火災時におけるコンクリート内部温度の予測手法

清水建設研究報告
第 80 号平成 16 年 10 月
火災時におけるコンクリート内部温度の予測手法
齋藤 秀人 森田 武
(技術研究所) (技術研究所)
Calculating Temperatures in Concrete Elements Exposed to Fire
by Hideto Saito and Takeshi Morita
Abstract
Six concrete-filled steel tube column specimens without fire protection measures were subjected to fire test for three hours
using the fire temperature–time curve prescribed in ISO 834. The specimens were circular sections with diameters of 300, 400
and 500 mm, and rectangular sections with side lengths of 300, 400 and 500 mm. During fire test, the temperatures inside the
specimens were accurately measured. The test results were used to investigate thermal properties and were applied to numerical simulation of temperatures. The calculated temperatures agreed well with the measured temperatures when the Eurocode
4’s recommended values for thermal conductivity and specific heat of concrete were multiplied by 0.8 and 1.2, respectively.
These corrected thermal properties for concrete were validated by a numerical simulation of the temperatures in building
elements exposed to an ISO 834 test fire. The building elements used in this test consisted of unprotected steel tube columns
filled with concrete of various strengths, and T-shaped composite girders. The method also proved valid for calculating temperatures in tunnel fires, as shown by numerical simulations using reinforced concrete segments made with AFR (Advanced
Fire Resistant) concrete in a RABT fire.
概 要
概略外形寸法が300・400・500 mmの角形と円形の無耐火被覆CFT柱6体を対象に，ISO 834に基づく3時間の加熱試験を
行って内部温度を精度よく測定し，その温度解析を通して熱定数を検討した。その結果，コンクリートの熱伝導率をEC4
の0.8倍，比熱をEC4の1.2倍とし，鋼材の熱定数をEC4とすることにより，内部温度解析値と実測値が良く一致し，無耐火
被覆CFT柱の内部温度の実用的な予測を可能にした。さらに同様の温度解析によって，強度が異なる無耐火被覆CFT柱や
T形合成梁，およびRABT加熱を受けるAFRコンクリート平板の内部温度も実用的に予測できることを確認した。
§ １ . はじめに
分布を特定できるデータが少ないことになる。
こうした RC 造に比較して、コンクリートの外周部
に鋼管があるコンクリート充填鋼管（以下 CFT）柱に
爆裂・剥落が生じることはまれで、CFT柱は内部温度測
定に適しているといえる。一方 CFT 柱は一定の条件で
無耐火被覆化できるので、様々な断面寸法の無耐火被
