フジタ技術研究報告第 45 号 2009 年

超高強度鉄筋コンクリート柱の加熱冷却後における耐震性能に関する研究

概松戸正士

西田浩和

佐藤幸博

高森直樹

要

本研究では、超高強度コンクリートを用いた鉄筋コンクリート造建築物の火災後の耐震性能を把握する手法の開発の一環として、圧縮強度が 100N/mm2 を超えるコンクリートを用いた鉄筋コンクリート柱の加熱冷却後の曲げせん断実験を実施した。その結果から以下のことが分かった。
①加熱を受けた鉄筋コンクリート柱は、受熱温度が高くなるほど初期剛性、最大荷重が低下し、本研究で施した耐火対策下においては、非加熱の試験体と比較して、初期剛性が 6 割～9 割、耐力が 6 割～8 割に低下した。
②破壊モードは、受熱温度が高くなるに従って曲げ系からせん断系へ移行する傾向が見られた。

Study on Seismic Performance Ultra-High-Strength
Reinforced Concrete Columns after Fire Heating
Abstract
This paper presents results of flexural and shear tests in order to examine the effect of fire
heating on the seismic performance of reinforced concrete columns using concrete with acompressive strength of more than 100N/mm2. Several fire protection measures were applied
to these reinforced concrete columns before being exposed to fire for three hours. The
following conclusions were obtained from these tests.
1) As the columns were exposed to higher temperatures, so the strength remaining after fire
heating decreased. With the fire protection measures used in this study stiffness reduces to60%-90% of initial values, while strength reduces to 60%-80%.
2) In addition, as heating temperatures increased, the failure modes shifted from the bending
failure to shear failure.

キーワード：

超高強度コンクリート 加熱冷却後受熱温度 残存耐力 曲げせん断
実験 鉄筋コンクリート柱－61－フジタ技術研究報告 第 45 号

§１．はじめに添加・撹拌した後に No3 試験体を打設した。No0 試験体は、No1～No3 試験体とは別時期に製作した。柱主筋お近年の高層建築物の更なる高層化により、構造部材によび帯筋は、同一ロットの鉄筋を用いた。コンクリートは、用いる材料強度は益々上昇傾向にある。既報において、打設時期が異なるために、加力実験時の圧縮強度が圧縮強度が 100N/mm2 を超える超高強度コンクリートは170N/mm2 程度となるように水結合材比 15%で調合計画

普通強度コンクリートと比較して、加熱冷却後の圧縮強度した。試験体は、コンクリート打設後約 1 週間で脱型し、1)。従って、この材料外気温の影響を受ける実験室内での気中養生とした。加レベルの実験結果を考慮すると、超高強度コンクリートを熱実験は、打設後約 7 ヶ月で実施した。コンクリートの圧用いた鉄筋コンクリート柱の火災後の耐震性能は、火災縮強度試験結果および鉄筋の引張強度試験結果を表２、前と比較して低下することが懸念される。

表３にそれぞれ示す。の回復は期待できないことを示した

一方で、圧縮強度が 100N/mm2 を超える超高強度コン

表 1 コンクリートの使用材料および調合

クリートを用いた柱は、３時間の耐火性能（非損傷性）が確保できないという報告が見られる

例えば 2)、3)。これは、コンクリート強度が高くなることに起因する爆裂現象が主要因であるとされており、コンクリートにポリプロピレン短繊維(以下、｢PP 繊維｣という)を混入して爆裂を抑制する耐火対策を施すのが一般的となりつつある単位量(kg/m3)
WBSGE
150 1082 417 822 25150 1082 417 822 25
155 1033 479 822-

W/B
調合
(%)
No.
14N
1414P
1415N
15
[使用材料]。しかし、こ混和剤(SP):高性能減水剤、ポリカルボン酸系の爆裂を抑制する耐火対策では、部材の温度上昇までは抑制できないため、火災後の耐震性能低下に対する

表 2 コンクリートの圧縮強度試験結果
調合No.

