試験・研究

GBRC 水平炉を用いた様々な端部境界条件による梁耐火実験の紹介
Introduction of load-bearing fire tests on beams with various end boundary
conditions using a GBRC horizontal furnace
四元順也 *1

1．はじめにのためには梁端境界条件をパラメータとした比較実験に梁の防耐火構造部材としての大臣認定取得を目的としより梁端拘束による影響を特定することが重要となる。

た耐火性能評価試験 （以下、標準耐火試験）では、梁

当法人では 2018 年 12 月に梁や床等の水平部材を対端をピンローラーで支持した単純支持部材に一定の曲げ象とした耐火実験を行う加熱炉（GBRC 水平炉）を池田モーメントを作用させた状態で火災加熱を与える。この事業所に新設した。GBRC 水平炉は様々な梁端境界条試験は、ISO834-6 で国際的に標準化された試験法を件に対応できるよう設計されており、これまでに通常のベースとしたものであり、梁の基本的な火災時正曲げ性

耐火性能評価試験とは異なる梁端境界条件の耐火実験を

1）

2）能を把握する上で一般的かつ重要な試験である。

多くご依頼いただいてきた。本報では、GBRC 水平炉

しかしながら、実建物における梁部材は、両端部が周の概要を紹介したのち、これまで実施した様々な梁端境辺の架構に接合されており、単純支持下での標準耐火試

界条件による耐火実験のうち特徴的な 3 つを紹介する。

験とは多くの点で異なる挙動を示す。例えば、火災昇温時の熱膨張および火災減衰期の冷却過程の熱収縮が周辺架構に拘束されることによって、付加的な応力（熱応力）2．GBRC 水平炉の概要
2．1 炉の仕様が部材に発生し、その影響により早期の局部座屈発生やGBRC 水平炉を図-1、写真-1、仕様概要を表-1に示す。

応力集中による梁端接合部の破断など、火災時の構造安炉の最大加熱範囲は高さ 2 m、幅 3 m、長さ10 m である。

全性に対して悪影響をもたらす危険性がある。一方、周

特に炉の長さについては国内の水平部材用試験炉の中で最辺架構による拘束は悪影響のみならず火災時ならではの大であり、最大 9 m までの支持スパンに対応している。

良い効果を発揮する場合もある。ボルト等の部品が密集門形の載荷フレームは 3 台備えており、合計で最大する接合部は熱容量が比較的大きく、また周辺架構への1000 kN までの鉛直荷重に対応している。写真-2 に示吸熱効果も加わり、梁スパン中央部に比べて温度上昇がす試験体支持台は、梁の標準耐火試験で用いる炉外用支抑えられる。それにより、接合部の回転拘束効果が一定持台に加え、CFT 造に耐火被覆を施した炉内用支持台程度保持され、火災時における梁の荷重支持能力を補助を、それぞれ 3 台ずつ備えている。これらは、高さが可する可能性がある。また、材軸方向の変形が周辺架構に変であり、また設置位置を自由に移動することができる。

より拘束された梁では、火災を受けて大変形を起こすと、

表-1 炉の仕様概要

曲げによる釣り合いから吊り橋状の釣り合い機構（カテナリー状態）に移行することで、曲げ耐力を損失した後であっても荷重を保持し続ける可能性がある。
このような良い効果を耐火設計に活かすには、前述の危険性も含めた火災時挙動を把握する必要があるが、そ*134

YOTSUMOTO Naoya：（一財）日本建築総合試験所 試験研究センター 耐火部 耐火構造試験室 主査 博士（工学）GBRC Vol.47 No.4 2022.10

図-1 GBRC 水平炉（寸法単位：mm）

写真-1

GBRC 水平炉

写真-2

支持台の外観この載荷設備に加え、国内最大の炉の長さによって、2.2節で後述の連続支持や梁端回転拘束の境界条件に対応できることが、GBRC 水平炉の最大の特徴である。
加熱設備は、直接火炎を前方に噴出させる従来の対流型バーナーではなく、炉内温度の均一性を向上することのできる放射型のフラットフレームバーナーを全 36 台備えている。加熱条件は、ISO834 標準加熱温度曲線（図-2）のほか、橋梁用鋼ケーブルの耐火試験に用いられるプール火災（石油タンク火災や可燃性液体の火災に
図-2ISO834 標準加熱の制御例見られる液面燃焼）を模した UL1709 加熱（図-3）も可能である。