覆 CFT 柱の載荷加熱試験が多数行われている。しかし
試験時の内部温度を詳細に報告している例は少ない。
紙面に限りがある論文などに、膨大な時刻歴データを
全て掲載するのは難しいからである。
そこでRC系部材の内部温度を実用的に予測すること
を目的として、無耐火被覆CFT柱の加熱試験を行い、基
礎的な温度データを精度よく得た上で、温度解析に適
した熱定数を見いだすことにした１）。
1998 年の建築基準法改正によって、かつては仕様書
的に耐火構造とされてきた鉄筋コンクリート（以下
RC）造の耐火設計が可能になった。しかし内部温度を
予測する告示式は、一次元・半無限体の温度分布式を
ベースに、表面温度を加熱温度に等しいとし、材料の熱
拡散率の温度依存性を無視するなど、大胆に簡略化し
ている。一方、利用できる実験データが少ないとして、
実験データとの照合も間接的にしか行っていない。
利用できる実験データが少ないとされるのは、コン
クリートに特有な加熱初期の爆裂・剥落に起因してい
ると考える。爆裂・剥落による断面欠損量の経時変化を
定量的に把握することは困難であるので、正確な温度
25
被覆を施した。加熱は ISO 83413）に定める標準加熱 3 時
間とし、加熱終了後も3時間程度の計測を行った。その
結果、炉内温度は標準加熱温度曲線にほぼ一致し、対称
条件を満たす各4測点での内部温度には大きなバラツキ
は認められなかった（図−７・８参照）。
§ ２ . 既往の研究
無耐火被覆 CFT 柱の温度性状に関しては、齋藤・上
杉による研究２，３）以降、下川ら４）や道越ら５）により実
験的あるいは解析的研究が行われ、柴田６） による解析
的研究はコンクリート充填鋼管構造設計施工指針７）に
まとめられている。
材料の熱伝導率・比熱などの高温特性についての研
究は以前から行われ８∼ 10）、近年まとめられたものとし
ては Eurocode 4（以下 EC4）11） と建築物の総合防火設
計法（以下 防火総プロ）12） がよく知られている。
§ ４ . 温度解析
内部温度解析は、加熱温度・熱伝達率・材料の熱定数・
コンクリートの含有水分の取扱いを定め、有限要素法
あるいは差分法により一般に行われている。本論では、
角形断面に対しては 1/4 断面を対象にした二次元差分
法、円形断面に対しては一次元差分法を用いた。第 i-1
層（温度 Ti − 1，熱伝導率λ i − 1，層厚 di − 1）から第 i 層
（温度 Ti，熱伝導率λ i，層厚 di）に面積（Ai）を通して
微小時間（Δ t）に流入する熱量（qi）の一次元差分式
を式（1）に、第 i 層（比熱 Ci，密度ρ i，体積 Vi）の微
小時間（Δ t）の温度上昇（Δ Ti）を式（2）に示す 12）。
§ ３ . 加熱試験
試験体は、概略外形寸法が 300・400・500 mm である
角形断面と円形断面で、長さ1,150 mmの6体である。長
さ方向中央付近の6断面で温度測定を行い、図−１に示
すように断面の中心で1点、その他では対称条件を満た
す各4点を測点とし、角形断面のコーナー部にはK熱電
対を多く配した。コンクリートの調合と試験結果（封か
ん養生）を表−１・２に示す。
試験は、清水建設（株）の耐火試験炉において、概略
外形寸法が同じ角形と円形を1体ずつ図−２に示すよう
に垂直にセットして実施した。なお断熱を目的として、
試験体の上下端部約10 cmおよび上面には毛布状の耐火
(
)
2 ⋅ λi −1 ⋅ di −1 + λi ⋅ di
⋅ Ti − 1 − Ti ⋅ A i ⋅ ∆t
2
di − 1 + di
=
∆Ti
=
(
)
(
)
qi − qi +1
C i ⋅ ρ i ⋅ Vi
（1）
（2）
図−３に示すように、鋼管を厚さ方向に 3 分割（d/4・
300
□-300×9
400
□-400×12
500
□-500×16
qi
39.25
80 80 30
40
40
○-508×12.7
平面
耐火被覆
750 400
1,150
406.4
80 " " 80
50
40
40
○-318.5×10.3
318.5
50
120 120
40
40
40
○-406.4×12.7
508
30
40
測定
断面
80 80 39.25 43.2
120 120 43.2 54
80 " " 80
54
40
40
40
40
40
40
図−１ 試験体の断面と温度測定位置
断面
図−２ 耐火試験炉と試験体
表−１ コンクリートの調合
表―２ コンクリートの試験結果
Sl.
