弥
中井照夫
ﾋﾞｽﾜｽ ﾗｼﾞﾌﾞｸﾏﾙ

土木学会第78回年次学術講演会
齋藤隆弘
Ⅴ-209
松本隆太郎
吉澤功輝
丹沢昭義
重成康裕 土木学会第78回年次学術講演会
本木章平 Ⅵ-76
黒田卓也
高尾篤志
本木章平
土木学会第78回年次学術講演会
黒田卓也
Ⅵ-81
高尾篤史
松田顕吾
松本清志 土木学会第78回年次学術講演会
川澄悠馬 Ⅵ-117
今泉克彦
今泉克彦
塩貝 悟
尾迫一樹
土木学会第78回年次学術講演会
山田昂平
Ⅵ-268
倉田桂政
浜田 元
園田香織
尾迫一樹
塩貝 悟
山田昂平
土木学会第78回年次学術講演会
倉田桂政
Ⅵ-269
平井 崇
今泉克彦
浜田 元

奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月【環境系】（2023年4月～2024年3月）
査読付論文
No.

標

題

所 属
奥村組
京都大学大学院
国立環境研究所
京都大学大学院
京都大学大学院
奥村組
京都大学大学院
〃

氏 名
小河篤史
高井敦史
肴倉宏史
勝見 武
高井敦史
清水祐也
加藤智大
勝見 武

1

Evaluating temperature effects on diffusive releases
from clay particles

2

Pilot-scale and laboratory tests for efficient separation
and recovery of soil-waste mixtures

3

Effects of changes in oxidizing and reducing
environments on the characteristics of arsenic elution
from excavated rocks

奥村組
〃
岩手大学

清水祐也
鈴木奨士
大河原正文

解析と測定に基づいた床振動に及ぼす間仕切壁の影響に関す
る考察

戸田建設
〃
鴻池組
〃
〃
熊谷組
東急建設
奥村組
東洋建設

丸尾純也
石田琢志
原田雅俊
伊藤真二
植村友昭
前川利雄
三輪晋也
柳沼勝夫
山本耕三

4

掲載論文集

主

催

International
Proceedings of 9th International Society for Soil
Mechanics andCongress on Environmental
Geotechnical
Geotechnics pp.115-124
Engineering
International
9th International Congress on Society for Soil
Mechanics andEnvironmental Geotechnics
Geotechnicalpp.3-10Engineering
International
9th International Congress on Society for Soil
Mechanics andEnvironmental Geotechnics
Geotechnicalpp.163-170
Engineering

日本建築学会環境系論文集
Vol.88 No.812 pp.763-770

2023年
6月

6月

6月

日本建築学会 10月

講演会発表論文
No.

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

標

題

所 属
前田建設工業
日総試
建築研究所
奥村組
東急建設
淡路技研
奥村組
鹿島建設
前田建設工業
建築研究所
淡路技研
東洋建設
リオン
〃
奥村組
〃

氏 名
掲載論文集
主
催 2023年
藤橋克己
笠井祐輔
平光厚雄 日本騒音制御工学会研究発表会講 日本騒音制御
木造建築物の床衝撃音遮断性能に関する一考察
4月
工学会
柳沼勝夫 演梗概集 1-1-01
堀尾貞治
鈴木俊男
柳沼勝夫
竹林健一
藤橋克己 日本騒音制御工学会研究発表会講 日本騒音制御
木造建築物における実衝撃源による発生音の測定事例
4月
工学会
平光厚雄 演梗概集 1-1-02
鈴木俊男
山本耕三
風間亮介
不思議音調査のための計測手法の検討 ～ネットワークを活用
菊地 哲 日本騒音制御工学会研究発表会講 日本騒音制御
4月
した長期計測システムの開発～
工学会
阪本一生 演梗概集 1-1-09
柳沼勝夫
土壌汚染対策ｺﾝｿｰｼｱﾑ（奥村組）
長 千佳
土壌汚染対策コンソーシアム
大図啓史
第28回 地下水・土壌汚染とその防〃吉田宗久
止対策に関する研究集会（2023年） 地盤工学会
業務プロセスから見た特定有害物質の使用について（その３）
6月
〃
佐竹 哲
S4-03 pp.361-366
〃
飯田哲也
〃
吉川克彦
土壌環境センター（奥村組）
羽渕博臣
第28回 地下水・土壌汚染とその防塩素化エチレン類による土壌・地下水汚染の原位置生物処理
土壌環境センター
伊藤雅子
止対策に関する研究集会（2023年） 地盤工学会
6月に関する適用可能性試験の検討〃
金井良太
S4-27 pp.476-480〃
西田憲司
地球地盤環境研究所
水野克己
大阪大学大学院
乾 徹
可逆的な泥のコンシステンシーを「光る中空泥だんご」で体感化
長崎大学大学院
大嶺 聖 第58回地盤工学研究発表会 11地盤工学会
7月
学（五感とICT（情報通信技術）を泥や粘土のコンシステンシー
大阪大谷大学
地下まゆみ 5-2-07（泥だんご）で未来に繋ぐ）
奥村組
長 千佳
国立環境研究所遠藤和人
京都大学大学院
三木良実〃
高井敦史
第58回地盤工学研究発表会 13改質剤の添加による土砂系混合廃棄物の分別特性の変化
地盤工学会
7月
〃
加藤智大
5-4-07
〃
勝見 武
奥村組
清水祐也
奥村組
鈴木奨士
封じ込め処分場内環境下を想定した掘削岩からの砒素溶出特〃
清水祐也 第58回地盤工学研究発表会 13地盤工学会
7月
性 －その１：周辺酸素濃度－〃
萩原 進 11-4-01
岩手大学
大河原正文
奥村組
清水祐也
封じ込め処分場環境下を想定した掘削岩からの砒素溶出特性〃
鈴木奨士 第58回地盤工学研究発表会 13地盤工学会
7月－その２：温度および酸化還元電位－〃
萩原 進 11-4-02
岩手大学
大河原正文
奥村組
白石祐彰
東北大学
陶山佳久
MIG-seq法による絶滅危惧種（タチスミレ）の地域集団の遺伝的土木学会第78回年次学術講演会
土木学会
9月
大阪公立大学
廣田 峻
関係解析
Ⅶ-09
茨城県霞ケ浦環境科学センター 小幡和男
筑波大学
津村義彦

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

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表彰

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日建連表彰 第４回 土木賞（特別賞）（一般社団法人日本建設業連合会）
プロジェクト名：芽登第二発電所 導水路改造プロジェクト
当社を幹事会社とする共同企業体が 2017 年から 2022 年にかけて施工した「芽登第二発電所導水路改造プロジェクト」が、一般社団法人日本建設業連合会の日建連表彰第 4 回土木賞 特別賞を受賞した。
日建連表彰土木賞は、社会基盤として国民生活と経済活動を支える土木分野の優れたプロジェク
ト・構造物を表彰するため 2020 年に創設された。施工者団体が設ける賞として、事業企画から維持管理までの総合評価に加え、施工プロセスの視点（施工プロセスの改善、良質な社会資本の効率的創出、土木技術の発展・伝承など）に基づいて選考される。このうち、特別賞は、施工プロセスを支えた活動や技術開発など固有の課題に対する取り組みが優れているプロジェクト・構造物が選考される。
本工事は、北海道十勝川水系にある電源開発株式会社が管理する糠平系 6 発電所の内、芽登第二発電所の導水路の一部を構成する茂喜登牛水路橋を改造するものである。同水路橋は、プレストレ
ストコンクリート（PC）橋黎明期の 1958 年に築造された全長 274m の PC 造の水路橋で、当時としては日本最大級であった。既設水路橋の解体にあたり、一般的なベント架設によるクレーン解体で施工すると、約 24 カ月の期間が必要となり、工期内に工事を完了できないことが予想された。そこで、国内で前例のない PC 桁の発破解体方法を採用し、試験発破と発破計画の見直しを重ねた結果、約 7カ月で解体を完了した。また、土木学会の 3 種委員会を立ち上げ、様々な調査研究活動のための機会と場所を委員会に提供し、PC 橋梁の維持保全に関する新たな知見を得ることができた。このような取り組みにより特別賞に値するものと評価された。また、2022 年には「土木学会選奨土木遺産」に登録され、既存水路橋の一部が現地に保存されている。

完成時全景

既設水路橋の発破解体（ＰＣ桁）

土木学会選奨土木遺産（P1～P2 径間）- 25 -

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

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奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月
奥村組技術研究年報 No.50 2024 年 9 月

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差分計測システムによるインバート掘削の出来形管理
Differential Measurement System for Invert Excavation Control
川澄悠馬 ＊

今泉克彦 ＊

松田顕伍 ＊ ＊松本清志 ＊ ＊要 旨
山岳トンネル工事のインバート掘削における出来形管理では、従来、掘削作業を中断して基準線からの下がりを複数断面について、1 断面当たり数点を確認していた。そのため、計測箇所が限定的となるほか、計測人員が必要とされていた。そこで、面的な計測と計測時間の削減、計測人員の負担軽減を目的とした「差分計測システム」を適用した。このシステムにより、施工範囲における3 次元設計データと掘削面の差分寸法を面的に簡易に可視化できる。今回、供用中トンネルの盤ぶくれ対策工事に適用し、本システムが計測の効率化および出来形の面的な評価に有効であることを確認した。
キーワード：LiDAR、出来形管理、インバート掘削、効率化

計測データはローカルな LiDAR 座標系での値である

１．はじめにため、設計データのワールド座標系に変換する必要があ
山岳トンネル工事のインバート掘削における出来形管る。そのため、両者の座標を関連付ける基準として、リ

理では、従来、掘削作業を中断して基準線からの下がり

フレクタを用いる。リフレクタとは、LiDAR のレーを複数断面について、1 断面当たり数点を確認していた。

ザーを強く反射する反射板（□200mm）を取り付けた

そのため、計測箇所が限定的となるほか、作業の中断とものである。

計測人員が必要とされていた。

なお、本システムは三脚での運用も可能である。

そこで筆者らは、計測時間の削減、計測人員の負担軽

2.2 システムによる計測手順

減、面的な出来形管理を目的として、計画断面と現状の出来形の差分を算出する「差分計測システム

本システムによる出来形計測の手順を図－２に示す。

1) 」
（以下、

最初に、事務所等での事前準備として、ワールド座標系

本システム）を開発した。本稿では、本システムの概要

における施工断面の形状を入力した設計データを作成すと道路トンネルの実現場でのインバート掘削出来形管理る。

への適用結果について報告する。

現場での事前準備として、掘削範囲の周辺にリフレク
タ 4 枚の設置を行う。設置方法は、現場での取り扱いが

２．システム概要

容易で作業中にリフレクタが動かないように、単管と雲台を組み合わせたものを用いる。設置後にワールド座標

2.1 システムの概要と機器構成系におけるリフレクタ中心の座標値をトータルステー

本システムは、事前に入力した計測範囲の 3 次元設計

ションで測量し、その座標値をシステムへ入力する。

データ（以下、設計データ）と 2D－LiDAR をモータに掘削作業では、従来通りバックホウにより掘削を行う。

より回転させることで得られる 3 次元計測データ（以下、掘削の進捗に伴い、掘削を一度停止し、本システムによ計測データ）の差分を算出し、モニタに図示する。

る計測を開始する。計測では LiDAR により掘削範囲の本システムをバックホウに取り付けた場合の機器構成

点群データを得る。次に、得られた点群データから 4 枚を図－１に示す。計測機器（2D－LiDAR、モータ、カのリフレクタを認識させる。設定した反射強度以上、かメラ）はバックホウのキャビン上部に取り付けられる。

つ設定した大きさの範囲内の点群をリフレクタとして自また、計測機器を制御する PC（以下、制御 PC）内部に動抽出する。自動抽出した各リフレクタを表す点群の中本システムのソフトウェアや計測記録を保持する外部ス

心のローカル座標値と、事前に測量したワールド座標値

トレージ、計測後の評価画面を可視化するモニタはバッを自動で関連付ける。関連付けた座標値から座標変換し、クホウのキャビン内に取り付けられる。これらの電源は

設計データと計測データの差分値を算出して、その結果

バックホウより給電する。

をモニタ上にヒートマップ（以下、評価画面）として表 ＊ 技術本部技術研究所土木研究グループ＊＊

東日本支社機電部- 31 -

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2024 年 9 月

図－１ システムの機器構成示する。この評価画面を基に、オペレータは掘削不足の箇所を面的に把握することができる。
2.3 ファイル構成
本システムのファイル構成を図－３に示す。本システ
ムは外部ストレージ内に格納されており、制御・計測を行うソフト・データ類をまとめた実行フォルダ（LS）、
計測記録を自動生成・保存する記録フォルダ（DATA）
から構成される。実行フォルダは、本システムのソフト
ウェア、掘削計画となる設計データ、ワールド座標系におけるリフレクタの中心座標と掘削範囲の四隅の座標を入力した入力データ、モータなどを制御するパラメータを定義するシステム設定データ 1、計測ごとに調整が可
能なパラメータを定義するシステム設定データ 2、および操作ログを記録するログファイルを有する。記録フォ

図－２ 本システムの計測手順

ルダには、LiDAR による計測の開始操作を行った時点
で、その日時のファイル名が自動生成され、計測時のパラメータ情報、カメラ画像、計測データ、内部で計算した結果、計測時に読み込んだシステム設計データのコ
ピー、および表示した計算後のヒートマップが保存される。
３．実現場での試行
3.1 試行現場の概要
本システムを試行した対象現場は、トンネル内の盤ぶくれの影響により路面の隆起が発生している箇所において、インバートを構築する工事である。施工条件として、
片側 2 車線のうち 1 車線を規制して工事を行っている。
車両の入替が容易ではないため、掘削においては、1 台のバックホウのアタッチメントを交換して用いた。また、
図－３ 本システムのファイル構成

週末には道路規制を解除する必要があり、インバートコ- 32 -

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図－４ 現場での機械配置
ンクリート打設から舗装復旧までを考慮すると、インバート掘削に要する時間は約 20 時間に限定される。このため、出来形管理だけでなく、機械配置の変更など、効率的な施工管理が求められる。1 度の道路規制の期間内に行う施工範囲は 10.5m を基本としている。
図－４に機械配置を示す。今回はバックホウ（0.45m3
級、チルトローテータ付）を掘削作業のベース機とし、アタッチメントはバケットと油圧切削機であるドラムカッターを採用した。また、ドラムカッターの駆動用として、油圧ブレーカー（0.25m3 級）を採用した。この
油圧ブレーカーはドラムカッターの動力であるとともに、バックホウでの施工では計画の施工サイクルに合わない
場合に、油圧ブレーカーで作業を行う可能性も考慮したものである。

図－５ ドラムカッターによるインバート掘削状況

本試行では、本システムの有効性を確認するのに加え、チルトローテータとドラムカッターによるインバート掘削の適用性についても検証した。
図－５にチルトローテータ（傾斜角範囲：±40°左/右、旋回角範囲：360°）を用いたインバート掘削状況を示す。狭隘な空間のため、バックホウ本体の旋回はほとんどできない。通常は、油圧ブレーカーで掘削し、端部においては、機体を入れ替えて施工するが（図－６）、
チルトローテータを装備したことによって先端の自由度が高まり、1 台で端部の掘削まで可能となることを確認した。
掘削には、チルトローテータおよびドラムカッターを使用していたが、事前に実施していた室内岩石試験結果
以上の強度を有する地盤が点在した影響により、ドラム

図－６ 油圧ブレーカーによるインバート掘削状況

カッターの使用は一部にとどめ、油圧ブレーカーによる施工を行った。

味する。点群が取得できない理由としては、乱反射など

3.2 本システムによる計測精度によりレーザーの反射光が得られない、もしくは遮蔽物

図－７にリフレクタの自動認識状況を示す。現場におによりレーザーが届かないことが考えられる。

いてもリフレクタを自動で検出できることを確認した。

トータルステーションによる測定結果（6 測点×7

図－８に評価画面例を示す。オペレータは得られた評回）を真値として、本システムの計測精度を確認した。

価画面を基に掘削の過不足を判断する。暖色系（赤）は

なお、トータルステーションの測点近傍における点群

設計値未満、緑は設計値（許容範囲内）、寒色系（青）

データの平均値を本システムの計測値とした。これらをは設計値超過、黒色は点群が取得できていないことを意比較した結果、鉛直方向における差の絶対平均は約- 33 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

図－７ リフレクタの自動認識状況

図－８ 出来形評価画面例
80mm であった。理由としては、比較した測点が少なく、かかる時間が短縮されることも確認できた。今後は、計かつブレーカーを使用したために仕上げ面が局所的に凹測精度の更なる向上を目指して、システムの完成度を向凸であることが影響したと考えられる。

上させていきたい。

計測時間については、事前の準備作業で約 15 分、掘削を止めて行う計測で約 5 分を要したものの、掘削作業【参考文献】

をほとんど止めることなく、効率的に計測ができた。ま1) 松田顕伍、松本清志、川澄悠馬、今泉克彦、「供用中

た、掘削範囲全体を計測することで、設計に対し、余掘トンネルにおける ICT を活用したインバート掘削出り量を適切に把握できた。加えて、現場試行における本来形管理システムの構築」、土木学会第 78 回年次学システムの計測精度は、出来形管理基準2)、3)を満足して術講演会、VI-117、2023
2) 国土交通省、「地上型レーザースキャナーを用いた出いる。ただし、掘削管理において、この計測精度を考慮して管理すると、余掘り量が増えることになり、掘削土来形管理の監督・検査要領（土工編）（案）」、2022.3

およびコンクリートの数量の増大に繋がるため、さらな

3) 東日本高速道路㈱、中日本高速道路㈱、西日本高速

る精度向上が課題である。

道路㈱、「トンネル施工管理要領」、2020

４．おわりに今回の実現場での試行により、面的な出来形計測が可能であること、また、従来の出来形計測と比べ、計測に- 34 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

Flexural Strengthening of Corrosion-damaged RC Bridge Piers Using
Ultra-High-Performance Concrete Layers: An Experimental Study
Biswas Rajib Kumar ＊Takashi Misawa ＊ ＊Takahiro Saito ＊Abstract
We developed a method for strengthening RC bridge piers affected by corrosion damage. We examined five
single-shaft RC bridge piers of the same dimensions and rebar configuration under reversed cyclic loading, inwhich we applied axial stress of 1 MPa to the specimens. Of the five specimens, two specimens underwent an
average of 10% rebar corrosion (Group 1); another two specimens underwent an average of 15% rebar
corrosion (Group 2); and one specimen served as the control. We retrofitted one specimen from each groupwith ultra-high-performance concrete (UHPC) layers measuring 50 mm in thickness. The results showed that
corroded specimens strengthened with UHPC layers exhibit superior structural performance: for example, themaximum load carrying capacity (MLC) of the 15% corroded specimen increased by 24% compared to thesound specimen. Our results show that the proposed approach is highly effective in strengthening corrosiondamaged RC bridge piers.
Keywords: UHPC, strengthening, cyclic loading, rebar corrosion

1.

Introductionthat would restore structural performance without affecting theoriginal geometry. We used UHPC, an advanced strengthening

Bridges are essential components of the social infrastructurematerial, to enhance the structural performance of the corrodedand significantly affect the national economy. Bridges locatedRC bridge piers. We examined five single-shaft RC bridge piers,

in marine environments are often exposed to corrosion damage.

including sound, corroded, and retrofitted specimens, under

Given the cost of demolition and reconstruction and associatedreversed cyclic loading. Important performance indices for

traffic congestion, replacing an entire damaged bridge may notevaluating the performance of the strengthening scheme

be feasible. Strengthening damaged bridges is a possible

included MLC, ductility, stiffness degradation, energy

alternative; developing a reliable method for strengthening

absorption, and curvature. The results obtained from this study

damaged bridges would represent a major breakthrough.

should prove useful in formulating strategies for maintaining

UHPC is a new construction material that offers structural

corrosion-damaged RC bridge piers.

properties superior to conventional concrete. UHPC offers

2.

modulus of elasticity, compressive strength, and tensile strength

Experimental study1) makingexceding 44 GPa, 155 MPa, and 19 MPa, respectively,

2.1 Specimens

it an ideal strengthening material for damaged reinforced
concrete structures.

Our investigation included five single-shaft RC bridge piers,

2) examined the strengthening effects of UHPC

Yuan et al.

fabricatedjackets on the cyclic response of RC bridge piers. The results

configurations. The specimens were cast with a height of 1,650

showed that a UHPC jacket significantly improves strength andmm and a square cross-section of 400 mm, along with a footing

stiffness. Dadvar et al.3) examined a strengthening techniquewith dimensions measuring 1,500 mm x 1,500 mm x 850 mm.

involving UHPC jacketing for circular RC columns. The results

Each specimen was reinforced with 16 mm deformed

showed that UHPC jackets significantly increase load-carrying

reinforcing bars. The reinforcement ratio for the longitudinal

and energy absorption capacity.

rebars was 2%. We used 13 mm deformed reinforcing bars as

Little is currently known about strengthening corrosion-

stirrups. The specimens were designed in accordance with thedamaged RC bridge piers using UHPC layers. To address thisdesign code of the Japan Society of Civil Engineers (JSCE,

research gap, we sought, in this study, to develop a

2007 ).4) The reinforcement details can be seen in Figure 1(a).

strengthening scheme for corrosion-damaged RC bridge piers

The RC bridge pier specimens were subjected to combined

 ＊技術本部技術研究所土木研究グループ＊＊

技術本部技術研究所- 35 -

to

the

same

dimensions

andreinforcing

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

Unit in mm

Figure 1. (a) Specimen details (b) Corrosion setup (c) Location of UHPC layer (d) Photo of experimental setup
Corrosion process

axial and reverse cyclic loading. During the reversed cyclic
2) was applied to eachloading, an axial force of 160 kN (1 N/mm

After the fabrication and curing of the test specimens, weof the five specimens. Of the five specimens, Case 1 was usedperformed accelerated corrosion testing. The targeted area foras the control specimen; Cases 2 and 3 were subjected to 10%

rebar corrosion was enclosed with a plastic tank, as shown inrebar corrosion; and Cases 4 and 5 were subjected to 15% rebar

Figure 1(b). This tank was filled with a 5% NaCl solution.

corrosion (see Table 1).

Copper plates were placed around the specimen; these steel
plates were connected to the negative terminal of the power

2.2 Material properties.

supply and used as cathodes. Longitudinal rebars were

UHPC, deformed rebar, and normal concrete were the materials

connected to the positive terminal and used as anodes. Since theused in the experimental study. Initially, the specimens werestudy goal was the flexural strengthening of corrosion-damaged

fabricated with concrete with an average compressive strength

RC bridge piers, we prevented corrosion of the stirrups usingof 25 MPa. The 28-day average tensile strength of concrete wassuitable paints, while the longitudinal rebars were connected todetermined to be 1.7 MPa; the elastic modulus of the normal

the positive terminal of the power supply and used as anodes.

concrete was determined to be 29.5 GPa; and the yield strength

The electric current was 0.5 mA/cm2 during the corrosionof longitudinal reinforcements (D16) and stirrups (D13) was

process. Since corrosion damage at the connection point

determined to be 390 and 383 MPa, respectively. UHPC was

between pier and footing is understood to be more important

used to strengthen two corroded specimens. The mix proportiondue to potential plastic hinge formation, we limited corrosion

of

was

damage to a height of 600 mm above the footing. The time

185:1108:1129:154:12.2 for water: cement: sand: metal fiber:required to achieve the desired rebar corrosion was determinedwater reducing admixture. In the UHPC mix, we used only one

by the following equation:

the

UHPC

used

in

the

experimenttype of steel fiber. The straight fibers were 20 mm in length and

.