2．2 実施可能な梁端境界条件
GBRC 水平炉で実施可能な梁端境界条件を図-4 に示す。
（a）単純支持型、（b）連続支持型、（c）梁端回転拘束型、（d）
フレーム（固定端）型の 4 つのモデルに対応している。
（a）単純支持型は、1 章で前述の通り、標準耐火試験に用いられる方法であり、火災時の正曲げ挙動を把握するための試験である。図-5 に示すように梁端部がピンおよびピンローラー上に支持される。支持台の高さを変更することにより、GBRC 水平炉では最大で約 1000 mm
図-3 UL1709 加熱の制御例の梁せいの試験体を設置することが可能である。
35

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図-4 実施可能な梁端境界条件

図-5

載荷加熱実験セッティング例（標準耐火試験・単純支持型）（寸法単位：mm）（b）連続支持型は、連スパンの床および屋根の標準耐火試験においてよく用いられ、中間支点位置での回転拘束による影響を含めた挙動を把握できる。

3．幅厚比の大きな鉄骨梁の局部座屈挙動に着目した耐火実験 3），4）
3．1 実験目的（c）梁端回転拘束型は、端部載荷により支点位置での回幅厚比が比較的大きな鉄骨梁では、火災時の熱膨張に転を制御することにより完全回転拘束の状態を再現でき、よる軸方向変形が拘束されることで生じる熱応力の影響

梁端の負曲げを含めた梁の火災時挙動の把握が可能であで早期に局部座屈が発生し、全塑性モーメントよりも耐る。これは静定構造のため載荷荷重の測定値を用いて曲力が低下する懸念がある。その影響を明らかにするため、げモーメント分布の推移が得られる。そのため火災終局

軸変形拘束の有無（図-4 の梁端回転拘束型およびフレー時の正曲げおよび負曲げ耐力を定量的に把握できるのがム型）をパラメータとした載荷加熱実験を実施した。

大きな特徴である。

3．2 実験概要（d）フレーム（固定端）型は、2 層フレームの試験体を用試験体および実験セッティングとして、梁端回転拘束型

いることで、梁端の回転拘束に加えて軸方向の変形を拘を図-6、フレーム型を図-7 に示す。また、フレーム型の試束するため、熱応力の影響を含めたより実建物に近い火験体外観を写真-3、実験セッティング外観を写真-4 に示す。

災時挙動の把握が可能である。一方、不静定構造のため実験対象の鉄骨梁は 1 時間耐火相当の被覆を施した

荷重測定値から曲げモーメント分布を得ることはできな

H-370 × 182 × 6 × 6（SS400）とした。フランジの幅いが、非加熱部分の部材のひずみを測定するなどの工夫

厚比は 14.7（FC ランク）である。本実験は曲げによるにより、梁に発生する力を考察することが可能である。

局部座屈挙動を把握することに主眼を置いているため、それぞれの梁端境界条件による実験方法の詳細は 3～

せん断崩壊を予防する目的で、ウェブの幅厚比は 59.75 章で具体例を交えて紹介する。なお、連続支持型につ（FB ランク）とし、せん断区間の被覆は 3 時間耐火相当

いては本報では紹介を省略する。とした。これらの仕様は梁端回転拘束型、フレーム型と36

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フレーム型（図-7 および写真-3、4）では、2 層の剛接もに共通である。
梁端回転拘束型（図-6）では、支持スパン 4000 mm で合された柱 - 梁フレームで構成された試験体を支持台にピンローラー治具に設置し、支点を加熱炉内に入れることボ載荷は実験対象である中段梁の中央部で 2 点載荷としで梁端付近も加熱されるように設定した。試験体の載荷は、た（荷重値は梁端回転拘束型と同値）。また、この中央梁の中央部で 2 点載荷とし、常温降伏荷重の 42 % に相当載荷により上段梁に生じる曲げおよびせん断力を相殺すする荷重を加えた。さらに、梁端回転拘束の状況を再現るため、同値の荷重で上段梁を上部から載荷した。試験するため、支点の外側の試験体端部を載荷し、支点での体に生じる力を考察するため、非加熱部分のフレームのたわみ角がゼロとなるように制御を行った。この載荷条件複数個所でひずみを測定した。