Air W/C S/a
(cm) (%) (%) (%)
21.0 4.5 38.9 46.2
単位量（kg／m３）
W
C
S
G Ad.*
175 450 773 927 6.08
*：高性能AE減水剤標準形
４週強度 試験時強度
(N/mm２)
(N/mm２)
47.8
54.3
26
含水率
(%)
4.9
材令
(日)
114
流入する熱量（q1）を式（3）に示す 12）。
d/2・d/4，d：厚さ）し、コンクリートは中心から 5 mm・
10 mm・10 mm・・・と分割して、鋼管と接する部分で
端数を調整することとした。設定した諸条件は次のと
おりである。
加熱温度は、昇温過程では ISO 834 の標準加熱曲線、
冷却過程では3回の加熱試験で得られた炉内温度実測値
の近似曲線とする。
対流熱伝達率（α f）は23 W/m ２ K で一定とする 12，14）。
また火炎の等価放射率0.9・鋼の放射率0.8・合成放射率
（ε r）0.73 とし 14）、ステファン・ボルツマン定数（σ）
を用いて放射熱伝達率は温度に依存させる。火炎（温度
Tf）から第 1 層（温度 T1，面積 A1）に微小時間（Δ t）に
q1 = α f ⋅ (Tf

度数
熱伝導率：1.0
比熱：1.0 ｘ=1.2903
σ=0.21128
2000
ds：鋼管厚
d1=ds/4
d2=ds/2
d3=ds/4
d4=端数
di=10 mm
dn=5 mm
１２）
EC4１１）
鋼材
0 300 600 900 1200
温度（℃）
度数
１２）
0
1500
0
3000
１１）
EC4
500
角形
熱伝導率：0.8
比熱：1.2 ｘ=1.0905
σ=0.16811
2000
鋼材
300 600 900 1200
温度（℃）
0
0
円形
熱伝導率：0.6
比熱：1.0ｘ=0.97813
σ=0.16673
1000
1000
40
20
角形
度数
コンクリート
防火総プロ
熱伝導率：0.8
比熱：1.0 ｘ=1.1659
σ=0.13791
1000
500
熱伝導率：0.6
比熱：1.0 ｘ=1.0395
σ=0.17664
2000
EC4 １１）
円形
0
1500
円形
熱伝導率：0.8
比熱：1.2 ｘ=1.0538
σ=0.14211
1000
度数
総プロ
0
0
3000
0
60
0
1500
1000
度数
735℃で
5.0
角形
度数
コンクリート
500
熱伝導率：0.8
比熱：1.0 ｘ=1.1814
σ=0.18042
2000
防火総プロ １２）
1.0
1.0 防火
0.5
熱伝導率（W/mK）
0.5
熱伝導率：1.0
比熱：1.0 ｘ=1.3197
σ=0.14285
1000
度数
0
3000
2.0
防火総プロ １２）
1500
1000
3.0
熱伝導率（W/mK）
比熱（kJ/kgK）
１１）
1.0
0
1.5
比熱（kJ/kgK）
EC4
（3）
度数
3000
図−３ 温度解析時の分割方法
1.5
)
鋼材とコンクリートの比熱・熱伝導率は、図−４に示
すように防火総プロと EC4 には一見して大きな差はな
い。しかし防火総プロの適用範囲は EC4 に比較して極
めて狭い。すなわち EC4 の適用範囲が常温から 1,200℃
までであるのに対し、防火総プロの適用範囲は鋼材が
600℃以下、コンクリートが 800℃以下に限られ外挿が
必要になる。そこで本論で用いる熱定数は EC4 に準拠
することにした。
コンクリートの含有水分は移動せず、100℃で蒸発し、
dn=5 mm
di=10 mm
d4=端数
d3=ds/4
d2=ds/2
d1=ds/4
ds：鋼管厚
d1=ds/4
d2=ds/2
d3=ds/4
d4=端数
di=10 mm
dn=5 mm
(
)
− T1 + ε r ⋅ σ ⋅ Tf4 − T14  ⋅ A1 ⋅ ∆t

1000
500
図−４ コンクリートと鋼材の熱定数
300
角形
EC4-1010
0
0 300 600 900 1200
測定温度（℃）
熱伝導率：0.8
比熱：1.4 ｘ=1.0145
σ=0.16523
2000
600
1000
300
円形
EC4-1010
0
0 300 600 900 1200
測定温度（℃）
図−５ 測定値と計算値の比較
角形
0 0 0.5 1 1.5 2 2.5
計算温度／測定温度
0
1500
円形
熱伝導率：0.8
比熱：1.4 ｘ=0.96179
σ=0.15188