懸念は残る。加えて、圧縮強度が 100N/mm2 を超える超高強度コンクリートが用いられる超高層建築物では、個々

材齢養生標準
封緘
14N
91 日
標準
加力実験時 気中
28 日の柱に非常に大きな圧縮荷重が作用しており、火災を受けた後の柱の交換は不可能であると予測される。
そこで、超高強度コンクリートを用いた鉄筋コンクリート

ヤング係数 圧縮強度時のひずみ
圧縮強度(N/mm2) (×104N/mm2)※(×10-6)
153.6
4.83
3903
161.7
4.90
4665
177.5
4.98
4004
177.74.774105

149.34.81
標準162.34.68
封緘
176.94.88
91 日
標準181.44.76
加力実験時 気中150.74.34
28 日
封緘15N
166.44.65
91 日封緘
173.24.57
加力実験時 封緘※：圧縮強度の 1/3 応力時セカントモデュラス
14P

一環として、圧縮強度が 100N/mm2 を超えるコンクリートを用いた鉄筋コンクリート柱の加熱冷却後の曲げせん断実験を計画・実施した。本報告は、その結果をまとめたものである。
尚、本実験は、鉄筋コンクリート柱に火災加熱を与える

表 3 鉄筋の引張強度試験結果実験と、その冷却後に行う耐震性能を把握する実験とで降伏点 引張強さ(N/mm2) (N/mm2)
USD685(D16)
739.6
927.7
USD685(D13)
720.2
931.2
SBPD1275(U6.4) 1358.7
1435.7鋼種構成されている。以降、前者を加熱実験、後者を加力実験と呼ぶこととする。

弾性係数(×105N/mm2)
1.99
1.912.02

降伏歪 破断伸び(%)(×10-6)3718
11.939129.66729
7.5

1,200
主筋：8-D16+8-D13(USD685:pg=2.90%)
帯筋：□+八角-U6.4 @50(SBPD1275:pw=1.2%)300
40 63 47 47 63 40500§２．試験体試験体形状および試験体温度測定用熱電対位置を図

法高さを 700mm とし、柱の上下には加力実験用にスタブ(W×D×H:1、200mm×500mm×500mm)を設けた。

Ａ断面
D13D16

Ｂ断面

1.中心

3.帯筋

500

表１に示す。加熱用試験体のコンクリートは、水結合材比

熱電対設置位置

寸法は、加熱区間の柱断面を 300mm×300mm、柱内1,700700(加熱区間)１に示す。試験体は、No0～No3 の 4 体である。試験体の体を打設し、その後、トラックアジテーターのドラムに残っ3679
4024
4061
4204
3713
3917
3992

28 日

造建築物の火災後の耐震性能を把握する手法の開発ので 14%とした。製作に当たっては、先に No1、No2 試験PP 繊維(vol%)
0.20-

水(W):上水道水、セメント(B):シリカフューム混入セメント、密度 3.08g/cm3、細骨材(S):桜川産砕砂、表乾密度 2.59g/cm3、粗骨材(G):桜川産砕石 2005、表乾
密度 2.65g/cm3、膨張材(E):石灰系膨張材、収縮低減剤(H):ポリエーテル誘導体、

例えば 4)、5)

試験体に打設したコンクリートの使用材料および調合を

SP
(B×%)
2.60
2.60
1.90

H55-たコンクリートに対応する所定量(0.2vol%)の PP 繊維を4.20mm 2.主筋,5.主筋(柱脚)図 1 試験体形状および試験体温度測定用熱電対位置図－62－超高強度鉄筋コンクリート柱の加熱冷却後における耐震性能に関する研究§３．加熱実験った。144 分で隅角部が大きく開き、南西隅角部から爆裂が発生した。その後全ての面へと爆裂は進展し、その深3.1 実験条件さは、帯筋が露出するほどであった。
No2 試験体は、耐火炉内への配置上の関係から目視加熱実験条件を表４に示す。加熱実験では、表４に示での観察が出来なかった。試験体温度、炉内の音から推す３種類の耐火対策をパラメータとした。