下で、ISO 834 標準加熱温度曲線に従い加熱を行った。

図-6

図-7

梁端回転拘束型の実験セッティング（3 章実験）
（寸法単位：mm）

写真-3フレーム型の実験セッティング（3 章実験）
（寸法単位：mm）

2 層剛フレーム試験体の外観

写真-4

フレーム型の実験セッティング外観37

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3．3 実験結果

図-9 にひずみ測定値から計算した上段柱のせん断力

実験後の試験体状況を写真-5、梁のスパン中央たわの推移を示す。せん断力は加熱開始後に大きく上昇してみを図-8 に示す。いずれの試験体も梁端部の下フランおり、これは中段梁に熱応力が発生することで曲げモージおよびウェブに局部座屈がみられた。加熱中の試験体メントが急増したためである。この熱応力は中段梁の断の観察およびたわみの増加傾向より、30～40 分程度で面内温度差によるたわみ込みに伴う梁端回転の拘束およ局部座屈が発生したと考えられる。

び熱膨張変形の拘束により生じるものである。45 分以

梁端回転拘束型では、標準耐火試験において崩壊判定

降のせん断力の低下は、中段梁端部の曲げ耐力が低下しに用いられるたわみ規定値を超えた 54 分時に、載荷荷て曲げモーメントを柱に伝達できなくなったことを示す。

重を保持できなくなり曲げ崩壊に至った。フレーム型でたわみ規定値を超えた以降の 52 分頃にはせん断力がゼは、35 分時までは梁端回転拘束型よりもたわみが小さロとなり、この頃に曲げ崩壊に至ったと考えられる。そかったものの、それ以降は梁端回転拘束型よりも大きなの後、せん断力は負の値となり、つまり中段梁に引張力たわみで推移した。これは、熱膨張変形が周辺フレームが作用する状態となった。これは、曲げによる釣り合いに拘束されることによる付加的な圧縮力により、早期にから吊り橋状の釣り合い機構（カテナリー挙動）に移行局部座屈が発生した可能性を示唆している。しかしながしたことを示している。これより、幅厚比の大きな鉄骨

ら、たわみ規定値に達した 50 分以降も、油圧シリンダ梁において、熱応力により早期に局部座屈が発生するものストローク限界である 200 mm に至り実験を終了すのの、カテナリー挙動の発現により、曲げ崩壊後も安定るまで荷重支持能力を保持しつづけた。

的に荷重を支持できる可能性が示された。

図-9 上段柱のせん断力

3．4 実験のまとめ
写真-5

実験後の試験体変形状況

3 章では、軸変形拘束の有無をパラメータとした比較実験により、境界条件の違いによる影響が明らかとなった実験例を紹介した。本実験のようにフレーム型であってもひずみ測定により部材に生じる力の考察が可能である。

4．梁端ウェブ接合の回転抵抗に着目した鉄骨
小梁の耐火実験 5），6）
4．1 実験目的
直交する大梁に梁端ウェブでボルト接合された鉄骨小梁は、一般に両端ピンと仮定して構造設計されるが、実際には梁端のボルト接合（以下、ウェブ接合）である程度の回転抵抗を有し、小梁端部が回転拘束されることで
図-838

スパン中央たわみの比較

火災時における小梁の崩壊温度が上昇することがわかっ

GBRC Vol.47 No.4 2022.10ている。小梁が RC スラブとの合成梁の場合には、梁中すると、そこで崩壊する恐れがあるため、写真-7 に示央部の正曲げ耐力が向上することに加え、梁端のスラブすように、片持ち梁と大梁は上下フランジ同士を溶接し筋がウェブ接合の回転抵抗をより高める可能性がある。て曲げ崩壊を防止し、スチフナおよびウェブ部分にせん

これらを考慮すると、作用応力に余力のある小梁では耐断補強板を溶接することでせん断崩壊を防止した。中央

火被覆を省略できる可能性がある。一方で、ボルト投入載荷は、梁に長期許容曲げモーメントの 4 割が作用する量が比較的少ないウェブ接合部では、小梁の火災昇温時荷重とした。支点（大梁）位置での回転を拘束するための熱膨張および火災減衰期の冷却収縮が周辺架構で拘束の端部載荷の方法については、3 章の梁端回転拘束型（図されることで生じる熱応力による変形が集中し、梁が曲-6）と同様である。この載荷条件下で ISO834 標準加熱

げ崩壊に至る前に接合部で破断する危険性がある。

による加熱を行った。

本実験では、梁端ウェブ接合を有する無耐火被覆小梁

平面フレーム型の試験体および実験セッティングを図の火災時曲げ耐力を考察するために、梁端回転拘束型の-11 に示す。平面フレーム試験体は、四周の大梁フレー実験を実施した。さらに、大梁と小梁から成る平面フムと小梁（等厚 RC 床板との合成梁）から構成され、小レーム型の実験も行い、火災昇温時と冷却時における挙梁に直交する大梁の中央部分でピンローラー支持されて動を確認した。