1000
度数
角形
度数
600
1200 y = -16.401 + 1.2851x
R= 0.98498
900
計算温度（℃）
計算温度（℃）
1200 y = 35.094 + 1.1072x
R= 0.97871
900
0
3000
500
円形
00 0.5 1 1.5 2 2.5
計算温度／測定温度
図−６ コンクリートの熱定数を変化させた温度解析
27
水分がある間は温度上昇しないと仮定する。含水率は
4.9％とした。水の蒸発潜熱（Hb）による第 i 層の水分蒸
発量（Δ W）を式（4）に示す 12）。
qi − qi +1
1200 ○-318.5×10.3
炉内温度
1000
（4）
Hb
温度（℃）
∆W =
きして図−７・８に示す。解析結果と測定結果は極めて
良く一致している。
密度は鋼材 7,850 kg/m ３・コンクリート 2,300 kg/m ３
で一定とする。
昇温過程でのコンクリート温度の解析値と実測値の
比較を図−５に示す。断面形状に関係なく、解析結果は
測定結果を大きく上回る傾向が認められる。これは安
全側の設計（高い内部温度）を意図し、EC4 が高い熱伝
導率と低い比熱をコンクリートに設定しているためで
あると考えられる。
そこで内部温度の解析値を実用的な水準まで実測値
に近づけることを目的として、EC4 のコンクリートの
熱伝導率に 0.8 と 0.6、比熱に 1.2 と 1.4 を乗じ、同様の
温度解析を行った。解析値を実測値で除した値を横軸
とし、縦軸を度数として図−６に示す。図中、ｘは平均
値、σは標準偏差である。コンクリートの熱定数として
は、EC4 の熱伝導率に 0.8・比熱に 1.2 を乗じた解析結
果が最適である。
コンクリートの熱伝導率を EC4 の 0.8 倍、比熱を EC4
の 1.2 倍、鋼材の熱定数を EC4 とした温度解析結果を、
時刻歴の温度測定結果（炉内・鋼管表面・内部）に上書
測点1
2
3
800
4
1
600
400
2
3
200
4
温度（℃）
0
1200 ○-406.4×12.7
炉内温度
1000
800
1
600
4
400
2
3
200
0
1200 ○-509×12.7
1000
温度（℃）
測点1
2
3
4
実測値
解析値
800
1
600
測点1
2
3
炉内温度
4
5
400
2
200
0
0
3
4
5
120
180
240
時間（min）
60
300
360
図−７ 温度測定値と計算値の時刻歴（円形断面）
炉内温度
800
2
3
200
0
1200 □-400×12
温度（℃）
1000
炉内温度
4
0
1200 □-500×16
1000
3
4
炉内温度
600
1
200
0
0
60
測点
8
800
5
600
6
7
400
5
6
7
8
3
9
800
6
600
7
7
8
8
400
9
200
4
120
180
時間（min）
6
測点
1000
5
2
実測値
解析値
0
1200 □-500×16
4
400
8
400
200
測点1
2
3
800
600
7
7
1000
400
2
5
0
1200 □-400×12
測点1
2
3
1
600
6
5
6
8
800
200
800
200
温度（℃）
4
温度（℃）
400
測点
1000
4
1
600
1200 □-300×9
測点1
2
3
温度（℃）
温度（℃）
1000
温度（℃）
1200 □-300×9
5
240
300
0
360
0
60
120
180
240
時間（min）
図−８ 温度測定値と計算値の時刻歴（角形断面）
28
300
360
§ ５ . 適用事例
トの試験結果（封かん養生）を表−４に示す。
§ ４.と同じにした。鉄筋は無
温度解析の分割方法は§
§ ４ . と同様である。
視し、次の諸条件以外は§
加熱温度は JIS A 1304 の標準加熱曲線とする。
コンクリートの含水率は 6.0％とする。
温度解析結果を時刻歴の温度測定結果（炉内・鋼管表
面・内部）に上書きして図− 11 に示す。また図−６と
同様に、解析値を実測値で除した値を横軸とし、縦軸を
度数として図− 12 に示す。
柱の載荷加熱試験では、コンクリートのひびわれに
よる熱電対の損傷やひびわれでの水蒸気の移動がある
ためか、測定温度にバラツキが認められる。また標準偏
差も図−６に比較して大きい。しかし度数分布を見る
と解析結果と測定結果は概ね良く一致しており、§ ３.