𝑡 𝑠𝑒𝑐

0.2 mm in diameter. The 28-day compressive and tensile
strength of UHPC was 143 MPa and 13.7 MPa, respectively.

.
.

(1)

where CF = 96500 C/mol; mloss = required mass loss; nspecimen =Based on the results, the elastic modulus and Poisson ratio,

2; and Mspecimen = 55.8 mol

respectively, were determined to be 51.8 kN/mm2 and 0.22.
Table 1: Experimental cases, corrosion ratio and crack width
Group

Group 1
Group 2

Cases

RemarkCase 1Case 2Sound
10% cor.

Corrosion(%)
010Case 3

10% cor.& retrofitted with UHPC

Case 4
Case 515% cor.
15% cor.& retrofitted with UHPC

- 36 -

ratio

Max.
corrosion
ratio (%)
12.9

Maximumcrack width
0
0.2

10.1

13

0.15

14.7
15.6

20.4
19.5

0.5
0.2

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

Experimental setup
After the corrosion process, the whole concrete cover in the
corroded area of Cases 3 and 5 was removed by water jet. The
specimens were retrofitted with UHPC layers measuring 50
mm in thickness. The location of the UHPC layers can be seenin Figure 1(c). The experimental setup used for the reverse
cyclic loading can be seen in Figure 1(d). The specimens wereconnected to the rigid foundations of the experiment room witheight threaded rods. Specimens were connected to vertical andhorizontal hydraulic jacks to apply axial and lateral forces. The
loading scheme commenced with the application of an axial
load: The specimens were subjected to a constant axial stress of
1 MPa, which is equivalent to 160 kN. After the application of
axial force, the specimens were subjected to reversed cyclicloading with a drift ratio ranging from 0.25% to 8%, as shownin Figure 2. Load cells were mounted in the hydraulic jacks tomeasure applied loads. Horizontal and vertical displacements
were measured using linear variable displacement transducers
Figure 3. Mass loss of the longitudinal rebars(LVDTs). A total of 27 LVDTs were deployed to measurevertical and horizontal displacement. Strain gauges in the steel

Corrosion processbars were used only in the sound specimen; they were omitted

Following the loading test, the longitudinal rebars in thefrom the other specimens because the rebars were damaged bycorroded area were removed from the concrete to determine theelectric corrosion.

extent of the corrosion. Next, to eliminate the corrosion
products, we submerged the rebars in a 10% diammonium

RESULTS AND DISCUSSION

hydrogen citrate solution at 60 ℃ . Figure 3 presents the
corrosion distribution for Cases 2 to 5. Each rebar was assigned

Corrosion-induced cracking

a unique number. Since the corrosion process in this study was

In the corrosion process, corrosion products appear on the steel

induced by chloride, corrosion occurred in a non-uniformbar, with the amount of corrosion products continuing to grow.

manner. The average mass loss or corrosion ratio was

As the amount of corrosion product increases, it exerts pressure

determined to be 10.1%, 10.0%, and 15.6%, and 14.7% foron the surrounding concrete, generating cracks in the concrete

Case 2, Case 3, Case 4 and Case 5, respectively. In Case 2, thecover. The crack widths of the corroded specimens increased

maximum and minimum corrosion ratios of a single rebar wereconsiderably with the increase in corrosion ratio. In general,

determined to be 12.9% and 6.7%; in Case 3, these were

corrosion cracks emerged parallel to the longitudinal rebars.

determined to be 13.0% and 7.6%. In Case 4, the maximum and

The maximum crack widths recorded for Cases 2, 3, 4, and 5

minimum corrosion ratios were determined to be 20.4% andwere 0.2 mm, 0.15 mm, 0.5 mm, and 0.2 mm, respectively.

11.7%; in Case 5, the maximum and minimum corrosion ratios
were determined to be 19.5% and 11.1%, respectively. The
differences between the maximum and minimum corrosion
ratios in Cases 2, 3, 4, and 5 were determined to be 48%, 42%,43%, and 43%, respectively. Table 1 summarizes the various
corrosion ratios and crack widths. Note that corrosion pit depth
increases with increasing corrosion ratio. The average pit depths
obtained for Cases 2, 3, 4, and 5 were 1.0, 0.9, 1.2 and 1.1 mm,
respectively.

Figure 2. Quasi-static cyclic loading history- 37 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

Figure 4. Hysteretic response of specimens
Hysteretic response

reduced by 9.2% and 6.5%, respectively, compared to the soundFigure 4-5 compares the hysteretic response of corroded andspecimen in the positive and negative loading directions.

sound specimens. The maximum load capacity for the soundHowever, Case 5 demonstrated 20% and 24% higher maximum

specimen in the north (negative direction) and south (positive

load-carrying capacity in the positive and negative loading

direction) was 155 kN and 165 kN, respectively. Case 2

directions compared to the sound specimen.

demonstrated 6% and 3.9% less maximum load capacity(MLC) in the positive and negative loading directions,
respectively. However, Case 3 demonstrated remarkable
improvements in MLC of 24% and 15.5% in the positive andnegative loading directions, compared to the sound specimen.
Compared to Case 2, the MLC increased by 32.3% and 20.1%
in the positive and negative loading direction, respectively. It isnoteworthy that the difference in MLC between the positive andnegative directions was 12.7%, which can be attributed to crosssectional non-uniform corrosion. Case 4 was subjected to 15%
rebar corrosion, while the maximum load-carrying capacity was(a)Figure 5. Backbone curve comparison of the sound,(b)
Figure 6. Comparison of crack pattern of the test specimens at

corroded, and strengthened specimens(a) maximum lateral load and (b) final stage of loading- 38 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

bond between the steel bar and the surrounding concrete. The
increased lateral displacement results in significant spalling of theconcrete cover. This behaviour can be attributed to the buckling of
the longitudinal rebar and corrosion-induced cracking. Horizontal
cracks resulted in flexure dominant failure in the sound andcorroded specimens. The corroded specimens reinforced with the
UHPC layers demonstrated greater control of crack propagation.
Crack widths were notably smaller than with the sound andcorroded specimen. Steel fibers in the UHPC matrix resulted insignificant crack resistance due to bridge effects. In addition, the
UHPC layers provided good confinement and resulted in less rebar
buckling and spalling of the concrete cover. This behaviour helps
achieve significant lateral resistance in UHPC-strengthened
specimens.
Case 5 failed due to insufficient layer thickness, as shown in
Figure 7. The desired layer thickness in this study was morethan 60 mm. However, in Case 5, the average layer thickness
was less than 50 mm. This result indicates that the UFC layers
Figure 7. (a) Photo of failed surface (b) UHPC layer

pushed against the surrounding concrete during reversed cyclic

thickness (c) Failure Analysis

loading, resulting in tension and failure in the surrounding

Cracking patterns and failure modes

concrete. The results suggest that the length along which the

Crack propagation was recorded in every loading cycle. The

tensile force is applied is about three times the thickness of thecracking patterns of the test specimens at maximum lateral load

UFC layer. Based on these observations and depending on UFC

and final stage are shown in Figure 6. As shown in Figure 6, thelayer thickness, the lateral load-resisting capacity of Case 5 cansound and corroded specimens demonstrate flexure dominant

be calculated from the following equation, where X is thefailure. The black and red lines represent cracks in the positive

thickness of the UFC layer and 3X is the influence length. TSC

and negative loading cycles, respectively. In the soundis the tensile strength of concrete and LCL is the length of thespecimen, the first flexural crack appears at the bottom at the

UFC layer.

lateral displacement of 3.5 mm. In the final stage of loading, theflexural cracks are distributed up to 900 mm from the bottom.

Lateral load resisting capacity = 𝑇𝑆𝐶

These flexural cracks are distributed with an approximate

𝑋

3𝑋

𝐿𝐶𝐿

(2)

spacing of 150 mm. The corroded specimens showed fewer
cracks. The reason for this behaviour is the deterioration of theDuctility
Rebar corrosion causes bond loss between rebar and concrete,
reduces rebar cross sections, and generates spalling of the coverconcrete. These factors reduce ductility. In this study, Case 2
and Case 4 demonstrated significantly less ductility than thesound specimen (see Figure 8). Ductility was reduced by 14%
and 17% when Case 2 and Case 4 were subjected to 10% and
15% rebar corrosion, respectively. Interestingly, ductility was
reduced by only about 7% in corroded specimens retrofittedwith UHPC layers. This performance can be attributed to thesteel fibers present in the UHPC and its superior material
properties. Here, ductility is defined as the ratio between

Figure 8. Comparison of ductility

ultimate and yield displacement. Yield displacement is- 39 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

Energy dissipation
We calculated the area in the hysteresis curve in a single loading
cycle to determine the energy dissipation for sound, corroded, andretrofitted RC bridge piers. The energy dissipation capacity
increases with the size of the enclosed area. Figure 10 illustrates
the cumulative energy dissipation of the sound, corroded, andretrofitted specimens. As shown in Figure 10, hysteretic energy
dissipation increases with greater deflection of the test
specimen. Corrosion-damaged specimens retrofitted withUHPC layers demonstrate significantly higher energy
Figure 9. Stiffness degradation of sound and corroded

dissipation than sound and corroded specimens. For example,

specimens

Case 5 demonstrates approximately 100% higher cumulative

determined by visual inspection (considering the change inenergy dissipation capacity than Case 4, when displacement

stiffness); ultimate displacement corresponded to ultimate load

reaches 20 mm. Overall, Case 5 demonstrated 33% higher(85% of MLC).

cumulative energy dissipation than Case 4. On the other hand,
Case 3 displayed 59% higher cumulative energy dissipation
capacity than Case 2.

Stiffness degradation
A major goal of strengthening corroded RC bridge piers withUHPC layers is to improve stiffness. We evaluated the effects

CONCLUSIONSof UHPC layers on the stiffness of the corrosion-damaged

This study proposes a flexural strengthening method forbridge piers. Figure 9 shows the reduction in stiffness of thecorrosion-damaged RC bridge piers using UHPC layers. In our

sound and corroded RC bridge piers during reversed cyclic

study, Case 1 was a sound specimen; Cases 2 and 3 wereloading. Here, stiffness is defined as K = load/deflection. The

subjected to 10% rebar corrosion; Cases 4 and 5 were subjected

stiffness (K) of each cycle is determined by calculating the slope

to 15% rebar corrosion. Cases 3 and 5 were retrofitted withof the lines connecting the highest points of the loading. The

UHPC layers measuring 50 mm in thickness. The following

figure shows the average of both the positive and negative

conclusions can be drawn from our study:

loading cycles. As Figure 9 shows, the magnitude of the1.

Strengthening corrosion-damaged RC bridge piers withstiffness declines with greater deflection. Note that the corroded

UHPC layers is an effective repair option. Strengthened

specimens strengthened with UHPC layers demonstratespecimens demonstrate significantly higher cracking loads,

significantly higher stiffness than the sound and corroded

yielding loads, and MLC. The strengthened specimens

specimens. For example, at a deflection of 3.5 mm, Case 3 andrestored structural performance without affecting original

Case 5 demonstrated about 33% and 31% higher stiffness thangeometry. In Case 3, MLC increased by 24% over thesound specimen.

Case 2 and Case 4, respectively.
2.

RC

bridgepiers

retrofitted

with

UHPC

layersdemonstrated significant crack control and increased
durability.
3.

RC bridge piers strengthened with UHPC layers
demonstrated significantly higher initial stiffness thansound and corroded specimens. In the first loading cycle,
Case 3 and Case 5 demonstrated about 33% and 31%
higher stiffness than Case 2 and Case 4, respectively.

4.

UHPC jacketing improves the displacement capacity or
ductility of corroded specimens. Case 3 displayed 7.3%
higher ductility than Case 2.

Figure 10. Comparison of dissipated energy- 40 -

奥村組技術研究年報 No.50

5.

Energy dissipation capacity increased significantly whencorroded specimens were strengthened with a UHPC
jacket. Case 3 displayed 59% higher cumulative energy
dissipation capacity than Case 2.

【References】
1) Biswas RK, Saito T, Misawa T, Iwanami M. Structural
behavior of severely corroded RC beams retrofitted withUHPC layer: an experimental study. Innov Infrastruct Solut
2023;8:322.
2) Yuan W, Wang X, Guo A, Li C, Dong Z, Wu X. Cyclic
performance of RC bridge piers retrofitted with UHPC
jackets: Experimental investigation. Engineering Structures
3) Ali Dadvar S, Mostofinejad D, Bahmani H. Strengthening of
RC columns by ultra-high performance fiber reinforced
concrete (UHPFRC) jacketing. Construction and Building
Materials 2020;235:117485.
4) JSCE, 2007. Standard Specifications for Concrete Structures- 41 -

2024 年 9 月

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

建設現場でのバイタルデータ取得方法の確立－ヒューマンエラー軽減に向けたバイタルデータの活用－
Method for Acquiring Vital Sign Data at Construction Sites- Utilizing Vital Sign Data to Reduce Human Error 麻生真司 ＊ 山口 治 ＊ ＊ 大下和彦 ＊ ＊ ＊要 旨
建設現場においては、ヒューマンエラーに起因する災害の発生割合が高く、その調査・分析にバイタルデータを用いることが有効と考えられるが、機器の導入やデータ取得に手間がかかり建設作業での適用には課題が多い。そこで、スポーツ選手のコンディション管理で使われるアンケート型
管理ツールで主観データを取得する手法を建設業向けに最適化して適用した。屋外の処分場建設現場で夏期 2 ヶ月半、20 名に対して実施した結果、入力の継続性が 91.5%と高く、実用性が確認できた。また、主観データの記録を分析した結果、夏期作業での水分摂取の不足が明らかになったほか、睡眠の質の傾向、疲労度の曜日別傾向に一定の傾向が見られた。
キーワード：バイタルデータ、ヒューマンエラー、主観データ、熱中症

罰則の付与、現場での管理手法やルールの厳格化、安全

１． まえがき

教育等の充実により、現在の水準に至ったと考えられる。
建設現場では、施工場所、気候、工事の目的、施工期

労働災害による死傷者数が低い水準を維持している現間等が全て異なる条件のもと、多くの作業員や建設機械

在では、災害発生事例の多くはヒューマンエラーが要因

が現場に混在する状態で工事が進められる。建設現場のとされており、労働災害の8割に、人間の不安全行動が運営者は、関係法令を遵守した上で日々、時間とともに含まれるとされる2)。

変化する現場の状況に配慮した管理が求められる。すな

一方、建設業の従事者については、高齢化と入職者のわち、運営者は入念な計画と確実な実施、現場の安全管減少により慢性的な人手不足が続いている。この状況を理、関係者の教育等を行い、様々な災害防止対策を講じ打開すべく、機械化技術やICT機器等による業務効率化なければならない。

の取組みが進んでいるが、人手不足の解消には至ってい

労働災害統計によると、建設業の死傷者数は昭和30年ない。また、建設業では時間外労働の上限規制の猶予期

代に10万人を超える水準であったが、昭和53年を境に間が終了し、2024年4月から本格適用となったことで新年々減少傾向にあり、近年は1.5万人程度で推移1)していたな懸念が指摘されている。具体的には全体工期の延伸

る（図－１）。昭和50年代中盤以降、死傷者数が減少しや人員の増加がないまま、これまでと同等の作業を短時た背景には、建設現場の各種設備・機械の改良、安全保間で行わなければならない状況や、作業従事者の負担が護具の充実などハード面の対策が進んだことが挙げられ増加して作業確認の漏れ・ゆとりの欠如などに起因するる。また、ソフト面の対策としては、関係法令の整備とヒューマンエラーの発生等が挙げられる。
高木3)は、ヒューマンエラーを発生原因ごとに12に分類している（表－１）。そのうち、「1.無知・経験不足」、「2.危険軽視等」、「3.不注意」、「4.連絡不足」、「5. 集団欠陥」などが重要であり、それらの対策と課題について述べている。
表－１ ヒューマンエラーの原因分類 3)

図－１ 建設業の労働災害発生状況（死傷・死亡）1)＊
土木本部土木設計部 ＊ ＊ 東日本支社リニューアル工事部- 43 -＊＊＊

西日本支社安全品質環境部

奥村組技術研究年報 No.50

一方で、身体的要因である「10.中高年の機能低下」

2024 年 9 月

マンエラーを防止する製品やサービスが多数実用化されや「11. 疾病、疲労、体質、酷暑等」を設けているが、ている。

詳細の分析や今後の対策等には触れていない。

しかし、実際の建設現場での運用に際しては、バイタ

近年では夏の気温が非常に高く、長期にわたり暑熱環

ルデータが個人に帰属する情報であることを考慮した運境が続くことから熱中症の発症リスクが高まり、発症時用方法や基準が必要と考える。また、継続的なバイタルの重篤度が大きい。建設現場、特に屋外での作業では個

データの取得には、機器の導入やデータ取得の手間と費人の体調の可視化が難しく、本人の申告に依存するとこ用が適切であるか、所属会社や作業内容が異なる不特定3)でろが大きい。そのため、ヒューマンエラーの12分類

多数の従事者が同時に作業する建設現場に適したサービ示す「11.疾病、疲労、体調、酷暑等（以降、「11疲労スであるか等を調査する必要がある。

等」）」については、実態の把握および対策の立案と実施

そこで、本報告では以下の2点について調査し、建設が望まれる。

現場におけるバイタルデータの取得方法を検証した。

建設現場における「11疲労等」の実態を知る上で、作ⅰ．法的観点を踏まえたバイタルデータの取得方法、業員の作業中の体力の消費、脱水、疲労の蓄積等のバイ

個人情報の取扱い

タルデータを取得し可視化することが有効であると考えⅱ．現場で適用できる簡易で継続性のあるバイタルデる。しかし、バイタルデータを計測・取得する機器は医ータ取得方法の確立と現場適用療分野で活用されているが、設備の大きさや価格、計測精度の面で建設現場に適していない。また、建設現場で

３． バイタルデータの取扱い

は所属会社が異なる多くの作業員が従事することを考慮すると、現場で直接計測できる簡易な方法が求められる。

3.1 法規制調査

２． 既往の研究サービスと課題て、個人情報保護法等の法的規制の有無とその範囲、取建設現場の作業員から取得するバイタルデータについ扱い時の本人の同意や承諾等の厳守事項、および現場で
2.1 計測・取得に関する既往の研究とサービスの運用について、本件に精通する弁護士の協力のもと整近年では、ヒューマンエラー防止を目的としたバイタ

理した。

ルセンシングに関する学術的研究が行われている。

バイタルデータ取得において考慮すべき法律や規則と厚生労働省は、熱中症対策としてウェアラブルセンサ

して、①個人情報保護法、②プライバシー/GDPR（EUーを活用した効果的な予防法の検証を2021年に行った4)。

一般データ保護規則）、および③労働安全衛生法が該当論文では、生体データをリアルタイムに分析し、リスクした。また、一部のバイタルデータ取得機器・方法には、評価とアラートを発出することで熱中症予防に一定の効

医師の医学的判断を伴う行為（医行為）が含まれる可能果があることが示された。

性がある。そのため「医行為」を明確化すべく、④医経済産業省は、幅広い産業分野の企業（プラント、建療・医薬品医療機器関連の調査を実施した。

設、石油元売、損害保険、食品加工等）を対象にして、①個人情報保護法

ウェアラブルデバイスに関する技術動向調査を2023年にバイタルデータは、現在の運用においてデータ単体で行った5)。この中で、建設分野では現場特有の短期間従は個人識別性を持たないため、現行法の「個人情報」の事による継続性の困難さ、多層請負構造による機器装着

定義に該当しないものも含まれる。一方で、それが特定の強制の困難さなどの問題点が抽出された。

の個人と関連づけて管理される場合には、個人情報に該さらに、国土交通省では、バイタルデータを含むビッ当する。

グデータを活用した事故防止対策の推進事業について、②プライバシー/GDPR（EU 一般データ保護規則）

2017年に調査を行った6)。この調査では、物流分野を対EU が 2018 年に施行した一般データ保護規則 GDPR

象として、運送ドライバーと車両から得られるビッグデ（General Data Protection Regulation）に則り、プライバータをもとに、事故防止運行モデルを構築・評価していシー保護の観点から、バイタルデータを取得・活用するる。例えば、ドライバーの「疲れ度合い」を予測する手取り組みは、本人の承諾を得ることが前提と考える。

法として、自身の運行データと過去の疲れ具合の相関を③労働安全衛生法

重回帰分析により算出している方法等がある。

労働安全衛生法では、バイタルデータの適切な取得・

2.2 既往のサービスと課題

活用は、事業者による健康管理および作業管理を果たす

バイタルデータを継続的に取得して傾向や変化を把握ための有益な手段に位置づけられる。

することと、改善の取組を並行して進めることで、災害④医療・医薬品医療機器関連防止の効果が得られる。前項の文献をはじめ種々の研究

時計型やメガネ型などの身に着けるタイプのバイタル成果を経て、現在ではバイタルセンシングによりヒューセンサーにおいては、「医行為」に該当しないと考える。

- 44 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

しかし、直接的な身体接触（コンタクトレンズのようないて制限はないが、バイタルデータは重要性の高い情報

眼球接触等）や、手術を伴うデバイスタイプ（埋め込みであるため、認識相違に基づくトラブルを防止する必要型等）は「医行為」に該当する可能性が高く、適用にはがある。そのため、口頭ではなく書面または電子メール

十分な検討が必要となる。

等の記録可能な媒体を用いて取得することが望ましい。

3.2 法的観点における課題と対応策

６同意文言と第三者提供の検討：第三者にデータを提前述の法規制調査で明らかになった遵守事項・配慮事供する場合、データ取得についての同意と第三者提供に項を明確にするため、「A. 実施スキームの明確化」、

係る同意の双方を同一の機会に取得することが合理的で「B. データの利用目的」、「C. 本人の同意」、「D.