いる。小梁は直交大梁にウェブ接合されており、大梁フ4．2 実験概要

レームによって小梁の梁端回転と軸変形が拘束されてい梁端回転拘束型では梁上のスラブ仕様をパラメータとる。小梁は無耐火被覆とし、大梁フレームには 3 時間耐した全 3 体実施したが、本報ではそのうち、スラブ筋を火相当の耐火被覆を施した。本実験では接合部仕様をパ2 段配筋した等厚 RC 床板を用いた試験体のみ紹介する。

ラメータとし、ボルト 3 本で耐火被覆を施した仕様、ボ

梁端回転拘束型の試験体および実験セッティング一例を
図-10 に示す。試験体は小梁（合成梁）、大梁、端部載荷用の片持ち梁から構成され、写真-6 に示すように大梁と接合部のみに 1 時間耐火相当の被覆を施し、小梁は無耐火被覆とした。接合部への入熱を実建物における状況に近づけるため、大梁および片持ち梁も加熱されるよう炉内に設置し、片持ち梁も無耐火被覆とした。しかしながら、大きな曲げとせん断力が作用する片持梁が高温化

図-10

写真-6

梁端回転拘束型の実験セッティング（4 章実験）

ウェブ接合部近傍

写真-7片持梁近傍

図-11

平面フレーム型の実験セッティング（4 章実験）
39

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ルト 6 本で無耐火被覆とした仕様および単純支持梁の 390 分まで荷重を支持し続けたため、90 分以降に荷重支種類を実施した。載荷荷重は小梁に長期許容曲げモーメ持能力を損失するまで荷重を漸増させた。単純支持の場

ントの 5 割が作用する荷重とした。加熱は ISO834 標準合に想定される崩壊時間は 30 分程度であるのに対し、加熱に準拠し、たわみがたわみ規定値まで達した時点で梁端部のみ耐火被覆を施すことでウェブ接合部の回転抵加熱を終了したのち、その後の冷却過程も載荷を継続し抗の効果により、耐火時間が 3 倍以上に大きく延長されて、冷却過程における挙動を確認した。

た。実験後の試験体観察より、梁端接合部断面における

4．3 実験結果

スラブ筋の破断およびスパン中央におけるスラブ上端の梁端回転拘束型の実験後の試験体状況を写真-8、載荷荷重測定値から求めた曲げモーメントの分布および時圧壊が確認され、梁端とスパン中央が曲げ崩壊に至ったと考えられる。

間推移を図-12 および図-13 に示す。図-13 には、文献

図-12、13 より、0 分時では梁端接合部における曲げ5）で提案した曲げ耐力評価モデルに基づく曲げ耐力計

モーメントは 33 kNm 程度であったが、加熱開始後すぐ算値の時間推移を併記する。一例としてスラブ筋を考慮に接合部の曲げモーメントが接合部の曲げ耐力付近までしたウェブ接合部の曲げ耐力評価モデルを図-14 に示す。

増加した。これは小梁の断面内温度差によるたわみ込み

本実験では、65 分時にたわみ規定値に達した以降も、に伴う梁端回転を拘束することで生じる熱応力によるものである。その後、15 分頃から接合部の曲げモーメントが徐々に低下しているが、これは写真-8 に示す梁端部の局部座屈の発生により梁端部で負担できる曲げモー写真-8実験後の試験体変形状況メントが低下したためと考えられる。崩壊時における接合部の曲げモーメントと曲げ耐力計算値はよく一致しており、曲げ耐力評価モデル（図-14）を用いて接合部の曲げ崩壊を精度よく予測できることを示した。崩壊時のスパン中央とウェブ接合部の曲げ耐力の比はおよそ 7:3であり、常温時には曲げを負担しないと仮定して構造設計されるウェブ接合部であっても、相当の曲げモーメン

図-12

曲げモーメント分布

トを接合部が負担することで火災時における無耐火被覆小梁の荷重支持能力を向上させることがわかった。
フレーム試験体のスパン中央たわみを図-15、実験後の試験体の損傷状況を写真-9 に示す。フレーム試験体
では加熱終了直後に一時的にたわみが急増する現象がみられた。これは、ウェブ接合部における高力ボルトと添板が小梁の昇温膨張時の支圧状態から冷却収縮時の支圧状態に転じる際に、一時的に回転抵抗が低下したことが要因と考えられる。一方、写真-9（a）～（c）に示すように実験後のボルトのせん断変形および接合部の回転変形