とは異なる強度のコンクリートを用いた無耐火被覆
CFT 柱においても、コンクリートの熱伝導率を EC4 の
0.8 倍、比熱を EC4 の 1.2 倍、鋼材の熱定数を EC4 とし
た温度解析が十分実用的であることを確認できた。
５ . １ 強度が異なる無耐火被覆 CFT 柱
コンクリート強度が前記と異なる無耐火被覆 CFT 柱
への温度解析の適用性を確認するために、CFT 柱の載
荷加熱試験 15）の試験体について同様の温度予測を行い
測定温度と比較する。
試験体は、□ -300 × 9 および○ -318.5 × 7.9 各 6 体の
鋼管に鉄筋を配しコンクリートを充填した12体である。
試験は2期にまたがり、呼び強度は同じであるが、表−
３に示すようにコンクリートの調合がわずかに異なる。
試験体には図−９に示すように長さ 1.2 m の筒体部が 2
つあり、その片方を無耐火被覆の加熱試験部とし、加熱
試験部以外には十分な耐火被覆を施した。温度測定は
加熱試験部の中央断面において行った。温度解析に対
応する測定位置を図− 10 に示す。
試験では、熱膨張による梁の伸び出しを考慮した変
形を軸力とともに作用させて、軸力を保持できなくな
るまで JIS A 130416） の標準加熱を行った。コンクリー
５ . ２ T 形合成梁
断面形状が異なり3面加熱となるT形合成梁への温度
解析の適用性を確認するために、T形合成梁の載荷加熱
表−３ コンクリートの調合
100 300
250
1,200
1,550
W
165
165
400
単位量（kg／m３）
C
S
G Ad.*
320 815 1017 0.8
318 818 1017 0.8
*：AE減水剤標準形
1,200
1,550
1200 □-300×9
300 100
250
温度（℃）
実測値
解析値
4
1000
測点
1
2
3
炉内温度
800
2
600
1
4
3
400
4
200
0
4
3
0
60
120
180
時間（min）
240
300
図− 11 温度測定値と計算値の時刻歴
1500
2000
1000
ｘ=1.0937
σ=0.26888
度数
図− 10 試験体の断面と温度測定位置
1
400
300
40 80
80 40
80 40
40 80
318.5
フープ外径 240
85 70 85
40 80
80 40
300
2
600
0
1200 ○-318.5×7.9
図−９ 試験体の形状寸法
40 80
80 40
318.5
800
200
3,600
フープ外径 260
主筋芯々直径 232
測点
1
2
3
炉内温度
1000
500
1000
500
表−４ コンクリートの試験結果
角形
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3
計算温度／測定温度
0
材令
区 ４週強度 試験時強度 含水率
(%)
(日)
分 (N/mm２) (N/mm２)
C1
33.2
35.0∼38.4 6.3∼6.4 59∼88
C2
29.7
32.0∼34.1 6.1∼6.5 71∼85
ｘ=0.89258
σ=0.25722
1500
度数
Sl.