あるため、汎用的な同意依頼書の策定を検討する。また、社内体制」、「E. データ管理」、「F. 損害賠償への上記書式制定のため、第三者提供を行う先の範囲を具体対応」の 6 項目に区分した。それぞれの主な課題と対応的に検討する。

策について、バイタルデータを活用するためのチェック

Ｄ. 社内体制

項目とチェックリストを作成した（図－２）。

７社内規程・必要書式の整備：制定すべき規程類と書A. 実施スキームの明確化

式を検討する。制定済みであっても新規にバイタルデー

１取得主体と活用フローの共有：建設業では、請負形

タを対象に含める場合には、改めて個人情報保護法に準態が多層構造であるため、現場作業員のバイタルデータ

拠した内容かチェックする必要がある。その際、調査等の取得主体や活用の内容を元請企業と協力業者（直接雇対象者の人権への配慮、調査対象者に生じうる危険と不用）の双方で明確化する。

快に対する説明の場を設けているか確認する。

B. データの利用目的

８従業者研修の検討：データ取扱者を対象とした研修

２利用目的の特定：個人情報保護法に基づき、具体的実施を検討する。

に利用目的を特定する。「所属企業（または従事する現９組織体制：苦情処理窓口の設置（個人情報保護法第場）における従業員の業務配分および健康を適正に管理35条）、個人情報保護管理者の設置を検討する。

するため」「建設現場作業で事故や災害を起こさないた

Ｅ. データ管理

めの健康状態であるか把握するため」などの具体的な利10委託の要否：データ管理のためクラウドサービスや、用目的を決定する。

情報システムの保守等を第三者に委託する必要性を検討

３利用目的の明示方法の検討：特定した利用目的を、する。委託する場合には、個人情報保護法対応（委託先本人に明示する方法を検討する。すでにプライバシーポの監督義務、委任契約の内容等）が必要となる。

リシーがある場合は、改訂を含めて検討する。利用目的

11 データの安全管理措置：個人情報保護法に基づく安の認識相違によるクレーム防止の観点から、理解を促す

全管理措置を講じる必要がある。具体的には、組織的安ために個別に本人に告知して説明する機会を設ける等の全管理措置、人的安全管理措置（従業者に対する教育・対応が必要である。

訓練等）、物理的安全管理措置（入退館管理、データ盗４利用目的の遵守：データ分析の際に利用目的を逸脱難等防止措置）、技術的安全管理措置（システム制御、しないよう留意する。また、組織的に利用目的を遵守す

不正アクセス対策等）のそれぞれについて、高い水準のる体制を構築する。

安全管理措置が求められる。

Ｃ. 本人の同意

Ｆ. 損害賠償への対応

５同意取得方法の検討：法令上、同意取得の方法につ

12損害賠償への対応：一般にバイタルデータは、普遍
区分

A実施スキー

チェック項目
一次的なデータ取得主体が明確化されているか□

B

具体的な利用目的について、特定/明確化されているか

□

データの
利用目的

既存のプライバシーポリシーに対する抵触事項の有無を確認しているか
データ提供者となる本人告知/説明機会の設定ができているか
利用目的の範囲を超えた取り組みになっていないことを確認しているか

C
本人の
同意

D
社内体制

E
データ
管理

F

損害賠償
への対応

□
□
□

利用目的の遵守体制/手順を構築できているか□

同意取得方法の検討がなされているか□

同意依頼書が準備できているか（データ取得/第三者提供）□

第三者提供範囲の具体的な検討ができているか□

個人情報保護に係る規程類と書式の検討/見直しができているか
データ取扱者を対象とした説明会/研修等の実施を検討しているか
苦情処理窓口/個人情報保護管理者の設置ができているか
データ管理の委託要否の検討と、必要な委託契約ができているか
委託する場合の個人情報保護法の対応ができているか
個人情報保護法に基づく安全管理措置が実施できているか
情報漏洩に伴う損害賠償の種類と規模感が特定できているか損害保険加入の判断と補償内容の評価ができているか

図－２ バイタルデータ活用における法的観点からのチェック項目とチェックリスト- 45 -

結果/留意点

ムの明確化

□
□
□
□
□
□
□
□

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

性や特定性、永続性の観点から高い情報価値を有してお現場での熱中症対策が適切に行われ、暑熱リスクの通知

り、悪用された場合の損害も甚大になるおそれがあるこ（アラートの発出）が 0.06 回/日と少ない結果となった。

とから、賠償額が多額になる可能性に留意が必要である。

しかし、発汗状態でのシャツ着脱の困難さ、代替ウェアの管理の煩雑さなどから継続性に課題が残った。

４． 既往技術の整理と現場試行

5.2 ウォッチ型デバイスの試行
シャツ型デバイスと比較して着用の心理的ハードルが既往のバイタルセンシングデバイスを調査し、それぞ低いとされるウォッチ型デバイスについても検証した。

れの特徴、デバイスの大きさ、計測精度、価格の比較をウォッチ型デバイスには、全作業員の業務環境や体調に示した（図－３）。専用設置型、据え置き型は、計測精ついてリアルタイムで把握し一元管理できるシステムを度が高いが持ち運べないため建設作業中の常時計測は不選定した。

可能である。

ウォッチ型の通信は、現場に配置したローカルネット

建設現場での作業中の着用を想定した場合、現在ではワークで収集されるため、山間部などの LTE 通信が困

携帯型や時計、メガネ、シャツなどのウェアラブルタイ

難な場所でも適用できるメリットがある。本デバイスにプが適しており、既往のサービスで適用されている。まついては、暑熱リスクが高くなる 5 月～6 月の 1 ヶ月間、た、将来的には計測精度の向上、低価格化が進むことで屋外現場において元請職員と作業員の計 10 名に対して貼付型（パッチタイプ）の適用可能性があると考える。

試行した。

なお、埋め込み型（インプランタブル）は研究段階であ

その結果、熱中症アラートの誤作動・誤検知が多く、るものが多いことや、「医行為」となる可能性が高い点、実適用には改善が必要な内容であった。使用感について

倫理的な観点から普及の実現性は低いと考える。

はシャツ型デバイスと比較し着用の心理的ハードルが低いと考えていたが、毎日の充電や腕への装着による作業

５． 既往技術の試行と課題の抽出への抵抗感等があり、継続的な使用の支障となった。
2 つの試行を経て得られた共通の課題として、①デバ

既往のバイタルデータ取得技術の効果検証および改善

イスのコンパクト化（単体通信、作業を阻害しないも点の抽出のため、実際に建設現場で働く作業員を対象にの）、②通信環境の整備・確実性、③使用者（建設作業

シャツ型およびウォッチ型のセンシング技術を試行した。

員）の理解促進が挙げられる。また、センシングデバイ

5.1 シャツ型デバイスの試行

ス（シャツ、ウォッチ等）が作業に支障することや、汗安全管理を目的とした既往技術のうち、暑熱環境リスやかぶれでデバイスを長時間付けられない等の理由で継クをリアルタイムで把握できるシステムとして、シャツ続使用が困難な例が見られた。

型デバイスを試行した。本デバイスは、着用した作業員の心拍、温度、加速度を取得し、作業環境と合わせてク

６． 新たな手法の検討

ラウドで暑熱リスクを算出して、作業者および管理者に
6.1 アンケート型管理ツールの概要

リアルタイムで通知するシステムである。
暑熱リスクが高い屋外現場において、本デバイスを作既往技術で課題となった点を解決でき、簡易で継続性

業員 10 名に対して 1 ヶ月間試行した。その結果、着用のある方法として、常時計測・リアルタイムアラートをした作業員の熱中症リスクを数値化することができ、休行う方法ではなく、まずは作業の前後に自身の体調をア憩時間等の作業管理が可能となった。これにより、試行

ンケート式で入力する方法を考案した。類似のサービス

図－３ バイタルセンシングデバイスの比較- 46 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月を調査した結果、スポーツ選手のコンディション管理で【測定項目】身体的疲労（6 段階）、精神的疲労（6 段

使われているアンケート型管理ツールである ONE TAP階）、睡眠時間（数値）、睡眠の質（4 段階）、水分補給

SPORTS（以下、管理ツール）を建設業向けに改良して

量（5 段階）、体重（数値）の 6 項目とした。1 回の入力

適用することとした

7)。

で一人あたり概ね 30 秒程度であった。

管理ツールは、入力者自身の疲労度、睡眠の質といった主観データや、睡眠時間、体重、水分摂取量などの定
量的な客観データを、現場の環境に応じて組み変えて設定し蓄積することができる。これにより、それぞれの現場での日々のデータを蓄積・解析することで、作業員のコンディションを把握し、運動・作業の量や種類の調整、事前教育改善プログラムの実施などを行うことができる。また、

入力状況

体重測定

写真－１ 実施状況

常に持ち歩くことが多いスマートフォンを使うことで、容易に入力ができるために継続性が高い。

6.3 測定結果

建設現場では、計測の継続性を向上させるため、1回①測定の継続性・課題の抽出測定を行った 20 名のうち、作業の関係で途中 1 名がの入力時間を短くし、当日の始業前に実施する作業内容の確認や危険予知と同じタイミングで入力することとし離脱したが、残り 19 名は適用期間全てで入力を実施た。また、個人端末では入力や管理が不慣れな作業員もし、データ入力率は 91.5%であった。実施後のヒアリン

おり、時間がかかることに配慮し、作業班単位でタブレ

グでは、継続できた要因として入力時間の短かさ、アンット端末に入力することとした。加えて、あらかじめ登

ケート項目の少なさ、作業の一環として組み込まれてい録した自身の顔写真をタップして入力を開始するインタた点などが挙げられる。これにより、多人数が長期間継ーフェースの採用、数値入力項目のレンジスライダーへ続して使用できることを確認した。なお、改善の要望との変更、少ない質問数（6問）等の工夫により、入力ミ

して体重や睡眠時間などの数値の自動入力化の要望があスの軽減、時間の短縮が実現した。

り、今後の課題とした。

6.2 現場試行②測定結果の傾向【検証項目】管理ツールが建設現場で適用できるか判断

今回の測定は 1 つの現場で 20 名、2 ヶ月半の限定的するために稼働中の建設現場で試行し、①測定の継続な計測ではあったが、測定結果を多角的に分析した結性・課題の抽出、②測定結果の傾向の把握と改善案の検果、(1)体重増減率と水分補給量、(2)睡眠の時間と質、

討を行った

8)。

(3)疲労感と測定日（曜日）に一定の傾向が見られた。

【適用現場】夏期の熱中症の早期発見や予防を行うため、屋外の廃棄物処分場建設現場を選定し、8 月後半から 10(1)体重増減率と水分補給量
夏期熱中症の予防を目的に、作業前後の体重増減率と月末迄の 2 ヶ月半の期間で実施した。

作業中の水分補給量を計測した。水分補給量は、就業中【対象者】屋外作業に従事する職種の作業員を対象としの水分補給量に応じて 500ml 単位で 5 段階の評価（0mlて、本研究の趣旨を説明した上で同意を得た方 20 名にから 2, 000ml）とした。日ごとの体重増減率（全員の平測定を依頼した。年代構成は、30 代 4 名、40 代 5 名、均値）の推移を図－５に、水分補給量（全員の平均値）

50 代 7 名、60 代 4 名であり、試行した建設現場の人員の推移を図－６に、当日の平均気温とともに示す。日ご構成に近い配分であった。対象者は事前に生活習慣アンとのばらつきはあるが、気温 28 度以上の 8 月末まではケートに回答してもらい、個人特性を把握した。

熱中症対策の水分補給量が多く、体重増減率が-1.4％程【測定方法】始業時に行う作業内容の確認および危険予度であった。その後、気温が下がると水分摂取量が少な

知活動の一環として、測定項目（後述）をタブレットか

くなり、体重増減率が-1.0％程度であった。
1.0%（屋内）とし、タブレット入力に不慣れな作業員は他の

0.5%
0.0%

30

20

‐1.0%

‐0.5%
10
‐1.0%
‐1.5%

レンジスライダー‐2.0%

平均体重増減率

‐1.4%

気温（℃）

‐10

‐2.5%

個人入力選択画面

体調データ入力画面

図－４ 管理ツール入力画面

図－５ 体重増減率の推移- 47 -

0

気温℃

人に聞くことで確実に入力できるようにした（写真－1）
。

体重増減率

らデータ入力した（図－４）。入力場所は作業員休憩所

奥村組技術研究年報 No.50

30

した
ⅱ．現場で適用できる簡易で継続性のあるバイタルデ

3

20

2

10

ータ取得方法として、アンケート形式による主観
データ記録を考案し、現場適用により有用性を示
した

1

補給量多

徐々に低下

0

平均⽔分補給量
気温（℃）

0ⅲ．測定結果の傾向を検証し、体調の維持や作業行動

気温℃

⽔分補給量(5段階)

42024 年 9 月の改善を図るためには、更なるデータの収集が必

‐10

要である

図－６ 水分補給量の推移

８． あとがき(2)睡眠の時間と質睡眠時間と睡眠の質（全員の平均値）の推移を曜日別

本研究では、従来のバイタルセンシングだけでなく、に示す（図－７）。週末にかけて睡眠時間が上昇する一

心理面を主観データとして数値化し、継続的にデータを方で、睡眠の質は週末にかけて降下する結果であった。

収集できる方法を構築できた。今後は、多人数での長期(3)疲労感と測定日（曜日）的な運用に向けた検討と、疲労の回復（睡眠）の検証を

主観データとして入力した身体的疲労および精神的疲行うことで、より精緻で高度なコンディション管理手法

労（全員の平均値）の推移を曜日別に示す（図－８）。

の確立を目指す。本研究の結果や得られるデータがヒュ

身体的疲労と精神的疲労に有意な差は見られなかった。

ーマンエラーの低減に資する対策立案の一助になること

どちらも週末にかけて蓄積するが、週の最終日には改善を望む。

する結果であった。

東京大学八田秀雄先生には、本件の計画、調査方法お
睡眠の質

睡眠時間

よび結果の考察等について助言をいただいた。この場を

平均評価

7.0

2.4 4.0

6.8

2.3 3.9

6.6

2.2 3.8【参考文献】

6.4

2.1 3.7

1) 建設業労働災害防止協会、https://www.kensaibou.or.jp/

借りて感謝する。

safe_tech/statistics/occupational_accidents.html、2024.5

2.0 3.6

6.2
睡眠時間

6.0
月

火

水

睡眠の質
木

金

1.9 3.5

土

身体的疲労
月

火

水

精神的疲労
木

金

2) 職場のあんぜんサイト、厚生労働省 https://anzeninfo.
土

図－７ 睡眠の時間と質図－８ 身体的疲労、の推移

精神的疲労の推移

mhlw.go.jp/yougo/yougo62_1.html、2024.5
3) 高木元也、建設現場におけるヒューマンエラーの現状と今後の対策のあり方、公益社団法人 土木学会、
建設マネジメント研究論文集 8、pp.141-148、2000

6.4 結果の考察
体重の変化と水分補給量の結果では、気温の差による

4) 丸山 崇、熱中症予防対策におけるウェアラブルセ

水分摂取量および体重変化の傾向を示した。しかし、個ンサーの活用と効果的な熱中症予防法の検証、厚生人差によるばらつきが大きいことや実際の作業との関連

労働省委託事業 労災疾病臨床研究補助金事業、2021.

を示していないことなどから、今回の傾向を一般化する

3

ことは困難であると考える。同様に、睡眠時間と睡眠の

5) 三菱総合研究所、ウェアラブルデバイスに資する動質、疲労に関する傾向も個人差や入力者の主観に依存す

向調査報告書、経済産業省委託事業 令和 4 年度産業
保安等技術基準作成調査研究等事業、2023.3

ることを考慮し、今後のデータの蓄積が必要であると考6) （公財）大原記念労働科学研究所、ビッグデータ活える。

用による事故防止対策推進事業についての調査、国睡眠の質については、睡眠時に計測できるセンサーが土交通省委託事業、2017.3

身近になったことから客観データが容易に取得できる。

7）（株）ユーフォリア、ONE TAP SPORTS により体調

今後は睡眠の質に関して主観データと客観データの相関モニタリング、建設作業員の健康管理・熱中症予防

から、疲労度の改善方法の検討が必要と考える。

を支援 https://eu-phoria.jp/news/pressrelease/20230601-okumuragumi-wellness、2023.6

７． まとめ8) 麻生真司、山口 治、森井貴弘、一原克裕､八田秀夫、
本報告では、以下の結果が得られた。

建設作業員を対象とした主観データの取得方法の検ⅰ．バイタルデータの取得方法、個人情報の取扱につ討、土木学会全国大会 第 79 回年次学術講演会、Ⅵ713、2024.9

いて、法的観点を踏まえたチェックリストを構築- 48 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月



高強度鉄筋を用いた
場所打ちコンクリート杭工法の開発
Development of Cast-in-place Concrete Pile
with High-strength Longitudinal Reinforcement
和田湧気 ＊

舟木秀尊 ＊

岸本剛＊＊

山口敏和 ＊ ＊ ＊要 旨
場所打ちコンクリート杭の過密配筋抑制のため、規格降伏強度が 590N/mm 2 、685N/mm 2 の高強度
鉄筋を主筋に用いた場所打ちコンクリート杭工法を、当社を含む 9 社で共同開発した。本開発では、高強度鉄筋を主筋に用いた場所打ちコンクリート杭の耐震設計手法の構築のため、各種実験を行った。それらの実験結果より、鉄筋が安定液に浸漬されることによるコンクリートとの付着性能や、重ね継手の力学的性能への影響は見られないことを確認し、高強度鉄筋のコンクリートへの定着長さ、高強度鉄筋同士の重ね継手長さの設定方法について知見を得た。また、杭体の損傷過程や変形性能を把握し、平面保持を仮定した断面の曲げ解析により、曲げモーメントと曲率の関係は終局限界状態まで概ね評価可能であることを確認した。
キーワード：場所打ちコンクリート杭、高強度鉄筋、安定液

１． まえがき

２． 鉄筋の引抜き実験

近年、場所打ちコンクリート杭は、高支持力化や要求

2.1 実験の目的

性能の向上により配筋が過密化傾向にあり、コンクリー

場所打ちコンクリート杭の施工では、鉄筋が安定液にトの充填不良や杭主筋と基礎梁主筋の干渉など施工性の浸漬された状態でコンクリートが打設されるが、その場低下が問題となっている。これに対し、普通強度の鉄筋

合の鉄筋とコンクリートの付着性能については既往の知2、685N/mm2 の鉄筋に代えて規格降伏強度が 590N/mm

見が少ない。そこで、安定液に浸漬された高強度鉄筋の（以下、高強度鉄筋）を主筋に用いることで、過密配筋

降伏後におけるコンクリートとの付着性能を把握するこの抑制による施工性の向上や、杭断面を小さくした設計とを目的に、鉄筋の引抜き実験を行った。

による杭工事のコスト低減が可能になると考えられる。

2.2 試験体概要

高強度鉄筋は、建築研究所による「鉄筋コンクリート

引抜き実験の試験体パラメータを表－１に示す。加力1) 」において、するのは規格降伏強度 685N/mm2（D32 ねじ節）の鉄筋

主に上部構造を想定した適用について検討されたが、場であり、コンクリートへの定着長さは、日本建築学会

所打ちコンクリート杭の主筋に高強度鉄筋を用いるため「鉄筋コンクリート構造計算規準･同解説 7) 」（以下、の知見は少ない。また、日本建築学会から刊行された

RC 規準）に示される必要定着長さの算定式をもとに、造構造物の超軽量･超高層化技術の開発

2) 」（以下、基礎部材解説

コンクリートの設計基準強度（以下、Fc）と鉄筋の規格書）にも、適用範囲は SD490 までであることが示され降伏強度から設定した。加力する鉄筋には、2 体の試験ている。そこで、当社を含む 9 社の共同で、設計手法の体にひずみゲージを貼付してひずみ分布を確認する計画

3)～6) を行い、高強度鉄筋をとした。安定液浸漬ありの試験体については、表－２に「基礎部材の強度と変形性能構築を目的とした各種実験

配合と試験結果を示す安定液に鉄筋を 24 時間浸漬後、用いた場所打ちコンクリート杭工法を開発した。
本報では、各実験の概要と、それらの実験結果をもと付着した安定液が落ちないよう留意して試験体コンクにした高強度鉄筋とコンクリートの付着性能、高強度鉄リートを打設した。ここで、鉄筋の安定液浸漬状況と、筋同士の重ね継手の力学的性能、および杭体の構造性能

24 時間浸漬後の鉄筋への安定液付着状況を写真－１にの検証について報告する。

示す。安定液の配合については、事前に行った要素実験

 ＊ 技術本部技術研究所建築研究グループ＊＊

技術本部技術研究所企画・管理グループ＊＊＊

西日本支社建築設計部- 49 -

奥村組技術研究年報 No.50

3) の結果から、実際に想定される範囲で付着性能に不利となるような配合を設定しており、模擬土は安定液の転

付着除去
区間

用泥水を模擬的に作成するために加えている。表－２の試験体奥行き800mm
ひび割れ補強縦筋：D13□＠150（SD295）
横筋：2-D25（SD345）

2024 年 9 月

ジャッキによる引張加力（荷重計）

試験結果より、一般的な悪条件下での安定液と同等であ
上部治具

1,980mm

験体形状の一例を図－１(a)に示す。コンクリート中央

1,664mm（定着長さ）

ることを確認した。また、材料試験結果を表－３に、試に鉄筋を埋め込んでおり、コンクリート端部の付着劣化の影響を避けるため、上端からおよそ 10d（d：鉄筋の呼び径）の範囲に、ブチルゴムとビニールテープを巻い

鉄筋の
抜け出し量

試験体

下部治具

た付着除去区間を設けた。

反力床

1,300mm

2.3 実験方法（a）試験体（定着長さ1,664mm）

加力･変位計測状況を図－１(b)に示す。試験体は、反（b）加力･変位計測状況

図－１ 引抜き実験の試験体と加力･変位計測状況

力床に固定した下部治具に載せ、コンクリート部分を固2.4 実験結果および考察定している。鉄筋はジャッキの先端に取り付けた上部治具に固定して引張加力する。加力は荷重制御とし、長期鉄筋応力度－抜け出し量関係の比較を図－２に示す。

許容応力度の 1.5 倍相当を 2 回、規格降伏強度の 95%相

鉄筋応力度はジャッキ荷重を鉄筋の公称断面積で除した

当を 2 回繰り返し後、引張強度の 95%相当まで単調引

値、抜け出し量は 2 箇所の計測値の相加平均値とした。

張加力する計画とした。

図より、安定液浸漬の有無に関わらず、いずれの試験体
も引張強度の 95%相当まで荷重を保持している。

鉄筋に作用させる引張荷重は、ジャッキの荷重計により計測した。鉄筋の変位は、試験体コンクリート側面を安定液浸漬有無によるサイクルピーク時の鉄筋のひず不動点とし、計測治具を介して設置した変位計によりコ

み分布の比較を図－３に示す。図より、ひずみ分布につンクリートと鉄筋の相対変位（以下、抜け出し量）を計

いても安定液浸漬の有無で有意な差は確認できない。な測した。抜け出し量は、コンクリート上端から 150mm

お、規格降伏強度の 95%相当以降の荷重においても、の位置において 2 箇所で計測している。

微小なひずみの部分が存在することから、応力伝達のために十分な定着長さを設定できているといえる。

表－１ 引抜き実験のパラメータ
試験体名

安定液浸漬

30-52d-G
B-30-52d-G
60-36d
B-60-36d

Fc(N/mm2)

なし
あり
なし
あり

30
30
60
60

ひずみ
ゲージ

定着長さ
52d (1,664mm)
52d (1,664mm)
36d (1,152mm)
36d (1,152mm)

以上より、安定液浸漬による付着性能への影響は見られず、RC 規準をもとに高強度鉄筋のコンクリートへのあり

定着長さを安全側に評価することができる。

なし

1000

B-30-52d-G

900

表－２ 安定液･模擬土の配合と安定液試験結果

30-52d-G

800

鉄筋応力度(N/mm2)