図-13

曲げ耐力計算値と曲げモーメントの時間推移は非常に小さく、接合部の破断はみられなかった。接合部を無被覆とした試験体では、加熱終了直後に写真-9（e）に示すスラブ端部のコンクリートに付着割裂が生じた。
これは、無被覆のボルト部分の耐力が低下し、冷却収縮時の引張力がスラブ筋に集中したためと考えられる。一方、この付着割裂が梁端回転抵抗の低下に直結することはなかった。フレーム試験体では、加熱終了直後のたわみ急増およびスラブ端部の付着割裂の発生があったものの、限界たわみ到達後の放冷過程においても接合部が破図-1440

ウェブ接合部の曲げ耐力評価モデル

断することなく梁は荷重支持能力を保持し続けた。

GBRC Vol.47 No.4 2022.10する危険がある。既往実験より 60 分以下の加熱を受ける梁端接合部の火災時温度、炭化状況および必要被覆厚さ等が示されているが、火災終了後の放冷過程における知見は未だ得られていない。火災終了後も木材の自己燃焼が終了するまでに数時間を要し、さらに木質柱・梁等の可燃物が密集する接合部付近ではその傾向がより顕著となる可能性がある。木質フレームの火災安全性の検証には、放冷過程をも含めた梁端接合部の挙動を把握することが重要である。本実験では、梁端回転拘束型の実験
図-15スパン中央たわみの比較により、ドリフトピン接合で接続された木質柱 - 梁フレームの放冷過程を含む火災時挙動を調べた。

5．2 実験概要
本耐火実験は 2 種類の断面寸法を実施したが、ここではそのうち小断面（420 mm × 210 mm）の実験のみ一例として紹介する。試験体外観を写真-10、実験セッティングを図-16 に示す。木質梁および柱にはスギ構造用集成材を用いた。接合部の仕様をパラメータとし、図-17 に示す一般的な T 型金物および T 型金物の底面にせん断補強用の底板がついた底付金物、また比較として単純支持（接合部なし）の 3 仕様を実施した。梁中央載荷

写真-9 試験体の損傷状況；（a）たわみ状況、（b）ボルトの損傷状況、（c）接合部の回転（3 本仕様）、（d）接合部の回転（6 本仕様）、（e）端部スラブ側面の付着割裂

写真-10 木質柱- 梁フレーム試験体の外観

4．4 実験のまとめ
4 章では、梁端回転拘束型の実験により得た曲げモーメント分布を用いて火災時曲げ耐力を検討した例および平面フレーム型の実験により加熱昇温時および冷却時の挙動を確認した例を紹介した。なお、本平面フレーム実
験は、本部の旧水平炉を用いて実施したものであるが、池田事業所の新水平炉でも同様の実験が可能である。

図-16

梁端回転拘束型の実験セッティング（5 章実験）

5．梁端ドリフトピン接合を有する木質梁の耐火実験 7）～ 9）
5．1 実験目的
木質梁端部に用いられるドリフトピン接合部は金物の降伏 が 先行 す る よ う 構造設計 さ れ る。 一方、 木材 は100℃程度の低温域から大きく強度低下をはじめるため、火災時においては、断面欠損を有する梁端接合部での木材の割裂・せん断破壊が先行して、架構が脆性的に崩壊

図-17 接合金物の概略図
41

GBRC Vol.47 No.4 2022.10では梁に長期許容曲げモーメントの 2 /3 が作用するよう間の荷重支持能力を発揮した T 型金物仕様では、破壊しな荷重を一定載荷した。柱の外側には鋼製はね出し梁がた 210 分時において、接合部における曲げモーメント取り付いており、この端部を載荷することにより、柱位が増加していることがわかる。これは、スパン中央の曲置での回転を拘束した。3 章および 4 章で紹介した梁端げ耐力もしくは剛性低下に伴い、梁端接合部に曲げモー回転拘束実験と異なる点として本実験では柱も再現したメントが再配分されたことを示す。これによって最も長ことが挙げられるが、柱も炉内に設置して加熱することい時間の荷重支持能力を発揮したと考えられる。Ｔ型金により、実建物に近い梁端接合部周辺での自己燃焼の状物仕様においてのみ曲げモーメントの再配分が生じた原況を再現した。ISO834 標準加熱温度曲線を用いて 1 時因については、本実験結果だけでは不明であり、今後の間の加熱を行い、その後も載荷を継続したまま冷却過程検討が必要である。の挙動を確認した。