Air W/C S/a
(cm) (%) (%) (%)
15.0 4.5 51.6 45.1
15.0 4.5 52.0 45.2
温度（℃）
区
分
C1
C2
円形
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3
計算温度／測定温度
0
図− 12 温度解析結果の度数分布
29
試験 17）の試験体について同様の温度予測を行い測定温
度と比較する。
試験体は、H-500 × 200 × 10 × 16 の鉄骨に鉄筋を配
し、上下フランジ間とスラブにコンクリートを打設し
た 5 体である。図− 13 に示すように、上フランジはス
ラブに埋設し、下フランジの下面と側面は露出させた。
梁下端の幅はフランジ幅に合わせ、部分的にテーパー
を付けてある。温度測定は試験体の中央２断面におい
て行った。コンクリートの調合を表−５に示す。
試験では、3点曲げにより下端フランジに引張力を作
用させて、ISO 834 の標準加熱を 2 ∼ 3 時間行った。コ
ンクリートの試験結果（封かん養生）を表−６に示す。
梁側などにひびわれが観察されたが、鉄筋量が少なく
拘束力が小さいためか、爆裂・剥落は生じなかった。
温度解析は図−14に示すように、1/2断面を対象にし
た二次元差分法を用いた。鉄筋は無視し、鋼材は厚さ方
向に３分割（d/4・d/2・d/4，d：厚さ）し、コンクリー
トは 5 mm・10 mm・20 mm を基準に分割して、鋼材と
接する部分で端数を調整した。なお、次の諸条件以外は
前節と同様である。
加熱温度は ISO 834 の標準加熱曲線とする。
火炎の等価放射率0.9・鋼の放射率0.8・コンクリート
の放射率 0.9 として、合成放射率を求める。
コンクリートの含水率は 6.0％とする。
温度解析結果を時刻歴の温度測定結果（炉内・表面・
内部）に上書きして図− 15 に示す。また図−６と同様
に、解析値を実測値で除した値を横軸とし、縦軸を度数
として図− 16 に示す。
測点10と 11では、コンクリート打設時に熱電対が中
心側に移動したためか、解析値を下回る測定値が多い。
しかし、全体に測定温度のバラツキは小さく、平均値・
標準偏差ともに図−６と同等である。解析結果と測定
結果は極めて良く一致しており、３面加熱を受けるT形
合成梁に対しても、コンクリートの熱伝導率を EC4 の
0.8 倍、比熱を EC4 の 1.2 倍、鋼材の熱定数を EC4 とし
た温度解析は十分実用的であることを確認できた。
8
9
5 6
12
4
3 11
2 10
H-500*200*10*16
8
5
4
100 200 100
400 400 400
1,200
3
50 150
11
2
7
10
1
9
12
2
400
3
ISO 834
800
600
7
10
11
400
12
0
8，9
0
60
120
時間（min）
180
図− 15 温度測定値と計算値の時刻歴
3,000
３
単位量（kg／m ）
C
S
G Ad.*
259 920 954 2.76
*：AE減水剤標準形
ｘ=1.0096
σ=0.14711
2,000
度数
W
170
4∼6
解析値
測定値
200
表−５ コンクリートの調合
W/C S/a
(%) (%)
65.8 49.9
1
600
1000
図− 13 試験体の形状寸法等と温度測定位置
Sl.
Air
(cm) (%)
15.0 4.5
800
0
1200
250
400
6
ISO 834
解析値
測定値
炉内温度
200
温度（℃）
3,600
1,550
1,400
" 12575
575
1,550
1,400
1000
125 "
250
400
1200
温度（℃）
225200
425 150
575
100 200 100
400 400 400
1,200
図− 14 温度解析時の分割方法
7 1
1,000
表−６ コンクリートの試験結果
0
0 0.5 1 1.5 2
計算温度／測定温度