安定液配合
模擬土配合
安定液試験結果※
砂分
ベント
粘性
pH
CMC 粘性土 砂質土 率
比重
(s)
ナイト
5.0%
0.2% 16.0%
5.0% 5.0%
1.15
32.78
9.0
※試験方法 比重：マッドバランス 粘性：ファンネル粘度計
pH：pH メータ

規格降伏強度

700
600
500
400
300

長期許容応力度

200
100
0

0

5

10

15

20

25

30

35

抜け出し量(mm)（a）安定液浸漬の有無による比較（Fc＝30N/mm2）
1000
900

（a）安定液浸漬状況（塩ビ管内で浸漬）

鉄筋応力度(N/mm2)800（b）安定液付着状況

写真－１ 鉄筋の安定液浸漬
表－３ 材料試験結果（引抜き実験）
コンクリートFc
30
60(N/mm2)67.6※1
圧縮強度
29.5(N/mm2)68.7※237,600※1
ヤング係数28,700(N/mm2)
38,200※2※1：60-36d で使用※2：B-60-36d で使用

鉄筋
降伏強度(N/mm2)
ヤング係数(N/mm2)
引張強度(N/mm2)降伏ひずみ(μ)

規格降伏強度

700
600
500

B-60-36d

400

60-36d300

長期許容応力度

200

712.2

100

181,100

0

930.5

0

5

10

15

20

25

30

35

抜け出し量(mm)（b）安定液浸漬の有無による比較（Fc＝60N/mm2）3,933

図－２ 鉄筋応力度－抜け出し量関係（引抜き実験）- 50 -

奥村組技術研究年報 No.50

3.3 実験方法

ひずみゲージ位置(mm)

1800
1600

加力･変位計測状況を図－４(b)に示す。試験体は、反1400

力床に固定した下部治具に載せ、反力床側に突出させて1200

いる鉄筋を下部治具に設けた穴に通して固定している。

1000

ジャッキ側に突出させている鉄筋（以下、ジャッキ側鉄800筋）は、ジャッキの先端に取り付けた上部治具に固定し600

B-30-52d-G

400て引張加力する。なお、重ねた鉄筋同士の加力時の偏心

30-52d-Gによる影響を抑えるために、2 本の鉄筋を同時に引張加

200
0

0

500

1000

1500

力する方法とした。また、加力スケジュールは、２章に2000

ひずみ(μ)（a）ひずみゲージ位置（単位：mm）

1600
1400

ひずみゲージ位置(mm)

ひずみゲージ位置(mm)

1400
1200
1000
800
600

B-30-52d-G

400

30-52d-G

り計測した。鉄筋の変位は、試験体コンクリート側面を不動点とし、計測治具を介して設置した変位計により1200

ジャッキ側鉄筋の抜け出し量を計測した。抜け出し量は、

1000

コンクリート上端から 50mm の位置において、ジャッ800

キ側鉄筋 1 本あたり 2 箇所で計測している。

600

B-30-52d-G

400

表－４ 重ね継手実験のパラメータ30-52d-G

200

200
0

鉄筋に作用させる引張荷重は、ジャッキの荷重計によ

降伏ひずみ

降伏ひずみ

1600

示した引抜き実験と同様に計画した。

（b）長期許容応力度×1.5の1サイクル目ピーク時

1800

1800

0

1000

2000

3000

4000

5000

0

0

10000

20000

30000

40000

50000

ひずみ(μ)

ひずみ(μ)（c）規格降伏強度95％の1サイクル目ピーク時

2024 年 9 月（d）引張強度95％のサイクルピーク時

図－３ 安定液浸漬有無による鉄筋のひずみ分布の比較

試験体名

安定液浸漬

Fc(N/mm2)

重ね継手長さJ-30-55d
J-B-30-55d
J-B-60-38d
J-B-30-55d-G

なし

30
30
60
30

55d (1,045mm)
55d (1,045mm)
38d (722mm)
55d (1,045mm)

あり

ひずみ
ゲージ
なし
あり

表－５ 材料試験結果（重ね継手実験）
３． 重ね継手を有する鉄筋の引抜き実験

コンクリートFc
30(N/mm2)圧縮強度
32.6(N/mm2)
ヤング係数
31,400(N/mm2)

3.1 実験の目的
場所打ちコンクリート杭の主筋に高強度鉄筋を用いる
場合においても、従来と同様に主筋には重ね継手を設ける場合があり、高強度鉄筋同士の重ね継手となることも想定される。しかし、高強度鉄筋同士の重ね継手長さは、既往の規準 7)には明確に示されていない。そこで、安定液に浸漬された高強度鉄筋同士の重ね継手の力学的性能を把握するため、重ね継手を有する鉄筋の引抜き実験

1,420mm（以下、重ね継手実験）を行った。
3.2 試験体概要
重ね継手実験の試験体パラメータを表－４に示す。加

1,045mm（重ね継手長さ）600mm

力するのは規格降伏強度 685N/mm2（D19 ねじ節）の鉄

鉄筋
降伏強度(N/mm2)
ヤング係数(N/mm2)
引張強度(N/mm2)
降伏ひずみ
(μ)

60
69.6
39,800

試験体奥行き600mm
ひび割れ補強縦筋：4-D16（SD295）
横筋：D10□＠200（SD295）

696.0
189,800
890.7
3,667

ジャッキによる引張加力
（荷重計）

付着除去
区間

上部治具
（右側）
ジャッキ側鉄筋の抜け出し量
（左側）
試験体
付着除去
区間

下部治具

1,200mm筋であり、重ね継手長さは、RC 規準に示される重ね継反力床（a）試験体（重ね継手長さ1,045mm）

手の大地震動に対する安全性確保のための検討式をもと（b）加力･変位計測状況

図－４ 重ね継手実験の試験体と加力･変位計測状況に、Fc と鉄筋の規格降伏強度から設定した。鉄筋の重ね継手部分には、1 体の試験体のみひずみゲージを貼付

3.4 実験結果および考察

してひずみ分布を確認する計画とした。安定液浸漬あり

鉄筋応力度－抜け出し量関係の比較を図－５に示す。

の試験体については、表－２に配合と試験結果を示す安

鉄筋応力度はジャッキ荷重を鉄筋の公称断面積の合計で定液に鉄筋を 24 時間浸漬後、付着した安定液が落ちな除した値、抜け出し量は 2 箇所の計測値の相加平均値といよう留意して試験体コンクリートを打設した。また、した。図より、安定液浸漬の有無、コンクリート強度の材料試験結果を表－５に、試験体形状の一例を図－４違いに関わらず、いずれの試験体も引張強度の 95%相(a)に示す。2 組の重ね継手を、互いに影響が生じない

当まで荷重を保持している。

よう十分に離してコンクリート中（奥行き方向中央）に

J-B-30-55d-G について、サイクルピーク時の鉄筋のひ埋め込んでおり、上下端からおよそ 10d の範囲に、２章

ずみ分布を図－６に示す。図より、荷重が大きくなるにに示した引抜き実験と同様に付着除去区間を設けた。

つれて、ひずみの生じる範囲がジャッキ側鉄筋では上端- 51 -

奥村組技術研究年報 No.50

から、反対側の鉄筋では下端から進展していくことが確2024 年 9 月

４． 杭体の構造性能確認実験

認できる。なお、規格降伏強度の 95%相当以降の荷重においても、微小なひずみの部分が両側の鉄筋に存在し4.1 実験の目的ていることから、応力伝達のために十分な重ね継手長さ

場所打ちコンクリート杭の構造性能を確認するための既往の実験としては、最大杭径 800mm の規模での杉山を設定できているといえる。
以上より、重ね継手の力学的性能についても安定液浸らの事例 8) 、主筋に高強度鉄筋を適用した篠原らの事

漬による影響は見られず、RC 規準をもとに高強度鉄筋

例 9) などがある。ただし、極めて稀に発生する地震動

同士の重ね継手長さを安全側に評価することができる。

に対する安全性を検証した事例は少なく、知見の蓄積が望まれている。そこで、主筋に高強度鉄筋を用いた杭体1000の構造性能を把握するために、杭体の曲げせん断実験

900

鉄筋応力度(N/mm2)

800（以下、構造実験）を行った。

規格降伏強度700

4.2 試験体概要

600

試験体パラメータを表－６に示す。杭径はいずれも

500
400
300

長期許容応力度

200
100
0

0

5

10

600mm であり、主筋には規格降伏強度 685N/mm2 の竹

J-B-30-55d (左側)
J-B-30-55d (右側)
J-30-55d (左側)
J-30-55d (右側)
15

20

25

30

節鉄筋を使用した。基礎部材解説書の適用範囲は、軸力比（圧縮側：正）が－0.05～＋0.4、Fc が 21～40N/mm2であるが、本実験では、高強度鉄筋のメリットが期待で

35

抜け出し量(mm)

きる引張軸力下の構造性能を検証するため軸力比を－（a）安定液浸漬の有無による比較

0.2～＋0.4 に、Fc の上限値を 60N/mm2 にパラメータを

1000
900

設定した。また、材料試験結果を表－７に、試験体形状

鉄筋応力度(N/mm2)800の一例を図－７に示す。杭体部分は内法高さ 2,700mm

規格降伏強度700（せん断スパン比 1.35）であり、上下対称にスタブ（奥

600
500

行き 1,600mm）を有している。２章、３章に示した実400

J-B-30-55d (左側)300

J-B-60-38d (左側)構造実験では安定液を用いずに試験体を製作した。なお、

J-B-60-38d (右側)1000験で、安定液浸漬による影響が見られなかったことから、

J-B-30-55d (右側)

長期許容応力度

200

0

5

10

15

20

25

30

杭体にはスパイラル状の高強度せん断補強筋を使用して35

おり、せん断破壊が先行しないよう計画した。

抜け出し量(mm)（b）Fcと重ね継手長さの違いによる比較
図－５ 鉄筋応力度－抜け出し量（重ね継手実験）
UB

4.3 実験方法
加力装置の概要を図－８に示す。上下スタブを平行に

1600

UA

保つよう 2 台の軸力ジャッキを制御して、一定軸力を与1400えた。また、杭体中央を反曲点とした逆対称モーメント

ひずみゲージ位置(mm)1200が生じるようせん断力を与えた。その加力サイクルは、

1000

部材変形角 R（杭体端部間の水平変位／試験区間長

800
600

2,700mm）で制御し、±0.125%を 1 サイクル、以降は±

UA
UB

0.25%、±0.50%、±0.75%、±1.0%、±1.5%、±2.0%、

DA

400

DB
200

DA

1200

降伏ひずみ

1000

UA

400

UB

200

DB

0

DA

0

1000

2000

3000

4000

ひずみ(μ)（c）規格降伏強度95％の1サイクル目ピーク時

5000

ひずみゲージ位置(mm)

1200

-1000

1000

1500

（正側）で片押しした後、除荷して実験を終了した。

2000

表－６ 構造実験のパラメータ

1600
1400

600

500

（b）長期許容応力度×1.5の1サイクル目ピーク時

1400

800

±3.0%、±4.0%を 2 サイクルずつ、No.3 を除き＋5.0%0

ひずみ(μ)（a）ひずみゲージ位置と名称（単位：mm）
1600

ひずみゲージ位置(mm)

0

-500

せん断補強筋※2軸力※3N=－944kN
U9@150No.130
η=－0.1
pw=0.14%
U9@150N=1,702kN
No.2
30
pw=0.14%
η=0.2
10-D19pg=1.01%
U9@100N=3,551kN
No.3
30
pw=0.21%
η=0.4
U9@50
N=6,379kN
No.4
60
pw=0.42%η=0.4
18-D19
U12.6@50
N=－1,880kN
No.530
pg=1.82%
pw=0.83%η=－0.2※1 主筋比 pg=ag／Ac ag：主筋全断面積 Ac：杭の断面積※2 せん断補強筋比 pw=aw／(D･x) aw：1 組のせん断補強筋の断面積
D：杭径 x：せん断補強筋のピッチ※3 軸力比 η=N／(σB×Ac) σB：コンクリートの圧縮強度
N：作用軸力（圧縮：正、引張：負）
試験体名

降伏ひずみ

DB

1000
800

UA

600

UB
DA

400

DB
200
0

0

10000

20000

30000

40000

50000

ひずみ(μ)（d）引張強度95％のサイクルピーク時

図－６ J-B-30-55d-G の鉄筋のひずみ分布- 52 -

Fc(N/mm2)

主筋※1

奥村組技術研究年報 No.50

1500

表－７ 材料試験結果（構造実験）
曲げモーメントM (kNm)

1000※No.1、2の配筋

500
0
-500

曲げひび割れ主筋降伏（圧縮）
主筋降伏（引張）
せん断補強筋降伏
コンクリート圧壊
最大曲げモーメント

-1000
-1500

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

部材変形角R (％)

2

3

4

5

図－９ No.4 の M-R 関係と損傷過程
800（単位：mm）
600

図－７ 構造実験の試験体
曲げモーメントM (kNm)（a）杭体コンクリート
圧縮強度 ヤング係数
試験体名(N/mm2)(N/mm2)
No.1
33.4
28,900No.2
30.1
28,300No.3
31.4
29,000No.4
56.4
32,900No.5
33.3
28,100（b）鉄筋主筋
試験体名 降伏強度
ヤング係数(N/mm2)(N/mm2)
No.1～5748.1
202,200
せん断補強筋
試験体名 降伏強度
ヤング係数(N/mm2)(N/mm2)
No.1～4
1,417
207,900
No.5
1,387
206,600

2024 年 9 月

載荷梁

試験体
(＋)
せん断力
ジャッキ（2台）

400
200
0
-200

せん断ひび割れ主筋降伏（圧縮）
主筋降伏（引張）
最大曲げモーメント

-400
-600

軸力ジャッキ-800

軸力ジャッキ図－８ 加力装置の概要

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

部材変形角R (％)

2

3

4

5

図－10 No.5 の M-R 関係と損傷過程

4.4 実験結果（No.4、5）No.4、5 を例に、杭体脚部の曲げモーメント M と部
材変形角 R の関係（以下、M－R 関係）、および損傷過程を図－９、図－10 に、最終破壊状況を写真－２に示す。その他の試験体については既報論文 5)を参照された
い。なお、曲げモーメントには軸力による付加曲げ（P－δ 効果）を考慮している。
No.4 は、R=0.5%で杭体脚部に曲げひび割れが発生し、（a）No.4（b）No.5
写真－２ 最終破壊状況（杭体脚部）

剛性低下が生じた。その後、R=0.7%付近で脚部のコンクリートが圧壊するが耐力は低下せず、ほぼ横ばいに推移した。また、R=4.0%で引張側最外端の主筋が破断し4.5 実験結果と解析結果の比較

曲げモーメントが低下したが、高圧縮軸力下においても杭体の耐震設計時に用いられることの多い、曲げモー

高い靭性能を有することを確認した。No.5 は、引張軸

メント M と曲率の関係（以下、M－関係）について、

力導入時、円周方向に連続的なひび割れが発生した。

各試験体の実験結果と解析結果の比較を図－11、図－12

R=0.7%で主筋が引張降伏し、その後、R=1.5%で主筋のに示す。実験結果の曲率は杭体脚部 1.0D 区間の変位計

圧縮降伏、およびせん断ひび割れが発生した。以降は、の計測値より算定し、図には正加力サイクルピーク時の曲げモーメントは緩やかに増加し、R=5.0%においてもM－関係を示す。解析は、平面保持を仮定した断面の曲げモーメントの低下は確認されなかった。なお、No.1

曲げ解析 2)（以下、断面解析）とし、矩形の要素を組み～5 いずれの試験体も曲げ降伏先行型の破壊形式であり、合わせ近似的に杭の円形断面をモデル化した。解析に用

部材変形角の増大に伴い軸方向変位は大きくなったが、いた主筋とコンクリートの応力－ひずみ関係は、バイリ

軸力保持性能を有することを確認した

5)、6)。

ニア（ただし、コンクリートの引張抵抗はゼロ）とし、

写真－２より、杭端部 1.0D（D：杭径）区間に損傷が材料定数は材料試験結果を用いた。また、終局限界とし集中していることが確認できる。No.4 では、杭外端部て設定 2) したコンクリートの限界圧縮ひずみ 3,000μ、のコンクリートが圧壊したうえ、引張側最外端の主筋がまたは主筋の限界ひずみ 10,000μ のいずれかに到達した

破断していることを確認した。No.5 では、主筋の降伏時点で解析を終了した。図より、限界ひずみを超える領に伴う曲げひび割れ、および杭･スタブ接合面の抜け出域においても、杭体は高い変形性能を有していることがしが卓越していることを確認した。

確認できる。また、実験結果と解析結果の傾向はある程- 53 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

度の対応を示しており、いずれの試験体でも断面解析に

ⅲ．杭体の損傷過程や M－関係などの構造性能を把よる限界ひずみ時の曲げモーメントは、実験結果に対し握し、杭体が高い変形性能を有していることを確小さい結果となった。

認した
ⅳ．断面解析により、杭体の M－関係は終局限界状

600

態まで概ね評価することができる

曲げモーメントM (kNm)

500

No.5 実験結果

400

No.1 断面解析
No.5 断面解析

300

６． あとがきNo.1 実験結果

本報は、安藤ハザマ、佐藤工業、鉄建建設、東急建設、

200

戸田建設、西松建設、長谷工コーポレーション、三井住100

友建設との共同研究の成果の一部をまとめたものである。
0

0

0.02

0.04

0.06

曲率φ (1/m)

0.08

また、本研究において広島工業大学 金子治教授からご0.1

指導とご助言を受けた。ここに感謝を記す。

図－11 実験結果と解析結果の比較（引張軸力）
1400

No.4 実験結果【参考文献】

曲げモーメントM (kNm)

1200

1) 国土交通省建築研究所、「鉄筋コンクリート造建築物

1000

No.3 実験結果の超軽量･超高層化技術の開発」、建築研究報告、

8002) 日本建築学会、「基礎部材の強度と変形性能」
、2022

400

3) 田附遼太、太田雄介、中村光男、森 泰夫、森 清

No.2 断面解析
No.3 断面解析

2000No.139、2001

No.2 実験結果

600

隆、和田湧気、浦川和也、金子 治、「高強度鉄筋をNo.4 断面解析
0

0.02

0.04

0.06

曲率φ (1/m)

0.08

主筋に用いた場所打ちコンクリート杭の付着性能

0.1

（その 1

（a）φ=0.1(1/m)まで表示
1400

講演梗概集、20256、pp.511-512、2023

No.4 実験結果

4) 森 清隆、田附遼太、和田湧気ほか、「高強度鉄筋を曲げモーメントM (kNm)

1200

主筋に用いた場所打ちコンクリート杭の付着性能

1000

No.3 実験結果（その 2～4）」日本建築学会大会学術講演梗概集、

800
600

2024、20219-20221、pp.437-442

No.2 実験結果

400

5) 福田

No.2 断面解析
No.4 断面解析
0

0.005

0.01

曲率φ (1/m)

0.015

健、佐野大作、田口智也、金子治、新上浩、郡司康浩、Van Quang Phan、葛西勇紀、「高強度

No.3 断面解析

200
0

付着強度試験）」、日本建築学会大会学術

鉄筋を主筋に用いた場所打ちコンクリート杭の構造性

0.02

能（その 1 実験概要）」、日本建築学会大会学術講演（b）φ=0.02(1/m)まで表示

梗概集、20255、pp.509-510、2023
6) 福田 健、田口智也ほか、「高強度鉄筋を主筋に用い

図－12 実験結果と解析結果の比較（圧縮軸力）

た場所打ちコンクリート杭の構造性能（その 2、3）」、
日本建築学会大会学術講演梗概集、2024、20222～

５． まとめ20223、pp.443-446「鉄筋コンクリート構造計算規準・同
7) 日本建築学会、

各実験の結果から、高強度鉄筋を主筋に用いた場所打

、2018
解説」

ちコンクリート杭の耐震設計手法を構築するための以下

8) 杉山智昭、脇田拓弥、今井和正、成原弘之、「場所打の知見を得た。

ちコンクリート杭の構造性能（その 1）」、日本建築

ⅰ．安定液浸漬による付着性能への影響は見られず、学会大会学術講演梗概集、23287、pp.573-574、2018

RC 規準をもとに高強度鉄筋のコンクリートへの定着長さを安全側に評価することができる

9) 篠原保二、鈴木翔太、日比野陽、林 靜雄、「高強度ⅱ．重ね継手の力学的性能についても安定液浸漬によ

鉄筋を主筋に用いた場所打ち杭の軸力の違いが曲げる影響は見られず、RC 規準をもとに高強度鉄筋

性状に及ぼす影響（その 1同士の重ね継手長さを安全側に評価することがで果、その 2 検討と考察）」、日本建築学会大会学術きる

講演梗概集、23377、23378、pp.779-782、2011- 54 -

実験概要および実験結奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月



鉄骨を用いた基礎梁とパイルキャップの応力伝達機構に関する研究－部分架構試験体による性能確認－
Mechanism of Stress Transmission Between Steel Frame Foundation
Beams and Pile Caps
- Confirming Performance Using Partial Frame Test Specimens 山上聡＊

和田湧気 ＊

岸本

剛＊＊

反町

敦＊＊＊

岡

靖弘 ＊ ＊ ＊ ＊要 旨
上部構造が鉄骨造の建物では、基礎梁を鉄筋コンクリート造とすることが一般的であるが、基礎梁を鉄骨造として設計できれば、躯体重量の削減による杭基礎のコストダウンや施工性の向上による工期短縮が期待できる。基礎梁を鉄骨造とするためには、地震時に杭頭に生じる応力を、パイル
キャップを介して鉄骨基礎梁に伝達する必要があり、その応力伝達機構を実験等により明らかにする必要がある。そこで今回、杭をパイルキャップに杭径と同じ長さだけ埋込む鉄骨基礎梁工法を考案し、部分架構試験体の構造実験を行った。その結果、本工法においては「てこ機構」により杭頭に生じる応力を鉄骨造の基礎梁に伝達することができ、その耐力は既往の計算式で概ね評価できることを確認した。
キーワード：鉄骨構造、基礎梁、パイルキャップ、杭基礎に杭径と同じ長さだけ埋込み、「てこ機構」を利用し、

１．まえがき杭頭に生じる応力を鉄骨造の基礎梁まで伝達させる工法を提案した。本報では、その工法概要と構造実験の結果

近年、電子商取引の拡大などによって、物流施設の需要が増加している。これらの建物は一般的に広い空間をについて報告する。

要するため、上部構造を鉄骨造（以下、S 造）として大スパン構造とすることが多く、より合理的で耐震性のあ

２．工法概要る様々な構法が研究されている。その中で、上部構造がS 造の建物においても、基礎梁は鉄筋コンクリート造

鉄骨基礎梁工法の概要を図－１に示す。本工法は、鉄（以下、RC 造）とすることが一般的であり、上部構造

骨造の基礎梁と既製杭およびパイルキャップの下部と上のスパンに合わせて基礎梁を設計すると、RC 造では梁部で構成されている。パイルキャップ下部には、杭頭が断面が大きくなる傾向があった。一方、基礎梁を S 造と杭径と同じ長さだけ埋込まれている。杭頭曲げに対してする工法では、RC 造の基礎梁よりも軽量化することがは、杭頭補強筋と埋込みによるてこ作用で抵抗するが、でき、杭のコストダウンや、配筋・型枠・コンクリート