5．3 実験結果
試験体の損傷状況の一例として底付金物仕様を写真-11 に示す。試験体はスパン中央での曲げ破壊となり、接合部での破断等はみられなかった。これは T 型金物仕様も同様である。
図-18 にスパン中央たわみの時間推移を示す。実験は梁が荷重を保持できなくなるまで継続した。フレーム試
験体の 2 体は単純支持よりも長時間の荷重支持能力を有した。単純支持と底付金物仕様では、たわみ速度が急増してすぐに荷重を保持できなくなった。一方、T 型金物仕様では約 185 分でたわみ速度が急増したのちすぐには崩壊に至らず、約 210 分まで荷重を支持し続けた。
図-19 曲げモーメント分布5．4 実験のまとめ
写真-11

試験体損傷状況の一例（底付金物仕様）

5 章では、木質の柱 - 梁フレームを用いた梁端回転拘束型の実験例を紹介した。火災時の曲げモーメントの再配分は、曲げ耐力に達した後もある程度の耐力を維持したまま破断等を起こさずに変形し続けられる能力が必要であるため、脆性的に破壊する木材では期待しづらいと考えられる。よって、本実験のＴ型金物仕様で曲げモーメント再配分が生じた現象は稀有な結果と思われる。一方で、木材であっても特定の条件が揃えば曲げモーメント再配分による梁端接合部の回転拘束効果を最大限に活かせる可能性が示されたと考える。

図-18

スパン中央たわみ

6．おわりに
本報では、GBRC 水平炉の概要およびこれまで実施

図-19 にフレーム試験体の曲げモーメント分布を示す。
いずれの試験体も梁端部で一定程度の曲げモーメントをした様々な梁端境界条件による耐火実験のうちの特徴的な 3 つを紹介した。

負担していた。木質構造のドリフトピン接合部であってここに掲載した実験以外にも、ご希望の実験方法がごも、梁端の回転抵抗に寄与して、梁の火災時曲げ耐力をざいましたら、お気軽にご相談ください。ご要望にお応補強する効果があることがわかった。また、最も長い時えできるよう鋭意検討させていただきます。

42GBRC Vol.47 No.4 2022.10

謝辞
本稿 3 章～5 章は、既発表 3）～9）の実験の一部を紹介したものである。共著の皆様には試験体図や実験データ等を本稿へ掲載することについてご快諾いただきました。
記して謝意を表します。
【参考文献】

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4）趙小敏，四元順也，尾崎文宣，平島岳夫，木村慧，村上行夫，鈴木淳一：鋼梁の局部座屈挙動に着目した 2 層鋼ラーメンの載荷加熱実験，日本建築学会大会学術講演会（北海道），pp.27-28，2022.95）四元順也，平島岳夫，豊田康二：連続床形式で梁端のみ耐火被覆された合成梁の火災時曲げ耐力 梁端ピン接合を有する合成梁の火災時耐力に関する研究 その 2，日本建築学会
構造系論文集 第 84 巻 第 766 号，pp.1631-1641，2019.126）四元順也，ロバーツドゥウィプトゥラ，平島岳夫，尾崎文宣，
村上行夫，木村慧：直交梁とピン接合された無耐火被覆完
全合成梁の載荷加熱実験 梁端ピン接合を有する合成梁の火災時耐力に関する研究 その 1，日本建築学会構造系論文集
第 83 巻 第 753 号，pp.1713-1723，2018.117）平島岳夫，菊地毅之，四元順也：構造用集成材梁の耐火性
能に梁端ドリフトピン接合部が及ぼす影響 その 1 研究目的およびスギ実験の概要，日本建築学会大会学術講演会（名古屋），pp.285-286，2021.98）四元順也，平島岳夫，菊地毅之：構造用集成材梁の耐火性能に梁端ドリフトピン接合部が及ぼす影響 その 2 常温載

荷実験 の 結果， 日本建築学会大会学術講演会（ 名古屋 ），pp.287-288，2021.99）菊地毅之，四元順也，平島岳夫：構造用集成材梁の耐火性能に梁端ドリフトピン接合部が及ぼす影響 その 3 載荷加熱実験 の 結果， 日本建築学会大会学術講演会（ 名古屋 ），pp.289-290，2021.9

【執筆者】

*1

四元 順也

（YOTSUMOTO Naoya）

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