４週強度 試験時強度 含水率
材令
(%)
(日)
(N/mm２)
(N/mm２)
27.9
31.0∼32.3 6.4∼6.5 161
30.0
31.9
6.4
∼175
図− 16 温度解析結果の度数分布
30
240
５ . ３ RABT 加熱を受ける AFR コンクリート平板
トンネル火災用のRABT加熱を受けるAFR（Advanced
Fire Resistant）コンクリート18）平板への温度解析の適用
性を確認するために、トンネル用コンクリートの加熱
試験 19）の試験体について同様の温度予測を行い測定温
度と比較する。
試験体は、図− 17 に示すようなセグメントの小型模
型で、表−７に示す高強度で固練りの調合（粗骨材：硬
質砂岩）をベースに短繊維樹脂を混入した７体である。
短繊維はポリプロプレン（径 48 μ m、長さ 20 mm、密
度 0.91 g/cm ３、以下 PP）とポリアセタール（径 41 μ
m、長さ 20 mm、密度 1.41 g/cm ３、以下 PA）の２種類
であり、混入率は 0.3 vol% と 0.5 vol% である。試験体
は試験直前まで標準養生した。
RABT加熱とはドイツ交通省道路建設部が定めた加熱
曲線で、加熱開始 5 分で 1,200℃に至らしめ、その後は
1,200℃を維持し、除冷開始から 110 分で常温に戻すと
いうもので、本試験では加熱開始 30 分で除冷を開始し
た（RABT 30 分加熱）。コンクリートの試験結果（標準
養生）を表−８に示す。粗骨材の膨張・変色は認められ
たが、いずれの試験体にも爆裂・剥落は全く生じなかっ
た。また、短繊維の種類や混入率の違いによる差異も認
められなかった。
温度解析は一次元差分法を用い、鉄筋は無視し、コン
クリートは上下端部を 2.5 mm・その他を 5 mm に分割
した。また、次の諸条件以外は前節と同様である。
加熱温度は RABT 30 分加熱曲線とする。
火炎の等価放射率0.9・コンクリートの放射率0.9・合
成放射率 0.82 とする。
コンクリートの含水率は 5.0％とする。
温度解析結果を時刻歴の温度測定結果（炉内・内部）
に上書きして図− 18 に示す。また図−６と同様に、解
析値を実測値で除した値を横軸とし、縦軸を度数とし
て図− 19 に示す。
測点1 と5 では、コンクリート打設時に熱電対が中心
側に移動したと考えられるので、解析値は表面から 5
mmの位置の値とした。測点4と5の測定値が高いのは、
試験上の都合から試験体の裏面を断熱材で覆ったこと
によると考える。全体に測定温度のバラツキは小さく、
平均値がやや低いが標準偏差は図−６と同等である。
解析結果と測定結果は非常に良く一致しており、RABT
加熱を受ける AFR コンクリート平板に対しても、コン
クリートの熱伝導率を EC4 の 0.8 倍、比熱を EC4 の 1.2
倍、鋼材の熱定数を EC4 とした温度解析は十分実用的
であることを確認できた。
50
100
300
100
50
D10
5
RABT曲線
内部温度解析値
PP試験体測定温度
PA試験体測定温度
水平断面
10 50
100
加熱方向
100
100
500
100
温度（℃）
25 20 55 50
150
φ3
50 10
200
0
縦断面 ：温度測定位置
図− 17 試験体の形状寸法等と温度測定位置
表−７ コンクリートの調合
W
150
2
3
0
10
20
30
40
時間（min）
4，5
50
60
図− 18 温度測定値と計算値の時刻歴
600
表−８ コンクリートの試験結果
含水率
(%)
4.8
4.9
4.9
4.8
3
1
1
単位量（kg／m３）
C
S
G Ad.*
412 804 1059 16.9
*：高性能減水剤標準形
No. ４週強度 試験時強度
(N/mm２)
(N/mm２)
PP.3
69.1
80.2
PP.5
70.7
77.3
PA.3
70.6
76.9
PA.5
69.2
75.5
2
炉内温度
度数
Sl.