杭頭補強筋は引張軸力が作用する場合を除いて省略でき工事の削減による大幅な工期短縮と施工性の改善、省人る。また、曲げ伝達のために、パイルキャップ下部から化が期待できる。しかし、基礎梁を S 造とすると、フラ

鉄骨基礎梁を内包するパイルキャップ上部へ跨って曲げンジ幅が広い場合、杭頭に生じるモーメントを負担する

主筋を配置し、上部へ定着させる。パイルキャップ上部

ための杭頭補強筋を配筋しづらいという問題が生じる。

には S 梁を貫通させ、周囲をふさぎ板で覆っている。ふまた、地震時に杭頭に生じる応力を、パイルキャップをさぎ板は、S 梁のリブプレートに溶接又はボルト接合と介して S 梁へ伝達する機構が不明であり、これを実験等することができ、鉄骨部材にはメッキ処理が可能である。

により明らかにする必要がある。
これらの問題を解決するために、杭をパイルキャップ＊

技術本部技術研究所建築研究グループ＊＊＊

東日本支社建築設計部＊＊

技術本部技術研究所企画・管理グループ＊＊＊＊

建築本部建築設計統括部- 55 -

奥村組技術研究年報 No.50

柱

スラブ

柱

スラブ

上部

杭頭補強筋

S梁

ふさぎ板

RC 梁

曲げ主筋

下部
S梁

パイルキャップ

既製杭

S ブレース

S柱本研究対象

RC 基礎梁S ブレース

せん断補強筋パイル
キャップ

従来⼯法（基礎梁 RC 造）

対象建物

2024 年 9 月

既製杭開発⼯法（基礎梁 S 造）

図－１ 鉄骨基礎梁工法の概要
３．構造性能の確認

ルキャップ上部には、せん断補強筋の代わりにふさぎ板形式を採用し、S 梁のフランジ上部を押さえるようにか

3.1 実験概要

んざし筋を施した。各試験体の特徴を以下に示す。

本研究では、鉄骨基礎梁工法における、パイルキャッ

K-1：杭が埋込まれるパイルキャップ下部の破壊を想

プの応力伝達機構や設計法の妥当性（パイルキャップの定した十字形の試験体である。ふさぎ板は溶接

耐力や架構の破壊形式）を確認するために、部分架構試接合とし、下部パイルキャップの耐力等を確認

験体の繰返し載荷実験を実施した。

する標準試験体である。

試験体一覧を表－１に、代表的な試験体形状を図－２

K-2：K-1 に対して、ふさぎ板をボルト接合に、鉄骨に示す。試験体は、縮尺率を 1/3 とし、S 造の柱、鉄骨部を溶融亜鉛メッキ処理としており、ふさぎ板造の基礎梁（以下、鉄骨基礎梁）、外殻鋼管付コンクの接合方法と鉄骨部の表面処理の違いによる影リート杭（以下、SC 杭）およびパイルキャップからな

響を確認する試験体である。

る十字形試験体 3 体と、ト字形試験体 1 体である。パイ

K-3：K-1 に対して、杭芯を柱芯から面内に 100mm 偏

ルキャップ下部の補強には、せん断補強筋と併せ、杭埋心させた試験体である。杭偏心に伴って杭頭補強込み始端に溶接閉鎖型の集中補強筋を施している。パイ筋が設けられないこと、および柱軸力によって付

表－１ 試験体一覧
梁
試
験
体

SC 杭

柱

断面
(材質)
mm

断面
(材質)
mm

断面
(材質)
mm

杭頭埋
込み長
mm

パイルキャップ
Fc 杭
ふさぎ板
杭頭
補強筋
偏
(材質) N/mm2 心 (材質) 接合mm

柱軸力
S 梁幅/ 軸力
軸力
フーチ
比η
ング幅 kN

想定
破壊形式

特徴

318.5
溶接
標準試験体
(1.0D) 8-D16
無200 0.04 ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ ふさぎ板ボルト接合
BH-400× B□-200 φ318.5×
K-2 125×9×19 ×200×19 T69×t12.7 (D: (SD390)
ボルト 0.20
下部の 溶融亜鉛メッキ処理
杭径)(SN490B) (SN490B) (STK490)
せん断破壊
PL-3.2
478
36
K-3－
有 (SS400)
800 0.18
杭偏心(1.5D)(T:全厚
溶接
BH-325× □-200
t:鋼管厚) 318.5 8-D16
梁曲げ降伏
設計標準
K-4 100×6×9 ×200×12
無0.16 - 350 - 0.14
(1.0D) (SD390)
破壊
ト字形＋引張軸力(SN490B) (BCR295)
注） Fc：目標コンクリート強度、軸力比η = N / (A・σy) 、N：軸力、A：鉄骨柱断面積、σy：鉄骨柱規格降伏強度
K-1

83
877

杭頭
319

杭頭
478

C

SC杭内ｺﾝｸﾘｰﾄ充填

592

532

100

先端補強筋
□-D6(SD295)

杭頭補強筋
8-D16(SD390)
曲げ主筋
28-D13(SD345)
せん断補強筋(135 °ﾌｯｸ）(□＋ )-D6@40(SD295) へりあき

937

杭頭
B
せん断補強筋(135 °
ﾌｯｸ）

矢示図

加力点まで 1750

1096

A-A

319

0.5D

杭:φ318.5×T69×t12.7(STK490)

1750

B-B

矢示図

（a）K-1,K-2

637
737

下部かんざし筋
4-D10(SD345)（各方向）
集中補強筋（溶接閉鎖）(□＋ )-D6(SD295)

1750
3500

100

C-C

矢示図

+

1650

1850
加力点まで

（b）K-3図－２ 試験体形状- 56 -

950+

集中補強筋（溶接閉鎖）

791

637

950

2419

かんざし筋
16-D6(SD295)
定着長25dかつ下ﾌﾗﾝｼﾞまで

532

A

B
加力点 梁:BH-400×125×9×19(SN490B)
曲げ主筋
C

1619

加力点

68

800

杭頭補強筋
8-D16(SD390)

柱:B□-200×200×19(SN490B)
かんざし筋
A

加力点まで 1750

1750

68

ひび割れ防止筋
8-D4(SD295)、定着長20d

ピン支承

単位(mm)（c）K-4

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

表－２ コンクリートの材料試験結果

加曲げモーメントが生じることに対して、パイルσBεco(N/mm2) (×10-3)
下部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
37.7
2.07
K-1
上部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
32.4
1.90
下部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
39.2
1.99
K-2
上部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
32.5
1.96
36
下部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
38.1
2.13
K-3
上部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
33.0
1.93
下部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
38.8
2.09
K-4
上部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
33.0
1.88
Fc：目標圧縮強度、σB：圧縮強度、εco：σB 時ひずみ、
Ec：ヤング係数、σt：引張強度、各 3 本の平均値を示す。
Fc(N/mm2)

キャップに対策（杭頭埋込み長さ、パイルキャッ
プ断面のせいと曲げ主筋の増大）を施した。杭の水平方向の施工誤差により想定される最大杭偏心時の補強方法を採用した下部パイルキャップの耐力等を確認する。
K-4：想定破壊形式を鉄骨基礎梁の曲げ降伏型とした
ト字形の試験体である。鉄骨基礎梁の曲げ降伏がパイルキャップの降伏より先行する場合の変形性

使用試験体能やパイルキャップの損傷状況を確認する。

Ec
σt(kN/mm2) (N/mm2)
30.1
3.03
28.3
2.74
31.0
2.97
27.7
2.58
29.7
2.38
29.2
2.46
30.6
3.03
29.5
2.74

表－３ 鉄筋の材料試験結果

3.2 使用材料
コンクリートの材料試験結果を表－２に、鉄筋の材料

呼び名

材質

D16
D13
D10

SD390
SD345
SD345

使用部位

使用試験体

Es
σsy
εsy
(kN/mm2) (N/mm2) (×10-3)
192
460
2.40
187
393
2.10
185
400
2.16

杭頭補強筋
K-1、2、4
曲げ主筋
全試験体
下部かんざし筋
全試験体
せん断補強筋
D6
SD295
集中補強筋
全試験体
180
342
1.90
梁際かんざし筋D4SD295 ひび割れ防止筋
全試験体
183
328
1.79
Es：ヤング係数、σsy：降伏点、εsy：降伏ひずみ（=σsy/Es）、各 3 本の平均値を示す。
※降伏点は、D4、D6(SD295)では 0.2%オフセット耐力、他は上降伏点とした。

試験結果を表－３に、鋼板の材料試験結果を表－４に示す。パイルキャップについては、各試験体に共通して、コンクリートの目標圧縮強度 Fc を 36N/mm2 とし、パイルキャップの上部と下部で打ち継いだ。鉄筋は、杭頭補強筋に D16(SD390)を、曲げ主筋に D13 (SD345)を、せん
断補強筋と集中補強筋に D6(SD295)を用いた。

表－４ 鋼板の材料試験結果

鉄骨部については、K-1～K-3 の柱に B□-200×200×
19 (SN490B)を、梁には BH-400×125×9×19 (SN490B)

公称厚さ

材質

を用いた。K-4 は、柱に□-200×200×12 (BCR295)を、

PL-19①

SN490B

梁には BH-325×100×6×9 (SN490B)を用いた。また、

PL-19①(めっき)
PL-19②
PL-19②(めっき)
PL-12

ふさぎ板に PL-3.2 (SS400)を用いた。
杭については、SC 杭を採用し、鋼管に φ318.5×T69
×t12.7 (STK490)を用いた。また、コンクリートの設計2 とした。

基準強度を 105N/mm

SN490B
SN490B

PL-9

3.3 載荷方法
載荷装置を図－３に示す。載荷については、上下柱の端部をピン･ローラーで支持し、上柱に一定軸力 N を加えた状態で、両梁加力部の鉛直変位を逆対称に制御しな

使用部位

使用試験体

鉄骨梁
フランジ
鉄骨梁
フランジ
鉄骨柱

Es
σsy
εsy
(kN/mm2) (N/mm2) (×10-3)

K-1、K-3

210

360

1.71

K-2

195

370

1.90

K-1、K-3

210

362

1.72

SN490B

鉄骨柱

K-2

206

359

1.74

BCR295

鉄骨柱
鉄骨梁
フランジ
鉄骨梁
ウェブ
鉄骨梁
ウェブ
鉄骨梁
ウェブ
ふさぎ板

K-4

216

400

1.85

212

363

1.71

K-2

218

369

1.69

K-4

212

395

1.86

SN490B

PL-9(めっき)

SN490B

PL-6

SN490B

K-4
K-1、K-3PL-3.2
SS400
K-1、3、4
211
319
1.51
PL-3.2
SS400
ふさぎ板
K-2
210
392
1.87
(めっき)
Es：ヤング係数、σsy：降伏点（0.2%オフセット耐力）、
εsy：降伏ひずみ（=σsy/Es）、各 3 本の平均値を示す。
※溶融亜鉛めっき試験片の応力度は、めっき処理前の断面寸法を用いて算定。

がら、梁せん断力 Qg を与えた。なお、梁の横座屈の防止と上柱端支持部の面外変位を抑制するために、梁のス
パン中央部近傍と加力部近傍および柱上部支持治具に振れ止め装置を設けた。
柱への一定軸力 N については、K-1､K-2 では曲げ耐力

軸力受け用大梁への影響が小さくなるように、S 柱の降伏軸力に対して軸力比 η＝0.04（圧縮 200kN）とした。また、K-3 では
実建物における中柱の長期軸力を想定して η＝0.18（圧

油圧ジャッキピン支承

して η＝-0.14（引張 350kN）とした。なお、試験体 K-3

振れ止め装置＋N

振れ止め装置 柱上部支持治具＋Qc

時において、柱と杭には杭偏心に伴う付加曲げモーメン

800

では、杭芯が柱芯に対して偏心しているため、軸力導入
試験体
＋ Qg
(Qg2)

梁への載荷については、層間変形角 R によって制御し、加力方向は、図－３中において右側の梁を上向きに、左

＋Qg
(Qg1)
1619

トが作用する。

2419 (H)

縮 800kN）、K-4 では短期における隅柱での引張を想定

ロードセル

ロードセル
油圧ジャッキ側の梁を下向きに加力する方向を正加力とした。載荷履

ピン支承
＋Qc
＋Ncb

油圧ジャッキ

歴は、層間変形角 R＝2.5､5､10､15､20､30､40×10-3 rad まで 2 サイクルずつの正負交番繰返し載荷を行い、その後、-3 rad まで単調載荷を行った。

正加力方向へ R＝60×10

150

1750

3500 (L)1750

図－３ 載荷装置- 57 -

150（単位：mm）

奥村組技術研究年報 No.50

3.4 計測方法

2024 年 9 月

ａ．荷重－変形関係およびひび割れ状況

荷重については、ロードセルを用いて各梁せん断力

梁せん断力 Qg－層間変形角 R 関係を図－４に、パイQg1、Qg2 を、また油圧ジャッキに設けた油圧計を用いてルキャップの典型的なひび割れ発生状況を写真－１に示柱軸力 N を測定した。梁せん断力 Qg については、式(1)、す。ひび割れは、下部パイルキャップの下面では、杭前(2)によって算出した。

面方向、杭側面方向、杭前面斜め方向に発生した。また、

Qg ＝ (Qg1－Qg2)/2（十字形）(1)

下部パイルキャップ側面には、斜めひび割れと曲げひび

Qg ＝ －Qg2(2)

割れが、上部パイルキャップ上面には曲げひび割れがそ（ト字形）

変位については、柱支持点において、上部がピン支持、れぞれ発生した。

下部がピンローラー支持された計測フレームに設置した

これらのひび割れは、下部パイルキャップ破壊型の変位計を用いて測定した。層間変形角 R は、梁加力点のK-1～K-3 では R=+5.1×10-3 rad 時までに発生し、梁曲げ鉛直変位を柱芯から加力点の距離で除した値とした。

降伏型の K-4 では下部パイルキャップ側面の斜めひび割
れを除いて R=+20.1×10-3rad 時までに発生した。

破壊性状については、載荷時にひび割れの発生状況を観察した。また、各目標変形角の 1 サイクル目の到達時

ふさぎ板内コンクリートの状況を写真－２に示す。上において、クラックスケールにてひび割れ幅を測定した。

部パイルキャップふさぎ板内のひび割れ発生状況を確認

3.5 実験結果するため、実験終了後に K-2 のふさぎ板の一部を切断し上部パイルキャップ

上部上面の曲げひび割れ下部側面の曲げひび割れ下部側面の斜めひび割れ

下部下面の杭前面方向ひび割れ【上面】
下部下面の杭前面に伸びる斜めひび割れ下部パイルキャップ

下部下面の杭側面方向ひび割れ

【下面】

【正面】

写真－１ 試験体の典型的なひび割れ発生状況（K-1： R = +15×10-3rad 時）

写真－２ ふさぎ板内コンクリートの状況（K-2）（c）K-3（b）K-2（a）K-1【主な発生現象】[下部パイルキャップのひび割れ]
LFC ：下面の杭前面方向ひび割れ[鉄骨部・鉄筋の降伏]
GY ：鉄骨梁フランジの引張降伏

LLC ：下面の杭側面方向ひび割れ
LDC ：下面の杭前面に伸びる斜めひび割れ

WY ：鉄骨梁ウェブのせん断降伏
HY ：鉄骨柱の圧縮降伏

LSC ：側面の斜めひび割れ

PY

LBC ：側面の曲げひび割れ

SY[上部パイルキャップのひび割れ]
UBC ：上面の曲げひび割れ（d）K-4図－４ 梁せん断力 Qg－層間変形角 R 関係

- 58 -：杭頭補強筋の引張降伏：せん断補強筋の引張降伏
KY ：下部かんざし筋の引張降伏
FY ：パイルキャップ主筋の引張降伏奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

たが、ひび割れの発生は確認されなかった。
ｂ．各試験体の破壊状況
K-1 と K-2 における鉄筋の引張降伏は、R=7.5×10-3rad４．設計式の検証

時に杭頭補強筋、R=8.5×10-3rad

時にせん断補強筋、

針 2)に示される既製コンクリート杭のパイルキャップのR=9.0×10-3rad 時に下部かんざし筋で発生した。なお、

うち、杭頭部をパイルキャップに埋込む接合法におけるK-1 では R=6.6×10-3rad 時に鉄骨梁フランジの引張降伏限界耐力に杭頭補強筋の耐力を考慮した式(3)を用いる-3rad

下部パイルキャップの耐力(uQup)の算定には、学会指時以降は、下部パこととした。その際、パイルキャップの耐力は、式(4)イルキャップ下面の杭前面に伸びる斜めひび割れの顕著による杭埋込み部前後のコンクリートの支圧による安全も発生した。さらに、R=15×10-3rad 時に最大耐力な拡大を伴い、K-1 では R=30.1×10

限界曲げ強度(uMph)から、式(5)により求まるせん断強度

Qmax=199kN に 、 K-2 で は R=15.1 × 10-3rad 時 に(uQph1)と、式(6)による杭埋込み部前面の安全限界せん断

Qmax=193kN に達した。その後、同ひび割れの拡大に伴強度(uQph2)のうち小さい値を使用した。また、杭頭補強

い、耐力が低下した。したがって、両試験体ともに、こ筋の耐力は、式(7)による曲げ耐力(uMrb)から式(8)によりれらの鉄筋の降伏状況とひび割れ拡大状況から、下部パ

求まるせん断強度(uQrb)とした。その際、杭頭補強筋のイルキャップ杭前面部のせん断破壊によって最大耐力に

曲げ耐力は、杭径＋周囲 100mm の円形断面柱を等断面至ったと考えられる。

積の正方形に置換し略算した RC 柱 3）として検討した。

K-1 と K-2 における Qg－R 関係の包絡線の比較を図－

uQup=min(uQph1, uQph2)＋uQrb５に示す。K-1 と K-2 の Qg－R 関係は、最大耐力時のR=20×10-3rad までは概ね同様であったが、それ以降で

 D  h2  L 
M ph   B   6L  4h 

(4)uQph1  u M ph L

(5)u

Qph2  c s  As

(6)uは、ふさぎ板をボルト接合して溶融亜鉛めっき処理を施した K-2 の方がやや下回って推移した。
K-3 では、鉄骨梁フランジの引張降伏は、R=8.0×103rad 時に発生した。また、鉄筋の引張降伏は、R=9.0×

10-3rad 時にせん断補強筋、R=10.5×10-3rad 時に下部かん

(3)

ここで、
σB ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
D ：杭外径(mm)h ：杭のパイルキャップへの埋込み長さ(mm)L ：杭頭曲げモーメント M とせん断力 Q の比(M/Q)
cσs ：パイルキャップのコンクリートの直接せん断強度(N/mm2)で右式による cσs＝0.335√Fc
As ：水平力作用方向の杭前面のパイルキャップのせん断破
壊面の水平投影面積(mm2)で次式による
As＝c･(c＋D) ただし、c/D≦1.0
c ：杭表面とパイルキャップ側面までの距離(mm)

ざし筋で発生した。さらに、S 柱の圧縮降伏が、R=14.0
×10-3rad 時に発生した。R=20×10-3rad 以降は、下部パ
イルキャップ杭前面の斜めひび割れが進展し、R=29.0×
10-3rad 時にパイルキャップ主筋で引張降伏が発生し、R=30.1×10-3rad で最大耐力 Qmax=255kN に達した。その後、同ひび割れの拡大に伴い、耐力が低下した。したがって、鉄筋の降伏状況とひび割れの進展状況から、試験体の破壊性状は下部パイルキャップ杭前面部のせん断破壊であると推察される。

 Nmin≦N＜0 の時 

K-4 では、R =4.8×10-3rad 時に鉄骨梁フランジの引張降伏が発生し、R =30.2×10-3rad 時に最大耐力 Qmax =uM rb  0.8at y D  0.4 ND

 0≦N≦0.4bDFc の時 

151kN に至るまで、鉄骨梁フランジの塑性ひずみが増加するとともに、Qg－R 関係は安定した紡錘形の履歴性状uを示した。その後、鉄骨梁フランジとウェブの局部座屈N 
M rb  0.8at y D  0.5 ND 1 

Fc 
bD


が顕著となり耐力が低下した。なお、最終変形時まで、u

パイルキャップ内では鉄筋の降伏は生じず、パイル
キャップに生じたひび割れ幅は 0.2mm 以下で明瞭に拡大しなかった。したがって、鉄骨梁の降伏状況から、鉄骨梁の曲げ降伏によって最大耐力に至ったと考えられる。

(7)

Qrb  u Mrb / L

(8)

ここで、
Nmin ：中心引張時終局強度（＝-ag・σy）(N)N：軸方向力(N)at：引張杭頭補強筋断面積(mm2)：杭頭補強筋全断面積(mm2)agb：杭の等価断面幅(mm)D' ：杭の等価断面せい(mm)σy：杭頭補強筋降伏強度(N/mm2)
Fc ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
L' ：反曲点から杭頭までの距離（L+h）(mm)

次に各試験体の下部パイルキャップの耐力の計算値を梁端荷重に換算し、実験時の最大荷重(Qmax)と比較したものを表－５に示す。全ての試験体において uQph1 に比図－５ 包絡線の比較- 59 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

表－５ 下部パイルキャップの計算値 (kN)

べて uQph2 の方が小さい結果となった。また、K-3 は、他の試験体に比べて埋込み長さが 1.5 倍と大きいため余裕

試験体

uQph1

uQph2

uQrb

uQup

Qmax

度が大きくなった。K-4 は、梁の曲げ降伏を想定した試

K-1
K-2
K-3
K-4

121
126
295
124

108
110
109
110

79
79
0
20

187
190
109
130

199
193
255
(151)

験体であり、梁の降伏荷重(80kN)以上の耐力を確保している。K-1 のひずみ分布の推移を図－６に示す。上部パGi

イルキャップはパイルキャップ面で逆対称の荷重を受けており、杭頭補強筋が降伏域に達している。そのため、パイルキャップが伝達できる荷重に着目し、「てこ機構」と杭頭補強筋による伝達を累加したものを設計値と仮定
して実験値（最大耐力 Qmax）と比較した。杭頭補強筋を施して下部パイルキャップの破壊を想定した K-1 と K-2

フーチン(×10-3)
グ面
6
4
2
0
-2
-4
-6
G6 G5

Gi

柱面

uQph1 以上であることを確認したが、設計値に対する余裕度は小さくなった。一方、杭頭補強筋を施していない
K-3 は、uQph2 以上の耐力が得られたものの、uQph1 には至っていない。以上の結果から、杭頭の曲げモーメントを、パイルキャップを通じて鉄骨基礎梁に伝達するにあ

フーチン
グ面

柱面

G4
G5,G9
G6,G10

G3
G2,G8
G1,G7

(上面)
＋Qc

G4

フーチン

(×10-3) グ面
6
4
2
0
-2
-4
-6
G10 G9では、Qmax となる前に杭頭補強筋が降伏し、実験値は

Qmax/
uQup
1.06
1.02
2.34
(1.16)

G3
柱面

G5 G4
G6

G2 G1

＋Qg

フーチン
グ面

柱面

G3 G2
G1

＋Qg
G10
G9

G7
G8

＋Qc
(南面)

【ひずみ測定位置】
2.5
R(×10-3rad) ○

5

10

15

20

△

□

◇

×

30

：降伏ひずみG8 G7（a）鉄骨梁フランジ（上段：上ﾌﾗﾝｼﾞ、下段：下ﾌﾗﾝｼﾞ）

たり、「てこ機構」の効果に杭頭補強筋の効果を累加できると考えられるが、式の精度を向上させることが今後の課題である。

Pi (×10-3)

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

５．まとめ
本実験では、鉄骨基礎梁工法について、パイルキャッ
プの応力伝達機構や設計法の妥当性（パイルキャップのP5,P6,P7
P4※(□)R=10×10-3rad時：P5＞4×10-3

＋Qg

P7

P3

P6

P2

P5

P5

P4

耐力や架構の破壊形式）を確認するために、十字形およ

P4

＋Qg

P1

P1
2.5
R
(×10-3rad) ○

5

10

15

20

△

□

◇

×

30

：降伏ひずみびト字形部分架構試験体の繰返し載荷実験を実施し、そP1,P2,P3
(上面)
＋Qc

＋Qc
(南面)

【ひずみ測定位置】（b）杭頭補強筋の杭断面方向
図－６ ひずみ分布の推移（K-1 正加力目標変形角時）の荷重－変形関係、最大耐力、破壊状況から以下のことを確認した。
ⅰ．下部パイルキャップせん断破壊型十字形試験体

屈によって耐力が低下した。なお、パイルキャッ

K-1～K-3 では、杭頭補強筋、せん断補強筋、下プ内では鉄筋の降伏は生じず、パイルキャップに生じたひび割れ幅は 0.2mm 以下であった部かんざし筋で引張降伏が発生し、パイルキャッ
プ下面の杭前面に伸びる斜めひび割れの拡大に伴ⅵ．提案する鉄骨基礎梁工法について、部分架構試験

い、杭前面部のせん断破壊によって最大耐力に体の構造実験を実施した結果、想定した破壊形式至ったが得られたが、設計式の精度の向上が今後の課題
である

ⅱ．K-2 の上部パイルキャップふさぎ板内において、ひび割れの発生は確認されず健全であった
ⅲ．ふさぎ板を溶接接合した試験体 K-1 と、ふさぎ板

６．あとがきをボルト接合し、鉄骨部を溶融亜鉛めっき処理した試験体 K-2 の梁せん断力 Qg－層間変形角 R 関

本研究において芝浦工業大学 岸田慎司教授からご指導とご助言を受けた。ここに感謝を記す。

係は、最大耐力程度までは概ね同様であり、ボルト接合やメッキ処理による影響は小さかった
ⅳ．杭偏心を考慮した試験体 K-3 では、杭のパイル【参考文献】

キャップへの埋込み長さを杭径の 1.5 倍と長くし、

1) 「鉄筋コンクリート柱・鉄骨梁混合構造設計指針」、
日本建築学会、2021

主筋量を増すことで、杭頭補強筋を加えなくとも

2) 「鉄筋コンクリート基礎構造部材の耐震設計指針

杭からの応力をパイルキャップへ伝達できた
ⅴ．S 梁曲げ降伏型のト字形試験体 K-4 では、S 梁の（案）･同解説」、日本建築学会、2017
3) 「2020 年版 建築物の構造関係技術基準解説書」、国

曲げ降伏により、Qg－R 関係は安定した紡錘形の土交通省国土技術政策総合研究所、他

履歴性状を示し、S 梁フランジとウェブの局部座- 60 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

スラブ湿潤養生システムの開発－スラブ乾湿自動評価システムと散水設備との連携による省力化－
Development of Moist Curing System for Concrete Slab- Integration of an Evaluation System for Wet Conditions
on Slab and Watering Facilities for Labor Savings 増田貴之 ＊中村裕介 ＊ ＊要 旨スラブコンクリートの施工において、コンクリート打設後にスラブ表面の湿潤状態を適切に維持することは品質管理上大変重要である。しかしながら、湿潤状態の評価は管理者の目視による定性的な管理が通例となっており、定量的な管理手法が確立されていない課題があった。加えて、同状態を適切に維持するために、散水養生をはじめとする作業面においても多くの労務が発生している。
そこで、光学センサとそれを搭載する自律走行式ロボットを用い、スラブ表面の乾湿状態を定量的に評価し、その結果を散水設備へ連携できるシステム一式の構築を行った。また、システムの有効性を確認するために現場適用を試み、現場実装への可能性を確認した。
キーワード：スラブ、自律走行式ロボット、自動散水、省力化、省資源化

１． まえがき視覚化できるシステム一式（以下、「スラブ乾湿自動評
価システム」）を開発した。その結果、スラブ表面の高近年、EC サイトなどの増加を受け、大量の配送物を品質化に寄与できること、労務を一定数省力化できることを確認した 1) 。

保管できる物流施設が増加している。物流施設のスラブ
はコンクリートの直床仕上げの場合が多く、表面が露出

一方で、湿潤状態を適切に維持するためには、人によした状態となるため、打設後の湿潤養生は大変重要な作

る散水養生作業がやはり必要であることから、同作業へ業である。コンクリートには普通ポルトランドセメントの省力化がさらに求められた。そこで、散水設備をスラを用いることが多く、概ね 5 日以上の湿潤養生期間が求ブ周囲に設置し、スラブ乾湿自動評価システムから得らめられている。

れた結果と連携することで、散水養生を自動化すること

これまで所要の高品質を得るべく、適切な湿潤状態をを試みた。本報では、同システムと散水設備を実現場に維持するために散水後のスラブ表面を養生マットで覆う

おいて連携し、散水養生を自動化した現場適用実験につなどして管理が行われてきた。しかし、人的管理が主流いて報告する。

であるため、一定のスキルを有する人材の確保や管理コストの負担が増えるといった課題があった。現在、養生管理の負担を軽減するために、スラブと養生マットの間に湿潤状態を検知するセンサを配置して、湿潤養生を管理する技術が提案されているが、スラブ面積が大きい場
合、多くのセンサを設置する必要があり、人材確保および管理コストの負担が発生している。
このような負担を軽減するために、スラブ表面の湿潤状態を自動的に管理できる技術の開発が強く望まれている。そこで、筆者らはスラブ表面の湿潤状態を定量的に評価できる光学センサと、それを搭載した自律走行式ロ
ボット（写真－１）により、ロボットがスラブ上を走行
写真－１ センサ搭載型自律走行式ロボット

しながら乾湿状態を評価し、同状態をカラーマップ上に＊土木本部土木工務部＊＊

ＩＣＴ統括センターイノベーション部- 61 -

奥村組技術研究年報 No.50

２． スラブ乾湿自動評価システム

2024 年 9 月

次に、上記の光学センサを搭載した自律走行式ロボッ
トが移動しながらスラブ表面の乾湿状態を評価し、結果

スラブ乾湿自動評価システムは、スラブ表面の乾湿状をカラーマッピング表示する、スラブ乾湿自動評価シス

態を近赤外光で評価する光学センサとそれを搭載した自テムの開発を行った。ロボットには光学センサの他に、

律走行式ロボット、そして評価結果をカラーマップ上にロボ駆動をはじめとした各種操作を制御するパソコンなどの制御部、ロボットの周囲環境を計測する 2D LiDAR

視覚化表示するシステムから構成される。
光学センサには、水の吸光特性が認められる波長域でを実装した。また、ロボットの自律走行方式には、2 次ある λ=1,450nm の光源を採用した。この光源から円偏光

元 SLAM（Simultaneous Localization and Mapping）方式を

をスラブ表面に照射することで、スラブの乾湿状態を定採用した。ロボットの諸元として、サイズは全長

量的に評価することが可能と考え、湿潤状態では反射光

1,400mm、全幅 750mm、全高 780mm、質量は 85kg、最がほぼすべて帰還し、乾燥状態では帰還する光量が大き

高走行速度は時速 2.0km、最小回転半径は 2.0m である。

く減少すると仮定した（図－１）。これを実証し、セン開発したスラブ乾湿自動評価システムの実用性を確認

サとしての有効性を確認するため、コンクリート供試体

するために、約 860m2 のスラブ面積を有する建設現場でに散水し、湿潤から乾燥における反射光量の測定実験をの適用実験を行った。対象とするスラブに対して一様に行った。測定結果を図－２に示す。

散水し、その後の湿潤養生の経時変化を 1 時間ごと、計

この図から、反射光量の計測値（電圧値）がコンク

3 回にわたって評価した。1 回あたりの評価に要した時

リート表面の水位、すなわち表面の湿潤状態の変化に伴間は約 20 分であった。評価結果を図－３に示す。なお、

い変動すること、そして計測値は測定環境の気温に影響

システム上では評価結果と目視結果を比較しやすいようを受けるものの、一定の範囲に収まることを確認した。

に、「湿潤状態」を青色、「半乾燥状態」を黄色、「乾燥次に、スラブ表面の乾湿状態と計測値の関係について考状態」を赤色で表現した。

察した。スラブ表面に存在する凹凸が水面に露出していその結果により、時間経過とともに、「乾燥状態」はない状態を「湿潤状態」、スラブ表面の一部の凹凸が水増加し、「湿潤状態」は低下していることから、評価結面より露出した状態を「半乾燥状態」、スラブ表面の多果に矛盾が生じていないことを確認できた。また、湿潤

くの凹凸が水面より露出した状態を「乾燥状態」と分類

状態を定量的に評価するために、「湿潤割合」という指した。さらに、複数の実験結果により「湿潤状態」は計標を設けた。「湿潤割合」とは、評価可能点全てに対し、

測 値 が 1,200mV 以 上 、「 半 乾 燥 状 態」 は 100mV ～「湿潤状態」として評価する点の割合と定義した。「湿1,200mV、「乾燥状態」は 100mV 以下の範囲に収まるこ

潤割合」が時間経過とともに一律的に低下していくこととが確認できたので、スラブ表面の乾湿状態の定量的把が確認できたため、徐々に乾燥していく過程を定量的に握において、計測値による基準を設定することが工学的評価することが可能となった。
以上のように、開発したスラブ乾湿自動評価システムに可能であると分かった。

の有効性を実証し、さらに実現場への適用性を確認でき
照
射

水

照
射
拡
散
反
射

照
射

吸
収

た。これにより、湿潤養生作業における湿潤状態の監視
全反射作業について、品質管理の高度化と省力化に寄与する技術を提案するに至った。また、実現場への適用性を高めるために、ロボットをはじめとする、スラブ乾湿自動評
価システムの量産化体制を整えた。

スラブ

1 回目

2 回目

3 回目

図－１ スラブ表面模式図

センサ電圧値［mV］

湿潤

乾燥

半乾燥

半乾燥
湿潤

乾燥
概算水位［mm］

図－３ 湿潤評価結果と目視結果の比較

図－２ 表面水位と反射光量（電圧値）の関係- 62 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

表－１ 湿潤養生に掛かる作業工数(上)従来の湿潤養生管理の場合(下)散水設備をシステムと連携した場合

３． 散水養生作業における自動化への検討
3.1 開発前の有意性調査
スラブ乾湿自動評価システムは、2023 年 4 月 24 日に開発した旨を公表し、同年 5 月 24 日から 26 日に開催された「第 5 回 建設・測量生産性向上展（CSPI-EXPO
2023、写真－２）」へ出展した。同展示会は建設業界に携わる有識者が全国から参加する国内有数の大規模展示会であり、スラブ乾湿自動評価システムへの出展に対しては 3 日間で 90 社、140 名の来客より問合せがあった。
問合せ業者は、ゼネコンをはじめとした元請会社のみならず、専門工事会社や建機建材リース会社など多岐にわたり、また問合せの多くは、「散水養生作業も自動化されるのであれば利用したい」という要望であったため、同システムの一定数のニーズと散水養生作業の自動化が強く求められていることを確認できた。

3.2 散水設備との連携

上記の背景により、散水養生作業の自動化について検散水養生作業を自動化するために、スラブ乾湿自動評討を開始した。まずは、開発したスラブ乾湿自動評価シ価システムで用いる自律走行式ロボットに一定量注水しステムと散水設備を連携することで省力化できる作業工

たポリタンクを積載し、システム評価による乾湿状態に数を試算し、従来の管理手法の工数と比較して、省力化応じてロボットから自動散水する運用方法について検討の可能性を検討した。試算する前提条件として、対象とした。しかし、注水した状態のロボット重量は 200kg をするスラブを 800 m2 規模、湿潤養生に掛かる所定日数超えることとなり、金鏝仕上げ後のスラブ表面を走行す

を 5 日間と仮定した。また、各作業の歩掛は、２章で実ることは大変不利な状況となることが予想された。その験を行った建設現場の実績値を採用した。

ため、金鏝仕上げ後から数時間程度経ったスラブに、実比較結果を表－１に示す。スラブ乾湿自動評価システ

際にロボットを走行させることで、タイヤ走行痕などス

ムによる状態監視に掛かる工数は一切不要となることに

ラブ表面の美観に影響を与える損傷が発生しないか確認

加え、散水養生を自動化した場合には養生シートの設置した。金鏝仕上げ後から 2 時間後と 4 時間後での走行痕も不要となる。一方で、システムの準備や保守が発生すを写真－３に示す。目視できる程度の走行痕が確認されるものの、工数は全体で 4.25 人日から 1.5 人日まで低減たため、本運用方法は困難であると判断した。

し、約 65%の省力化が達成できると見込まれる。また、養生シートを削減できることや必要十分量の散水になることから、省資源化へ寄与することも考えられる。以上のように、開発したスラブ乾湿自動評価システムを散水設備に連携することは有意であると判断した。

写真－２ CSPI-EXPO 2023 での出展状況
写真－３ 金鏝仕上げ後の走行痕確認状況- 63 -

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2024 年 9 月

したがって、上記の結果により、運用方法の見直しを行った。見直しにあたり、コンクリート打設後一定時間
はスラブ上に乗らないようにした。そこで、金鏝仕上げ
翌日の朝に人による散水作業を実施し、その湿潤状態を
スラブ乾湿自動評価システムにより適切に維持できるよ
うな運用方法を検討した。金鏝仕上げ翌日であれば、従来の管理手法でも人がスラブ上に乗って散水作業をすることができ、スラブ表面に歩行痕などが確認される事例も少ない。ロボットの接地圧は約 0.2kg/ cm2 である一方、
体重 70kg、靴のサイズ 27.0cm といった一般的な成人男
性による接地圧も約 0.2kg/ cm2 であるため、スラブ表面
へ走行痕が残る可能性は低いと考えた。
そこで、対象とするスラブの周囲に散水設備を設置し、スラブ乾湿自動評価システムでの評価結果をそれに連携させることで散水養生作業を自動化する運用方法を考えた。特殊な設備などを用いると、現場への適用性が下がると判断したため、建設現場で一般に用いられている散水栓とビニールホースを用いるような簡易な設備を選定した。
次に、散水設備の設置数量を試算するために、実現場での散水栓とビニールホースを用いて散水可能な範囲を検証した。散水可能範囲の検証概況を図－４に示す。約200 m2 のスラブに対して効率的に散水を行うために、ビニールホースに 1m ごとにドリッパーノズルを取り付け

写真－４ スラブ面積 200 m2 に対する散水状況(上)散水開始時(下)開始から 30 分後て、それらから水が出るようにした。そして、写真－４に示す通り、散水を開始して 30 分程度で、200 m2 のス
ラブ表面がまんべんなく湿潤状態となったことを確認で

４． 現場適用実験

きた。

4.1 実験概要

1m ごとにドリッパーノズルを配置
散水栓

スラブ乾湿自動評価システムと散水設備を連携させ、実現場での適用性を確認するために、500 m2 程度のスラブ面積を有する建設現場での現場適用実験を行った。選定した建設現場の概要を図－５に示す。3.2 節で示した
ように、まずは人による散水を実施することでスラブ表面を適切な湿潤状態として、その後同システムと散水設

スラブ面積：200m2

備によりその状態を維持することを目的とした。そこで、対象とするスラブ面積 500 m2 を四分割し、3.2 節で検証
した散水可能範囲である 200 m2 を下回るように計画した。また、それぞれに散水設備を設置する必要があるが、散水栓は 1 つであるため、電磁弁を経由することで、それぞれ別系統で散水を実施できる仕様とした。この際、電磁弁による制御のため、4 つのエリアそれぞれの乾湿状況に応じて、散水を異なるタイミングで実施できる。

ビニールホース
ドリッパーノズル（右は写真）

なお、実験時期は 2024 年 3 月中旬で、天候は晴れ、気温は 16℃、湿度は 62%の環境であり、検証時間は散水開始から 3 時間後までとした。3 時間と設定したのは、散水作業は繰り返し作業であり、一定時間でそれが検証

図－４ 散水可能範囲の検証概況

できれば、工学的に充分であると判断したためである。

- 64 -

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2024 年 9 月

れは、計測値が小さいほど「乾燥状態」に近いことを表し、湿潤養生の管理上、安全側の判定とするためである。
そして、「乾燥状態」が各エリア内で 1 グリッド以上検知されたら、そのエリアに応じた電磁弁が開き、散水が開始される。なお、散水が開始されて 10 分間は電磁弁が開き、散水が継続する仕様とした。
4.2 実験結果と考察
ロボットによる評価は 3 時間のうち 4 回実施し、1 回目は人による散水作業が完了したタイミングで評価した。
また、1 回の評価に要した時間は約 30 分であった。時間経過に伴う表面状態変化の評価結果を図－６に示す。
「湿潤割合」に注目すると、経時変化に伴い一度減少傾向が確認されたものの、その後は一律的に増加することが確認できた。また、全ての評価を通して、乾燥状態が相対的に多かったエリア 4 番は、スラブ表面に不陸もし
くは勾配が発生し、排水を促した可能性がある。そのため、評価 1 回目で湿潤割合が 71%程度に留まったと考察
した。

評価回数

各色線は
ビニールホースを表す

電磁弁

評価 1 回目（散水完了時）評価 2 回目（散水完了 1 時間後）評価 3 回目（散水完了 2 時間後）

評価 4 回目（散水完了 3 時間後）

評価結果

散水栓

図－５ 現場適用実験の概況(上)対象スラブの全景写真(下)対象スラブを四分割した時の模式図

乾燥
半乾燥
湿潤

次に、実験手順を説明する。まず、自律走行式ロボッ
トを人による操作で対象スラブ上をなるべく隈なく走行させる。この時、自律走行式ロボットに搭載している
評価回数

2D LiDAR により周辺環境を点群として計測し、ロボットが走行する地図を作成する。次に、作成した地図を図－５と同様にシステム上で分割する。なお、当該現場条件に応じて今回は四分割としたが、十分割まで可能なシ評価結果

ステム仕様としている。並行して、生成した地図情報とロボット情報を照合して、走行経路を算出する。そして、ロボットが走行を開始し、スラブ表面の乾湿状況を評価する。

乾燥

評価にあたって、作成した地図は任意の範囲でグリッ半乾燥ド化でき、今回は 1m 四方をグリッド化した。また、目湿潤

視化しやすいように各グリッドを色付けできるようにし、「湿潤状態」を青色、「半乾燥状態」を黄色、「乾燥状態」
を赤色で表現した。なお、ロボットの走行経路が同じグリッド上で重複する場合など、一つのグリッドに対して

図－６ 金鏝仕上げ後の走行痕確認状況

複数回の計測が連続して発生する場合がある。その場合、計測値のうち小さいものを評価結果として採用した。こ- 65 -

奥村組技術研究年報 No.50

次に、1 回目の「湿潤割合」は 71%であったため、これを基準とした各回における初回比も算出した。評価 2
回目時点では、初回を下回ったものの、3 回目以降は初回を上回り続けた。また、4 エリアごとの評価結果も、
図－６に示すスラブ面積全体に対しての結果と同様であり、結果に矛盾がないことが確認できた。
以上の結果から、スラブ乾湿自動評価システムとそれに連携した散水設備により、人の手による初回の散水完了時以降は連続的に湿潤状態を維持できたため、建設現場への適用性を十分に確認できた。
５． まとめコンクリート表面を対象にした乾湿状態を定量的に評価できるスラブ乾湿自動評価システムとそれに連携する散水設備を提案した。そして、当該技術の有効性の確認を目的とした現場適用実験により、以下に示す事項を確認した。
ⅰ．近赤外光センサと自律走行式ロボットを含むシス
テム一式（スラブ乾湿自動評価システム）を用いて、スラブ面積 500m2 のコンクリート表面の乾湿状況を約 30 分で定量的に評価できる
ⅱ．同システムにより、スラブ面積 500m2 に対して人による散水が最初に為されていれば、その湿潤状態を維持することが可能である
ⅲ．従来の管理手法に比べ、約 65%の省力化に寄与することに加え、散水量や養生シートの削減にもつながることから省資源化も見込むことができる
６． あとがき
建設現場への適用性が確認できたため、実装適用を本格化させる。そのためには、システム利用に係る留意点などをまとめる必要がある。今回の検証で得られた結果をはじめとし、更なる検証を重ねて運用方法をまとめていくこととしたい。
また、本開発はユアサ商事株式会社と共同で実施しているものであり、2024 年度中にシステム利用開始ができるよう、体制を整備していく。
【参考文献】
1) 増田貴之、赤星博仁、「スラブ湿潤状態評価技術の開発（光学センサと自律走行式ロボットによる自動評価システムの構築）」、奥村組技術年報、No.49、
pp.65-70、2023.9- 66 -

2024 年 9 月

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月



拡散溶出試験における有害物質溶出モデルの考案－固相内拡散を考慮したモデルにおけるパラメーターの影響－
Developing a New Toxic Substance Elution Modelfor Semi-dynamic Leaching Tests- Impact of Parameters in a Model Incorporating Solid-phase Diffusion 鈴木奨士 ＊小河篤史 ＊ ＊清水祐也 ＊ ＊要 旨地盤および地盤材料の安全性評価においては、有害物質溶出挙動の把握が重要である。数値解析
による溶出挙動の推測手法としては、固相内拡散と吸脱着平衡を組み合わせた D F －K d モデルが考案されている。本研究では、D F －K d モデルに粒間拡散を接続した物質溶出モデル（DKD モデル）を作成し、各種パラメーターが拡散溶出試験のバルク水濃度に与える影響を数値解析により検討した。
その結果、固相内拡散係数は長期的な物質溶出に寄与し、経過時間と溶出フラックスの関係から得られる溶出機構を判断するための近似直線の勾配に影響を与えることが明らかになった。DKD モデ
ルは拡散溶出現象の様々な挙動を再現できることから、拡散現象による有害物質溶出挙動の把握や難透水層からの長期溶出挙動の予測への利用が期待される。
キーワード：固相内拡散係数、分配係数、拡散溶出試験、難透水性材料、数値解析