Air W/C S/a
(cm) (%) (%) (%)
3.0
1.5 36.4 43.5
1200
1000
800
600
400
4
ｘ=0.96281
σ=0.14167
400
200
材令
(日)
0
0 0.5 1 1.5 2
計算温度／測定温度
37
図− 19 温度解析結果の度数分布
31
70
§ ６ . 結論
た。その結果、コンクリートの熱伝導率を EC4 の値の
0.8 倍、比熱を EC4 の値の 1.2 倍とし、鋼材の熱定数を
EC4 の値とすることにより、解析温度と測定温度との
傾向が良く一致することがわかり、無耐火被覆 CFT 柱
の内部温度の実用的な予測を可能にした。
同様に、コンクリートの熱伝導率をEC4の値の0.8倍、
比熱をEC4の値の 1.2倍とし、鋼材の熱定数をEC4の値
とした温度解析によって、強度が異なる無耐火被覆
CFT柱や３面加熱を受けるT形合成梁、およびRABT加
熱を受けるAFR コンクリート平板の内部温度も実用的
に予測できることを確認した。
RC系部材の内部温度を実用的に予測することを目的
として、無耐火被覆 CFT 柱の加熱試験を行い、基礎的
な温度データを精度よく得た上で、温度解析に適した
熱定数を見いだすことにした。
まず、概略外径寸法が 300・400・500mm の角形各 1
体と円形各 1 体の無耐火被覆 CFT 柱を対象に、ISO 834
に基づく3時間の加熱試験を行い精度のよいデータを得
た。次いで EC4 の熱定数の内、コンクリートの熱伝導
率と比熱を変化させて内部温度解析を行い比較検討し
＜参考文献＞
1）齋藤秀人，森田 武，上杉英樹：
“中心圧縮を受ける充填鋼管コンクリート柱の内部温度と耐火時間に関する研究”，日本建築学会環境系
論文集 No.582，pp.9 ∼ 16，2004.8
2）齋藤 光，上杉英樹：“角形鋼管コンクリート柱の耐火試験”，日本建築学会大会学術講演梗概集構造系，pp.2107 ∼ 2108，1977.10
3）上杉英樹：
“鋼管コンクリート柱の耐火性（充てんコンクリートの有効性）”，日本建築学会大会学術講演梗概集構造系，pp.2153 ∼ 2154，
1978.9
4）下川弘海，今野和近，中村信行，吉田正友，伊藤茂樹：
“充填鋼管コンクリート柱の耐火性能に関する研究”，日本建築学会大会学術講演
梗概集 A，pp.1417 ∼ 1422，1994.9
5）道越真太郎，西垣太郎，水野敬三，黒岩秀介，後藤和正，前沢澄夫，塚田康夫，斎藤 光，上杉英樹，中村賢一：“大断面コンクリート
充填鋼管柱の耐火性に関する研究”，日本建築学会大会学術講演梗概集 A，pp.1407 ∼ 1410，1994.9
6）柴田道生：“コンクリート充填鋼管の火災時の温度分布”，日本建築学会大会学術講演梗概集 A，pp.1431 ∼ 1432，1994.9
7）日本建築学会：“コンクリート充填鋼管構造設計施工指針”，1997.10
8）原田 有：“建築耐火構法”，工業調査会，1973
9）H. Bizri：
“Structural Capacity of Reinforced Concrete Columns Subjected to Fire Induced Thermal Gradients”，Report No. UC SESM 73-1，University of California Berkeley，January 1973
10）Juri Kajaste-Rudnitski：
“Numerical model of thermoelastic-plastic concrete material”，VTT publications 154，Technical Research Centre of Finland，
September 1993
11）Eurocode 4：“Design of Composite Steel and Concrete Structures，Draft for Part 1.2：Structural Fire Design”，1994
12）日本建築センター：“建築物の総合防火設計法 第 4 巻 耐火設計法”，1988.4
13）ISO 834-1：“Fire-resistance tests - Elements of building construction -，Part 1：General requirements”，1999
14）日本建築学会：“鋼構造耐火設計指針”，1999.1
15）齋藤秀人，池田憲一：“鉄筋を配した充填鋼管コンクリート柱の耐火性能に関する実験的研究−梁の伸び出しによる横力を受ける場合に
ついて−”，日本建築学会構造系論文集 No.549，pp.151 ∼ 157，2001.11
16）JIS A 1304：“建築構造部分の耐火試験方法”，1995
17）齋藤秀人：“T 形合成梁の耐火性能について”，日本建築学会大会学術講演梗概集 A-2，pp.157 ∼ 158，2004.8
18）森田 武，山崎庸行，橋田 浩，西田 朗，米澤敏男，古平章夫，三井健郎：“AFR コンクリート工法”，GBRC 第 101 号，pp.47 ∼ 54，
（財）日本建築総合試験所，2001.1
19）江渡正満，後藤 徹，森田 武：
“トンネル用 AFR（Advanced Fire Resistant）コンクリートの耐火性能に関する基礎的試験”，土木学会「コ
ンクリート構造物の耐火技術研究」小委員会成果報告会・シンポジウム，2004.10
32