１． まえがき

有害物質の長期的な溶出挙動は、実現場での実験的把

我が国では自然由来の重金属含有土壌を含む地層が存握が理想的だが、結果が得られるまでに長期間を要する。

在するサイトで開発行為が行われるケースが珍しくない。

一方で、対策設計・施工においては短期間での評価が求

このような潜在的にリスクを含む地盤や地盤材料に対しめられている。そのため、規模を小さくした簡易実験でて、人への健康被害等を防止するために、有害物質溶出パラメーターを取得し、数値解析により推測される。例に関する安全性評価を適切に行う必要がある。なかでも、えば、盛土や埋め立て後の降水による有害物質の地下水溶出特性や地盤および地下水中での移動性を把握し、長浸出については、移流分散解析によりシミュレーション期的な予測をすることが重要とされている

1)。

され、有害物質が井戸水等人間の生活圏に到達するまで

有害物質の長期溶出挙動の把握方法として、雨水曝露の時間やその時の濃度が推測される。一般的に、数値解試験 2)やカラム試験 3)、シリアルバッチ試験 4)等がある。

析によるシミュレーションは、固体粒子表面の吸脱着平これらの試験はそれぞれ適した対象試料や長所短所があ衡のみが考慮されている 6)。しかし、吸脱着平衡には経る。シリアルバッチ試験の一種である拡散溶出試験は、過時間による反応の変化が考慮されていないため、固液固体試料と溶媒を接触させ所定の日数に溶媒を入れ替え

接触が数分間と数年間で液相濃度は変わらないことになることで、有害物質の濃度の変化を捉える試験である 5)。

る。また、固体表面から有害物質が溶出すると、固体内標 準 試 験 と し て 、 オ ラ ン ダ の NEN7345 や 米 国 の部と固体表層で濃度差が生じ、有害物質は固体内部から

ANS16.1、Method1315 等が代表的である。これらの試験は、コンクリート固化体や建設ブロック等の成形体を試
験対象とする。また、容器に試料を充填してその上部に水を入れ、その水を入れ替えることにより、カラム試験
では実施が困難な難透水性材料に対しても試験が可能である（図－１）。難透水性材料での拡散溶出試験は、汚染された難透水層から直上の帯水層（砂礫層）への有害

図－１ 拡散溶出試験による物質溶出の内訳

物質溶出を模擬した試験法である（図－２）。
 ＊ 技術本部技術研究所環境研究グループ＊＊

技術本部技術戦略部環境ソリューション室- 67 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

図－２ 拡散溶出試験と二段階拡散モデル（DKD モデル）の概要
固体表面に拡散移動し、新たに溶出する可能性がある。
このような現象を固相内拡散と呼ぶ

され飽和状態である。この構図は供試体を難透水層、水7)。

を帯水層と想定している。数値計算のため、供試体を水固相内における拡散現象は、金属等に関して多く報告

平方向に任意の厚さに層分割する。各層は固相と液相でされており 8)、物質溶出に関する研究も報告されている構成され、固相は任意の厚さにセル分割し液相に接する

7)、9)。肴倉ら 7)は、固相内拡散と吸脱着平衡を接続したセルを吸着セルと呼ぶ。本モデルでは、固相内拡散係数

物質移動モデル（DF－Kd モデル）を提案し、DF－Kd モ

が十分に小さく粒子径の影響が生じないことを仮定して、デルで一次元移流分散解析を行った。その結果、既存の板状として計算を簡略化した。

モデルでは表現することができなかった濃度ピークや低ｂ．吸脱着平衡濃度での溶出が長期間にわたって続くテーリングを表現

吸着セルと液相では吸脱着平衡が成立している。固液できることを示した。固相内拡散は、液相での拡散と比間では、吸着セルからの物質溶出と液相中から吸着セル

較して非常に遅いと考えるが、実現場での時間規模を考への物質吸着が起こっているが、吸脱着量が同じになる

慮すると、物質溶出に影響を与える可能性はある。特に、と、見かけ上、液相の濃度に変化がなくなる。この状態

固液接触時間が長い条件下では固相内拡散の影響を受けを吸脱着平衡という。この平衡時における固体への吸着ると考えられる。そのため、前述の汚染された難透水層量に関する係数を分配係数という。分配係数は吸着等温

直上の帯水層への物質溶出に関して、長期間に渡る固液式から得られ、ラングミュラ型やヘンリー型などの式が接触が想定され、固相内拡散を受けやすいと言える。し

知られている。固体への吸着量は液相の濃度に比例する

かしながら、そのような状態に近い拡散溶出試験においヘンリー型の場合、式(1)の関係が成立している。

て、固相内拡散を考慮した解析的検討は行われていない。

𝑞

𝐾 𝐶

1

拡散溶出試験は水の流れによって物質が運ばれる移流が、ここで、q は吸着量（mg/kg）、Kd は分配係数（L/kg）

ないため、物質溶出には、固相内拡散、吸脱着平衡、粒CL は間隙水濃度（mg/L）を表す。1 つの層について、水間拡散（粒子間の拡散）が関わっていると考えられると接触する前後の物質収支は式(2)で表現でき、式(1)お

（図－１）
。

よび(2)から、式(3)が得られ、水に触れた直後の液相濃度が求められる。

そこで本研究では、拡散溶出試験のシミュレーション

𝑀 𝑚を想定した固相内拡散と吸脱着平衡および粒間拡散を接続した二段階拡散による有害物質溶出モデル（以下、𝐶「DKD モデル」）を作成し、難透水性材料を充填した試

𝑀 𝑚

𝐶 𝑉

2

𝑀
𝐾

3

𝑅

MT は 1 層あたりの吸脱着に関わる物質の総量（mg/kg）、

料からの有害物質溶出挙動を数値解析し、バルク水濃度や間隙水濃度への各種パラメーター（固相内拡散係数、MAL は吸着セル濃度
ms は 1 層あたりの固相重量（kg）

DF や分配係数 Kd）の影響を検討した。

、VL は 1 層あたりの（mg/kg）、mAL は吸着層重量（kg）
間隙水体積（L）、RLS は一層あたりの液固比である。図２．計算方法－３に吸脱着平衡および二段階拡散のモデル詳細を示す。

2.1 DKD モデル（図－３（a））、式(4)が求められる。また、間隙水濃度

ａ．モデル構築のイメージ

Cpre は式(5)によって求められる。

MT は吸着層および間隙水中の物質総量を表すことから

本報では、固相内拡散、吸脱着平衡、粒間拡散による

𝑀

𝑀

DKD モデルを提示する。DKD モデルは拡散溶出試験のシミュレーションとなる。図－２に DKD モデルの概要

𝐶を示す。円筒容器の下部に供試体（難透水性材料）、そ

_

𝑚

𝐶
𝑚

𝑀
𝐾

𝑅

𝑉

4
5

ここで、MAL_pre は吸脱着平衡反応前の吸着セル濃度の上に水（バルク水）があり、供試体の間隙は水で満た- 68 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月（mg/kg）、C は後述する吸脱着反応前の間隙水濃度（mg/L）である。上付きの(n)は計算回数を表す。そのため、式(4)の C (n-1)は後述する前計算時の粒間拡散後の間隙水となる。吸脱着反応後、吸着セルから間隙水へ物質が溶出するため吸着セル濃度は変化する。式(6)より、吸脱着直後の間隙水濃度から吸脱着反応直後の吸着セル
濃度 MAL（mg/kg）が算出される。
𝐾 𝐶 𝑚
𝑚ｃ．固相内拡散6𝑀

吸脱着平衡後、吸着セル濃度が変化し、吸着セルとそれに隣接するセルとの間に濃度差が生じる。そのため、固相内は固相内拡散が起こり、単位時間単位面積あたり

図－３ 吸脱着平衡および二段階拡散のモデル詳細の移動量（溶出フラックス）（mg/m2/s）は濃度勾配（mg/m3/m）に比例するという、フィックの第一法則が成り立つ（式(7)）
。したがって、固相内拡散係数の単位は m2/s となる。
𝐽

𝜃𝐷

𝑑𝐶
𝑑𝑥

,

𝐶

𝐶

,

𝐶

𝐷 ∆𝑡
𝐶
∆𝑥
𝐷 ∆𝑡
𝐶
∆𝑥

伴い液相濃度は徐々に変化するため、式(8)が成立する。
𝜕 𝐶
𝜕𝑥

𝐶

,

𝐷 ∆𝑡
𝐶
∆𝑥

𝐶

_

2𝐶

,

,

,

𝐶

,

14

,

15

𝐶

16

ここで、DE は粒間拡散係数（m2/s）、Δx は層間距離

数、C は濃度、x は表層までの距離である。物質移動に

𝐷

𝐶

7

ここで、J はフラックス、𝜃は間隙率、De は有効拡散係

𝜕𝐶
𝜕𝑡

𝐶

（m）である。CBL_pre は VL と同体積の直上バルク水濃度（mg/L）、CBL は直上バルク水が希釈され濃度が均一に8なったバルク水濃度（mg/L）、C や Cpre の下付き数字や式(8)の拡散方程式を差分法により離散化し計算した。

アルファベットは層の位置を表す番号である。C0 や式(9)～(12)に固相および吸着セル濃度の計算式を示す。

Cpre,0 はバルク水から最も離れた層であり、Cp はバルク

𝑀

𝑀

_

𝐷 ∆𝑡
𝐹
∆𝑧

𝐹

𝐹

𝐷 ∆𝑡
𝐹
∆𝑧

2𝐹

𝐹

10

𝐹

𝐹

𝐷 ∆𝑡
𝑀
∆𝑧

2𝐹

𝐹

11

𝐹

𝐷 ∆𝑡
𝐹
∆𝑧

𝐹

水直下の層である。なお、直上バルク水および最下層は、9𝑀層に挟まれていないため計算式が異なる（式(13)、(15)）
。バルク水濃度 CBL はバルク水体積 VBL を用いて式(17)より計算した。

𝐶
12

𝐹

_

𝑉

𝑉

𝐶
𝑉

𝑉

_

17

VBL_pre は直上バルク水体積（L）であり、VBL_pre = VL であ

ここで、F は固相内拡散に関与する物質濃度（mg/kg）、
DF𝐶る。以上の設計のもと、常に吸脱着平衡を成立させつつ、は固相内拡散係数（m2/s）、Δt は刻み時間（s）、Δz

固相内および粒間拡散により CBL を繰り返し計算した。

はセル間距離（m）である。F の下付きの数字やアルフ

2.2 拡散溶出試験の再現計算

ァベットはセルの位置を示す番号である。F0 は間隙水

拡散溶出試験において、固相内拡散係数（DF）等のから最も離れたセルであり、Fk は吸着層に隣接するセパラメーターが有害物質溶出に与える影響を数値解析にルである（図－３（b））
。なお、F0 および Fk はセルに挟より検討した。表－１に数値解析における各パラメータ

まれていないため、計算式が異なる（式(11)、(12)）
。

ーの設定条件を示す。解析条件は、小河ら 5）が実施しｄ．粒間拡散た実験条件に近づけ、直径 0.1 m の円筒状カラムの下部

本報における粒間拡散とは、拡散現象により供試体中に含水比 55%の湿潤試料を 1 kg、高さ 0.08 m に設置し、の粒子間を物質が移動することを指す（図－１）。吸脱

3 日間養生した。なお、この含水比の設定は、試料の液着平衡反応後の間隙水濃度を算出後、式(13)～(16)によ性限界値の 1.1 倍であり、3 日間の養生は、試料と水をり層間の液相での物質移動（粒間拡散）を計算した。計馴染ませるためである。この間、吸脱着平衡および固相

算方法は固相内拡散と同様である。

内拡散による土粒子から間隙水への物質の溶出も考慮し

𝐶

𝐶

,

𝐷 ∆𝑡
𝐶
∆𝑥

2𝐶

,

𝐶

,

た。湿潤試料は鉛直方向から加圧する圧密試験を行い、13- 69 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

その際に間隙水が排水されるため供試試料の含水比および厚さが変化する。したがって、本報では、圧密試験後の供試体の含水比および厚さの変化も考慮し、含水比は30%、厚さは 0.06 m とした。供試体の上部にはカラムの断面積の 9 倍量のバルク水 706.5 mL を設け、一層の厚さを 5.0×10-4 m とし、0.06 m の供試体を 120 層に分割した。また、分割した各層における固相内拡散について
は、土粒子を、図－２に示すように 1 次元の板状としてモデル化し、土粒子の大きさに相当する固相厚さ（吸着層含む）HS は、土粒子の平均半径から 2.2×10-5 m とした。吸着セル HAL の厚さは 5.0×10-7 m、板状に設定した固相の 1 セルの厚さを 5.0×10-7 m とし、44 セルに分割した（吸着層含む）。固相内の物質濃度 F は、各パラメ

図－４ 溶出機構と勾配との関係

ーターの影響を見るため枯渇しない十分な濃度である

けるフラックスに対応する時刻は式(20)で求めた。

50.0 mg/kg とした。刻み時間を 200 s とし、1、2、4、8、𝑡

16 日目にバルク水の水入替えを再現するため、上記日

√𝑡

√𝑡
2

20

数のバルク水濃度を 0 mg/L となるよう設定した。拡散

以上より、log𝑡 および logJi を求め、両者の関係から溶溶出試験は 32 日目で終了させ、1、2、4、8、16、32 日

出機構を判定した。各画分の Ji と𝑡 との関係を両対数グ目の水入替え直前の CBL を算出し、それぞれの CBL を第ラフにプロットした。図－４に溶出機構と勾配との関係

1~6 画分とし、F1~F6 と表記する。

を示す。溶出機構が拡散律速の場合、log𝑡 および logJi

DKD モデルにおける各パラメーターの影響を検討すの近似直線の勾配は-0.5 を示す。本解析では 1、2、4、るため、Kd を 0.01~100.0 L/kg、DF を 1.0×10-25~10-18 m2/s

8、16、32 日目の CBL を求めたので、いずれの画分におの範囲でそれぞれ計算した。Δx は 5.0×10-4 m とし供試

いても、CBL がほぼ一定となる場合、CBL は経過時間の体を 120 層に分割した。Kd を変えて解析を行う際は、DFみに依存し、近似直線の勾配は-1.0 となる。また、溶解の影響が小さくなるように DF は 1.0×10-25 m2/s とし、DFが律速となる場合は、フラックスは時間に比例するため、を変えて解析を行う際は、Kd は 0.01 L/kg とした。また、一定となり勾配 0 のグラフが描かれる。いずれの溶出機

DE は 1.0×10-10 m2/s とした。

構においても、拡散溶出試験の期間内に供試体の底部ま2.3 拡散律速の判定で間隙水中の物質移動が及ぶと、勾配は下方向に曲がる。

DKD モデルの数値解析により算出された CBL から、さらに、本研究の数値解析で得られた CBL から溶出フラ

単位面積あたりの溶出量 qi を式(18)によって算出した。

ックスを求め、Kd、DF のパラメーターが変化した時、

また、時間あたりの溶出量（溶出フラックス）Ji は式

経過時間と溶出フラックスの関係から得られる近似直線(19)から算出できる。

の勾配がどのように変化するのか検討した。

𝑞
𝐽

𝐶𝑉
𝐴

18

𝑞
𝑡

𝑡

３．結果および考察

19

図－５に CBL から得られた溶出フラックスに及ぼす各ここで、Ci は各画分の CBL、A はカラム断面積、ti-ti-1 はパラメーター（DF、Kd）の影響を示す。経過時間と溶各画分の水入替えまでの時間である。水入替えまでにお
記号
Hs
HAL
mAL
Δz
Δx
Δt
F
DE
Kd
DF

表－１ 各パラメーター設定条件
名称
値
固相厚さ
2.2×10-5吸着セル厚さ
5.0×10-7
吸着層重量1.2×10-5
セル間距離
5.0×10-7
層間距離
5.0×10-4
刻み時間
200
固相濃度
50.0
粒間拡散係数
1.0×10-10
0.01~100.0
分配係数
固相内拡散係数
1.0×10-25~10-18

出フラックスの関係から得られた近似直線は表－２、３にまとめた。DF が大きくなると、いずれの時間でも溶出フラックスは大きくなったが、その増加程度は経過時

単位
m
m
kg
m
m
s
mg/kg
m2/s
L/kg
m2/s

間により異なった（図－５（a））。DF が 1.0×10-25 m2/s
から 1.0×10-17 m2/s に大きくなると、𝑡̅ = 0.3 では約 6.8倍増加したのに対して、𝑡̅ = 23.3 では約 22.6 倍増加した。
そのため、DF が大きくなるにつれて、経過時間と溶出
フラックスから得られる近似直線の勾配は-0.488 から0.220 と緩やかになった（表－２）。固相内拡散を考慮しないと、吸着セル由来の物質のみが間隙水およびバルク
水へと移動する。一方、固相内拡散を考慮すると、固相- 70 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

図－５ 𝐶 から得られた経過時間と溶出フラックスの関係（（a）：𝐷 の影響、（b）：𝐾 の影響）表－２ 近似直線の勾配と決定係数（𝐷 変化時）
DF（m2/s）
勾配
決定係数（R2）-25-0.4880.999
1.0×10-0.4880.999
1.0×10-23-0.4830.999
1.0×10-21-0.3130.960
1.0×10-19
1.0×10-17-0.2200.915

表－３ 近似直線の勾配と決定係数（𝐾 変化時）
Kd（L/kg）
勾配
決定係数（R2）
0.01-0.4880.999
0.1-0.4860.999
1.0-0.4750.996
10.0-0.4240.972
100.0-0.2780.864

内に含まれる物質も溶出する可能性があるため、溶出ポ
テンシャルは多くなる。したがって、実現象の時間スケールで考えた場合、DF が非常に大きいと早期に固相内の物質は溶出しきり、枯渇すると考えられる。また、
DF = 1.0×10-20 m2/s のような固相内からの物質供給がほとんど効いていない非常に小さい DF でも、固相内から時間をかけて吸着層へ移動し、長期間に渡って物質が溶出し続ける可能性がある。
Kd が大きくなると、いずれの経過時間でも溶出フラ

図－６ 層分割数変化時の近似直線勾配の変化

ックスは小さくなったが、その減少程度は経過時間により異なった（図－５（b））。Kd が 0.01 L/kg から 100.0
L/kg に大きくなると、𝑡̅ = 0.3、1.5 では、約 1/35 に減少
したのに対して、𝑡̅ = 2.9~23.3 では約 1/19 減少した。そのため、Kd が大きくなるにつれて、経過時間と溶出フ
ラックスから得られる直線勾配が-0.488 から-0.278 と緩やかになった（表－３）。よって、式(8)の拡散係数 D の内訳は式(21)のように示され、拡散係数 D は粒間拡散
DE、遅延係数 R で表現される。
𝜕𝐶
𝜕𝑡

𝐷 𝜕 𝐶
𝑅 𝜕𝑥

図－７ 𝐾 と各画分の𝐶 との関係
21

ラックスが増加し、勾配は-0.424 から-0.494 となり、拡また、式(22)より遅延係数 R には Kd が含まれている。

散律速の勾配 -0.5 に近づいた。したがって、DE や Kd

𝑅

1

𝜌
𝐾
𝜃

には、その値によって必要なΔx が存在することが示唆

22

された。
Kd の変化範囲によって、CBL の変化量も異なり、例え

そのため、理論上、Kd は溶出フラックスの増減には影響するが、溶出機構には影響を及ぼさないと考えられる。

ば Kd = 1.0~5.0 L/kg と 1.0～5.0 L/kg は、CBL の変化量にしかしながら、Kd が大きい条件下では勾配への影響が大きな差が生じた。Kd が関わる計算式（式(5)）を、見られた（図－５（b））。そこで、図－５（b）の Kd =Cpre と Kd の分数関数と考えると、曲線のグラフが描ける。

10.0 L/kg において、総分割数を変化させ経過時間と溶出

Cpre は CBL を算出する式と関係があることから、実際にフラックスの関係を確認した（図－６）。総分割数を120 から 480 に細かくすると、𝑡̅0.25、1.46 の溶出フ

この曲線は、Kd が小さい範囲（例えば Kd < 2.0）での変Kd と CBL の関係を見ると、図－７のような曲線を描いた。

- 71 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

化ほど、CBL の変化量は大きくなり、その変化量は DF の影響を大きく受けた。一方、Kd が大きい場合、吸脱着
平衡で物質は吸着セルに留まり MAL が変化しにくい。そのため、固相内と吸着セルの間の濃度勾配が大きくならず、DF が大きくても CBL に大きな変化がなかったと推察する。Kd は取得方法、試料や対象物質によっても大きく異なる。例えば、既往の研究報告では、まさ土や珪砂、砂質土では 0.01~21 L/kg9)、10)、粘性土でも 1.5～81.0 L/kgと数値に大きな幅がある 11)、12)。本研究の解析では、Kdが小さいほど CBL に影響を与え、特に Kd < 2.0 L/kg でCBL の変化が顕著であった。難透水性である粘性土の Kd
が CBL に大きく影響を与える範囲（Kd < 2.0）にある可能

図－８ DKD モデルで得られる拡散溶出試験の物質性もあり、Kd は溶出機構には影響しないが、CBL 全体の溶出挙動のまとめ濃度に関しては重要なパラメーターと考える。

由来砒素の挙動評価」、地盤工学ジャーナル、Vol.15、
No.4、pp.675-682、2020

４．まとめ4) 中村謙吾、保高徹生、三浦俊彦、井出一貴、西田憲
本研究では、固相内拡散と吸脱着平衡および粒間拡散司、「自然由来のヒ素含有土からの長期溶出特性の検を接続した物質溶出モデル（DKD モデル）を作成し、討」、第 24 回廃棄物資源循環学会講演集、pp.559-560、

固相内拡散係数 DF、分配係数 Kd のパラメーターを変化

20135) 小河篤史、高井敦史、肴倉宏史、目黒

させ、拡散溶出試験における溶出挙動を数値解析した。

緑、勝見

数値解析の結果、Kd および DF は拡散溶出試験の挙動に武、「自然由来の重金属等を含有する粘土の拡散溶出影響を与えることが明らかになった。図－８に本研究で特性に及ぼす温度の影響」、地盤工学ジャーナル、
Vol.17、No.2、pp.181-194、2022

得られた各パラメーターによる溶出挙動の影響をまとめ

6) 江種伸之、「移流分散方程式で用いられる遅延係数にた。得られた知見は下記のとおりである。
ⅰ．Kd が大きくなると溶出濃度は全体的に低くなり、DF が大きくなると溶出濃度は全体的に高くなり、ついて」、地下水学会誌、Vol.64、No.3、pp.215-223、
2022
7) 肴倉宏史、細野賢一、河原裕徳、横山裕之、「固相内

長期的な物質溶出に寄与することが示唆された
ⅱ．Kd は固相と吸着セルの濃度差を支配する重要な拡散と吸脱着平衡を接続した物質移動モデルの作成

パラメーターとして考えられ、Kd が大きい場合と各パラメーターが有害物質挙動に及ぼす影響」、地

は、DF による影響を受けにくいことが示された

盤工学ジャーナル、Vol.17、No.3、pp.267-275、2022

ⅲ．DKD モデルは、拡散溶出試験におけるあらゆる

8) 中嶋英雄、「固体における拡散」、まてりあ、Vol.36、
No.9、pp.851-853、1997

溶出挙動を表現でき、有害物質の長期溶出挙動の

9) 奈佐原寅太郎、肴倉宏史、加藤智大、高井敦史、勝予測が期待される
今後の課題として、拡散溶出試験の実験的検討による

見 武、「固相内拡散を考慮した固液間物質移動モデ

解析値およびモデルの妥当性の検証がある。その他に、

ルに関する実験的検討」、地盤工学ジャーナル、

本研究のモデルの有効性を高めるために、各パラメータ

Vol.18、No.4、pp.381-393、1987

ーを迅速かつ簡易的に取得する手法の開発が求められる。

10) Sakanakura, H., Ito, K., Tang, J., Nakagawa, M., Ishimori,H.: Determining adsorption parameters of potentially【参考文献】

contaminant-releasing materials using batch tests with

1) 駒井 武、
「地盤環境における有害化学物質の移流分

differing liquid-solid ratios, materials, Vol.14, No.10, pp.
2534, 2021.

散シミュレーション」、安全工学、Vol.36、No.6、

11) 三浦拓也、遠藤和人、山田正人、「失敗しない土壌

pp.422-426、1997
2) 乾 徹、片山真理子、勝見 武、高井敦史、嘉門雅の吸着試験方法の提案と適用性評価」、地盤工学ジャーナル、Vol.17、No.3、pp.331-339、2022

史、「屋外曝露試験による自然由来重金属を含有する

12) 森下智貴、大坪政美、Li, L.、東 孝寛、「海成粘土

岩石の長期溶出挙動評価」、材料、Vol.63、No.1、pp.73-78、2014の鉛吸着・移動特性に及ぼす塩類の影響」、農業農村

3) 片山潤一、乾 徹、勝見 武、高井敦史、「カラム浸工学会論文集、No.276、pp.7-13、2011

透試験による長期通水を行った海成堆積岩中の地質- 72 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

自動制御エアカーテンシステムの開発－エアカーテンの吹出風向が熱遮断性能に与える影響に関する研究－
Development of Automated Air Curtain System－- Study on the Effect of Airflow Direction on Thermal Shielding
Performance of Air Curtain - －神長侑磨 ＊

岩下将也 ＊

要 旨
室内外の熱分離手法の一つにエアカーテンがある。その熱遮断性能を高めるには吹出角度の適切な設定が重要だが、その知見は少ない。本研究では CFD（数値流体力学）解析と実験を行い、空間温度が高い方へ吹出角度を調整することにより約 10%程度の熱遮断性能が向上することを確認した。
さらに、エアカーテンの風向を室内外の温度差に応じて自動制御する機構を開発し、実験検証を行った結果、エアカーテンを稼働しない場合と比べ 30 分間で約 8%の空調消費電力量を削減できた。
キーワード：エアカーテン シーリング効率 CFD 解析 実験室実験 熱遮断性能 温度差

１．まえがき性を明らかにした。さらにエアカーテンの風向を室内外の温度差に応じて自動的に調整するシステム（写真－１）

商業施設、物流倉庫、工場などの入口開口部は来客やを開発し、このシステムの使用が空調の消費電力量を削車両の通行のために開放状態で運用されることが多い。

減する効果も検証した。

この状態では、外気侵入により室内の快適性や冷暖房効

低温側

⾼温側

低温側

率が低下する問題が生じる。特に、物流倉庫や工場のト

⾼温側
エアカーテン

ラックバースは開口面積が大きく、外気侵入の影響が大きい。この対策として、開口部に送風し、室内外の境界面に気流の壁を形成して空気の流入出を抑えるエアカー

気流層

テンがある。エアカーテンの熱遮断性能を高めるためには、風量や設置位置に加え、吹出角度を適切に設定する（a）開口周辺の温度差に （b）圧力により湾曲する（b）圧力により湾曲す（a）開口周辺の温度差による圧力分布るエアカーテン気流
よる圧力分布エアカーテン気流必要がある。例えば、図－１（a）に示すように、冷房

図－１ 温度差による空気の流れの模式図

時には、温かい外気は冷房空気よりも軽いため上方に移動し、開口部上部では屋外側の圧力が高く、下部では低くなる。この圧力差により、図－１（b）のようにエア
カーテン気流の壁が湾曲し、外気侵入が容易になる 1) 。
このため、エアカーテンの吹出角度を圧力の対抗方向に傾けることで気流の湾曲を軽減し、熱遮断性能を向上させることが考えられるが、室内外の温度差と最適な吹出写真－１ 自動制御エアカーテンシステム

角度の関係に関する知見はまだ不足している。また、開（GK2509S 対応）

口部上の高所に設置したエアカーテンの吹出角度を室内外の温度差に応じて変更することは実用的に困難である。

２．熱遮断性能の評価手法

本報では、大開口を持つ空間を対象に、室内外の温度差と吹出角度を様々に変化させ、CFD 解析を行い、実本研究では、熱遮断性能を CFD 解析、実験ともに式験を通じて熱遮断性能を定量的に評価し、これらの関係(1)で表されるシーリング効率 2)η（t）により評価する。

 ＊ 技術本部技術研究所環境研究グル－プ- 73 -

奥村組技術研究年報 No.50

η(t)= 1－

T(t)－Tini
T0 (t)－Tini×100 (%)

2024 年 9 月(1)

ここで、T t ：エアカーテン稼働時の室内平均温度（℃）、T0 t ：エアカーテン非稼働時の室内平均温度（℃）
、T ：室内空間の平均初期温度（℃）
、t：空気混合開始後の時間（s）である。
３．解析による評価

図－２ 解析領域

図－３ エアカ－テン
詳細

3.1 解析条件

1.0m

屋外側

室内側

図－２に示す 8m×8m×8m の密閉空間を対象として1.5m 1.0m

2.0m

CFD 解析を行う。この空間は厚さ 0.1m の間仕切壁によ屋外側

り模擬室内空間と模擬屋外空間に二分されている。間仕室内側

切壁の中央部には開口があり、上部にはエアカーテンを2.0m

室内側に設置する。エアカーテンの形状は図－３のよう

2.0m

1.0m
1.5m

吹出角度

2.0m

2.0m

1.0m

-20°

0°

+20°

に上面を吸込口、下面を吹出口とし、風量は 1060m3/h

平面図で一定とする。空間平均温度の算出点は図－４に示す

図－４ 空間平均温度の算出点

断面図（x=4.0m）

18 点である。室内外の初期温度に差を与え 180 秒間の非表－１ 解析条件

定常解析を行い、室内外の空気の混合による空間平均温度の変化を算出する。解析条件は表－１に示す通りであ

解析領域

8.0m（X）×8.0m（Y）×8.0m（Z）

解析格子数

1,481,544
114（X）×114（Y）×114（Z）

乱流モデル

標準 k－εモデル

る。なお、本解析モデルは次章で述べる実験空間を模擬したものである。
3.2 解析ケース
解析パラメータを表－２に示す。暖房を想定した場合と冷房を想定した場合のそれぞれで解析する。暖房想定
計算条件

時では、室温の初期値を 20℃とし、外気温度を 10～
16℃の間を 1℃刻みで変化させる。冷房想定時では室温

境界条件の初期値を 25℃とし、外気温を 29℃～35℃の間を 1℃刻みで変化させる。吹出角度は屋外側への傾きを正とし、暖房時は－20°～0°、冷房想定時は 0°～20°の間のエアカーテン

10°刻みで変化させる。今回と同様の条件で事前に形状

非定常（180 秒間、⊿t:ク－ラン数＜1）
フリ－スリップ壁、断熱条件
1.0m（X）×0.1m（Y）×0.2m（Z）
吹出・吸込口：1.0m（X）×0.1m（Y）

行った解析では、30°以上でシーリング効率が低下し吹出風量たため、この範囲に設定した。エアカーテン非稼働での解析も各外気温で行う。解析ケース数はこれらのパラ

1060m3/h
表－２ 解析パラメータメータを元にして合計 56 ケースとなる。
パラメータ種3.3 解析結果

冷房想定時

暖房想定時

25

20

冷房想定時で外気温 35℃時の解析開始 180 秒後の温度

初期室温

分布図（X = 4m）を図－５に示す。
（a）のエアカーテン（℃）

非稼働時では室内外の温度差により開口上部で上昇流が

初期外気温

29、30、31、32、

10、11、12、生じ室内に外気が侵入している。また、本解析空間は断（℃）

33、34、35

13、14、15、16

熱・密閉されているために、解析 180 秒後では室内側下

吹出角度

0、10、20、－20、－10、部の居住域の室温が低く見えるが、時間が経過するにつ

（°）

非稼働

0、非稼働

解析ケース数

7×4 = 28

7×4 = 28

れて温熱環境が悪化すると予測される。
（b）の下方垂直に吹出した場合は、遮断効果は得られているものの温度差による側圧によってエアカーテン層が湾曲している。
（c）、（d）のように屋外側に吹出角度を傾けると、エアシーリング効率の時間変化である。エアカーテン稼働時

カーテン層が室内外の境界部に形成される。図－６は初は非稼働時よりも室温変化が小さくなり、180 秒後の期室温からの解析開始 180 秒間の温度変化、図－７はシーリング効率は、吹出角度が 20°の時に最も高く- 74 -

奥村組技術研究年報 No.50（53.1%）、0°の場合（39.1%）に比べ、14.0%向上して2024 年 9 月いる。エアカーテンの吹出角度を傾けることで、エア

表－３ 初期相対外気温度・吹出角度別
シーリング効率（解析開始 180 秒後）

カーテン層を室内外の境界部に形成することができ、熱（a） 暖房想定時（室温 20℃）

遮断性能が高まることが示された。
にまとめる。各ケースの初期外気温から初期室温を引い

吹出
角度（°） －10

－9

－8

－7

－6

－5

－4

た相対値を「初期相対外気温度」とし、初期相対外気温

－20

12.2

19.6

27.1

32.4

36.0

40.9

48.5

度ごとにシーリング効率を示す。また各初期相対外気温

－10

－1.4

4.2

14.4

26.3

40.8

50.1

55.7

－12.9 －9.1 －4.1

4.0

16.9

39.1

52.7

各ケースの解析開始 180 秒後シーリング効率を表－３

度で最もシーリング効率の高い値を黄色背景で示す。相0

対外気温度が低いほど室内側に、相対外気温度が高いほ

初期相対外気温度（℃）

ど屋外側に吹出角度を傾けるとシーリング効率が向上す（b） 冷房想定時（室温 25℃）る傾向が確認できる。

（a）非稼働

吹出
角度
（°）

+4

+5

+6

+7

+8

+9

+10

0

65.1

67.8

54.7

48.7

51.4

38.9

39.1

10

73.5

75.9

64.9

58.6

61.9

52.5

44.4

20

72.2

78.5

71.1

66.8

65.9

56.6

53.1

初期相対外気温度（℃）（b）吹出角度 0°４．実験による評価
4.1 実験条件
ここまで解析により室内外の温度差と吹出角度がシー
リング効率に与える影響を確認してきたが、次に実験に（c）吹出角度 10°より評価し、実空間で運用可能かを検証する。

（d）吹出角度 20°

実験空間を図－８に示す。8m× 8m×8m の空間を室
中央で間仕切り、模擬屋外空間、模擬室内空間に分けた。

図－５ 解析開始 180 秒後の温度分布図

間仕切りの平面中央には、開口高さ 4m の開閉扉を設置（冷房想定時 外気温 35℃）した。なお、躯体蓄熱の影響を小さくするため、実験室
内の梁柱部を除く壁部、床、天井、間仕切り、開口扉には断熱材を設置した。各空間には熱電対を 16 点設置し、空間温度を計測した。
1.0m

1.5m 1.0m

模擬室内空間

模擬屋外空間

吹出角度-20°+20°0°

図－６ 初期室温からの温度変化（冷房想定時 外気温 35℃）（a） 実験室平面（b）実験室断面
図－８ 実験空間

図－７ シーリング効率の時間変化（冷房想定時 外気温 35℃）
写真－２ 実験写真（左）と風向調整板（右）写真－２ 実験写真（左）と風向調整板（右）- 75 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

エアカーテンの風向調整方法を写真－２に示す。既製

る熱遮断性能の効果が確認できた。また、垂直に吹き出品（三菱電機、GK2509S 定格風量 1060m3/h）のエア

すより、温度が高い側の空間に角度をつけて吹出したほ

カーテンの下部に、風向調整板を備え付け、板の角度をうが向上する傾向が見られた。これは解析で示した結果変更することにより風向を調整した。実験で得られた室と同様である。初期相対外気温度を変えた他の実験ケー

内平均温度から、解析と同様にシーリング効率を算出し、スにおいても同様の結果となった。

エアカーテンの熱遮断性能を評価した。

これらの温度推移を元に、シーリング効率の時間推移

実験パラメータを表－４に示す。初期相対外気温度をを示したものを図－10 に示す。シーリング効率は、扉冷房想定時として+4～+10℃、暖房想定時として－7～

解放後は温度変化に応じて大きく上下するものの、概ね－4℃の間で調整する。

3 分で安定している。また、下方垂直で吹き出すよりも、

4.2 実験結果

温度が高い側に向かって吹き出す方が、シーリング効率

初期相対外気温度+7℃、－7℃の場合における吹出角が向上している。
すべての実験ケースにおける 180 秒後のシーリング効

度別の扉解放後の温度変化を図－９に示す。エアカーテ
ンなしの場合に比べて、エアカーテンがある場合の方が、率を表－５、表－６に示す。参考として、解析で得られ温度の時間変化が小さくなっており、エアカーテンによたシーリング効率を下段に付す。また、各初期相対外気表－４ 実験パラメータ

温度で最大のシーリング効率を、実測値は赤字下線で、パラメータ種

冷房想定時

暖房想定時

初期相対
外気温度（℃）+4、+6、+7、+8、+9、+10
0、10、20、
非稼働
6×4 = 24

－7、－6、－5、－4－20、－10、0、非稼働
4×4 = 16

吹出角度（°）
ケース数

解析値は青字下線で示す。
実測と解析値を比較すると、暖房想定時では最大で約
48point 差があり、全体として乖離が見られる。一方冷房想定時は全体として 10point ほどの差であり、比較的良好な対応がみられた。この差の原因としては、躯体蓄（a）初期相対外気温度 －7℃（b）初期相対外気温度 +7℃

図－９ 扉解放後 3 分までの室温変化(a)初期相対外気温度 －7℃(b)初期相対外気温度 +7℃

図－10 扉解放後 3 分までのシーリング効率
表－６ 冷房想定時のシーリング効率

表－５ 暖房想定時のシーリング効率
初期相対外気温度（℃）

角度
（°）
－20

－10

0

－7

－6

－5

－4

実測

54.5

74.3

70.5

70.1

解析

32.4

36

40.9

48.5

実測

56.5

76.6

73.4

56.4

解析

26.3

40.8

50.1

55.7

実測

44.3

65.1

61.3

51.3

解析

4

16.9

39.1

52.7

初期相対外気温度（℃）

角度
（°）
0

10
20

- 76 -

+4

+6

+7

+8

+9

+10

実測 －56.6

9.4

38.9

41.1

24.6

6.8

解析

65.1

54.7

48.7

51.4

38.9

39.1

実測

62.2

51.2

50.3

57.6

37.2

25.1

解析

73.5

64.9

58.6

61.9

52.5

44.4

実測

16.1

24.7

35.6

57.3

63.2

39.5

解析

72.2

71.1

66.8

65.9

56.6

53.1

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

熱の影響が考えられる。暖房想定時は実測値が解析値よりもシーリング効率が高く、冷房想定時は反対の傾向があった。これは断熱されていない柱梁が外部からの熱に
より温められ、室内の加熱源となった可能性がある。本
実験は外気温が 20℃以上の暖かい時期に行われたため、暖房想定時に蓄熱の影響をより強く受け、暖房を保持させるように働いたと考えられる。
実測結果全体の傾向では、0°垂直吹出と比較して、

写真－３ 自動制御エアカ－テンシステム

温度が高い側に吹出角度をつけたケースのほうが、シー（MK5010TA 対応）

リング効率は向上する結果となり、解析で得られた傾向と一致している。
-20°+20°0°

５．自動制御エアカーテンシステム

模擬室内空間5.1 自動制御エアカーテンシステムの構成

1.0m

模擬屋外空間1.5m 1.0m

これまでの評価結果を基に、自動制御エアカーテンシ
ステムを開発した。システムの構成図を図－11 に示す。
このシステムは、既成のエアカーテンに風向調整ブレ－（a） 実験室平面（b）実験室断面
図－13 実験空間

ドとその角度を変更するモ－タ－を追加し、制御盤に接続された温度センサで室内外の温度を計測するものであ表－７ 実験条件

る。制御盤に設置された温度センサが室内外の温度をリパラメータ種アルタイムで測定し、そのデータを基に吹出角度が自動的に調整される構造となっている。これにより、外気温
侵入を効果的に抑制することが可能となる。相対外気温度と吹出角度の関係を図－12 に示す。相対外気温度が9℃以上で吹出角度 20°、9℃未満 4℃以上で吹出角度

本研究では、様々な開口高さに対応するため、異なる
定格風量を持つ三菱電気製のエアカーテン GK2509S

制御盤（写真－１）、MK5010TA（写真－３）の 2 種類に取付

9. 屋外温度計測手段

可能な機構を製作した。

10. 温度差計算・モーター命令手段
7. モーター変更手段

5.2 性能検証実験の概要
自動制御エアカーテンシステムによる室内空調保護

2. エアカーテン取付け部

性能と省エネルギー性を検証するため、第４章で使用し

1. エアカーテン
3. 風向調整ブレード

4. ブレード角度調整モーター

た実験空間で検証実験を実施した。図－13 に示す実験
空間は、空冷ヒートポンプ式のパッケ－ジエアコンによ開口5. 室内温度センサ

6. 屋外温度センサ

り空調されている。この室内機は暖房能力 14.0kW、定床

格暖房消費電力 4.05kW である。室外機は、圧縮機が図－11 自動制御エアカーテンシステムの構成

角度（°）（正：室外側 負：室内側）

1×2（各 3 回実施）

相対外気温度に応じて 10°刻みで変更する。

10°、4℃未満－4℃より大きい場合は垂直下方吹出と

天井

ケース数

空調設定温度（℃）

度の変動に対応して最適な角度で風を吹き出し、外気の8. 室内温度計測手段

吹出角度（°）

条件
模擬室内側：24℃
模擬屋外側：18℃
非稼働、自動制御

2.8kW、ファンが 0.39kW の出力を持つ。室中央の開口

20

部は高さ 6m に設定し、第４章とは異なる条件を採用し15た。開口上部には自動制御機構を追加した既製エアカー

10

テン（MK5010TA、定格風量 3700m3/h、定格消費電力

50.43kW）を設置した。自動制御用の温度センサは図－013 に示された位置の高さ 1m 地点に配置した。

‐5

実験条件を表－７に示す。実験は 3 月 25 日～4 月 2 日‐10の中間期に実施した。模擬室内空間を 24℃設定で暖房‐15‐20‐10 ‐9

‐8

‐7

‐6

‐5

‐4

‐3

‐2

‐1

0

1

2

3

4

5

6

7

8

し、模擬室外空間は 18℃設定で冷房をした。模擬室内

9

相対外気温度（℃）の平均室温が 24℃付近に達した時点で、開口部を開放

図－12 相対外気温度と吹出角度の設定

し、30 分間の温度変化と空調の消費電力を計測した。

- 77 -

奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

20 分の間に消費電力も増加している。

実験はエアカーテン非稼働と自動制御エアカーテンを使用するパターンの 2 ケースを各 3 回行い、その平均値を

図－16 は実験中における 10 分毎の模擬室内側空調機

用いて評価した。

の消費電力量の各ケース 3 回の平均値である。自動制御

5.3 性能検証実験の結果

エアカーテンを使用した場合の消費電力量には、エア

図－14 は、各ケースを 3 回実施した結果の 30 分間のカーテンの消費電力量も含まれている。実験開始後の最模擬室内 16 点の空間平均室温の推移を示している。エ

初の 10 分間は、エアカーテン非稼働の場合は、1.22kWh、アカーテン非稼働のケースでは、扉解放後に 5 分ほどで自動制御エアカーテンを使用した場合は、計 1.21kWh と室温が約 1.5℃低下している。一方、自動制御エアカー

消費電力量はほぼ同じである。エアカーテン非稼働のパ

テンシステムを使用した場合は、30 分間の間の温度低ターンでは 10 分から 20 分の間に消費電力が増加し、全下が 1℃以下に抑えられている。このことから、自動制体の消費電力量で両パターン間に 0.13kWh の差が生じて御システムの空調保護効果が明確に見て取れる。

いる。30 分間でみると、自動制御エアカーテンを使用

図－15 は、30 分間の模擬室内側空調機の消費電力のした場合は使用しない場合に比べて、エアカーテンの消瞬時値である。自動制御エアカーテンを使用した場合、

費電力量を含め約 0.3kWh（約 8%）の消費電力量を削減

すべての時刻で消費電力がエアカーテン非稼働時と比較できている。

して下回っている。特にエアカーテンを使用しないケー
スでは、平均室温が上昇している実験開始後 10 分から

６．まとめ
本研究では、エアカーテンの吹出角度がその熱遮断性能に及ぼす影響を CFD 解析と実験によって評価した。
その結果から、空間平均温度が高い方向へ吹出角度を傾けることにより熱遮断性能が向上することを確認した。
この結果に基づき、室内外の温度差に応じて吹出角度を自動的に調整する機構を開発した。このシステムの熱遮断性能と省エネルギー性の検証実験を実施し、エア
カーテン非稼働の場合と比較して、約 8%の空調消費電

図－14 30 分間の模擬室内側平均温度

力量の削減を確認した。

（各ケース 3 回の平均）
７．あとがき本研究により、エアカーテンの効果的な使用方法に関する知見を得ることができた。地球温暖化の進行とともに、将来的には高温多湿な外部環境がさらに顕著になると予測されており、このような状況下では、エアカーテ
ンによる空調保護が室内の快適性を維持し、消費電力を削減する上でより一層重要となる。
図－15 30 分間の模擬室内側消費電力瞬時値

今後も引き続き、この成果の普及に取り組み、エア（各ケース 3 回の平均）

カーテンの適用事例を増やしていくことを目指す。そして、さらなるエアカーテンに関する知見を集積し、持続可能な建築環境の実現を推進していく。
【参考文献】
1) 空気調和・衛生工学会編、「空気調和・衛生工学便覧（第 14 版）
、3 巻、pp.212-215、2010
2) 田中優汰、近藤靖史、「建物出入り口に設置するエア
カーテンの高効率化に関する研究」、日本建築学会環境系論文集 第 86 巻 第 790 号、pp.899-908、2021.12

図－16 模擬室内側空調の消費電力量（各ケース 3 回の平均）- 78 -

奥村組技術研究年報 No.50 2024 について
本冊子に掲載した論文の本文は、弊社ホームページ技術研究所サイトからご覧ください。
https://www.okumuragumi.co.jp/technology/tri/
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