測すると、No2 試験体は、加熱開始 175 分頃に爆裂を生No0 試験体は、加熱実験を行わない比較用の試験体じた。爆裂は、加熱終了後(加熱開始 180 分後)以降も 5である。
No1 試験体は、２時間程度の爆裂を防止できる対策と分程度継続していた。
No3 試験体は、加熱中、爆裂は生じなかった。加熱終して強化せっこうボード張りを用いた 6)。
No2 試験体は、３時間程度の爆裂を防止できる対策と了後は、主筋に沿ったひび割れが数本観察された。

して繊維混入けい酸カルシウム板(以下、｢けいカル板｣と高強度コンクリートが用いられる部材は、建築物の上から数えて 15 以上の階に使用されることが一般的であることから No1～No3 の３体とも３時間加熱とした。

加熱装置は、幅 3m×長さ 6m×深さ 3m の多目的炉のほぼ中央に仕切り壁を設置し、幅 3m×長さ 3.3m×深3000（有効加熱高さ）
565
565
565

炉内温度測定位置を図２に示す。

1200

YC4

バーナーが東西２面に配された仕様となっている。３体の試験体は、加熱空間のほぼ中央に 700mm の間隔で配No1K1K熱電対位置

Ａ

YC2
試験体
YC1

架台

K12K13

西No2
北

1200

950700No1700700500(加熱区間)

東試験体

西No3700

試験体温度の測定は、図１に示した位置で行い、φ700500施した。

K33300（有効加熱長さ）

3000（有効加熱高さ）(700mm)とし、上下の加力実験用のスタブは耐火被覆をK2Ａ断面温度曲線に沿って 3 時間加熱とした。加熱終了後は炉内での自然冷却とした。試験体の加熱部分は、柱内法高さ

100

No3

立面図 西

試験体の加熱は 3 体同時に行い、ISO834 の標準加熱

K11100

東東置した。

180180

YC3

加熱用バーナー

さ 3m を加熱空間として使用した。本加熱炉は、加熱用の120

炉内温度制御兼用熱電対(YC)
炉内温度測定用熱電対(K)YC5YC熱電対位置 565

加熱装置、加熱時の No1～No3 試験体の配置および3000(有効加熱幅）
1500
1500

550

3.2 加熱および温度測定方法

加熱
爆裂抑制時間※1 時間
(分)
(分)
－なし

No2No3No1

加熱用バーナー

加熱時間は、設計基準強度が 100N/mm2 を超える超なし
強化せっこうボード、21mmNo1 14N
2 枚張、LGS 下地+ビス留め
繊維混入けい酸カルシウム板 2 種 1 号
No2 14N25mm、耐火接着剤による直張ポリプロピレン短繊維 0.2vol%混入、
No3 14P
径：48μm、長さ：20mm、荷卸時に添加※1：加熱による爆裂を防止・抑制できる時間 6)、7)420

策として、PP 繊維混入工法を用いた 7)。

耐火対策
種類、仕様、施工法

220 200

No3 試験体は、３時間程度爆裂を抑制する代表的な対表 4 加熱実験条件
試調合
験
No.
体
No0 15N

1880いう)張りを用いた 6)。

No29500.65mm のセラミック被覆 K 熱電対を用いた。
1350

炉内温度の測定・制御は、図２に示した位置で行い、架台
平面図

先端を開放したφ17.3mm のステンレス製(SUS304)保南

護管からφ3.2mm の K 型シース熱電対の先端を 25mm

図 2 加熱実験時の試験体配置および炉内温度測定位置図側断面図 北南突出させたセンサーを、試験体表面から約 100mm 離れた位置に設置した。

3.3 実験結果
各試験体の加熱実験終了後の状況を写真１に示す。
No1 試験体は加熱開始 43 分頃からボード表面にひび割れが発生した。その後、 90～120 分にかけてひび割れ幅が大きくなるとともに、隅角部の開きも大きくなってい

No1

No2

写真 1 加熱実験終了後の状況

－63－

No3

フジタ技術研究報告 第 45 号

§４．加力実験

各試験体の試験体温度履歴を図３に示す。図３には、炉内温度履歴を併記した。
No1 試験体は、加熱開始 110 分過ぎに表面から4.1 加熱冷却後の試験体の補修方法

20mm の位置でのコンクリート温度が 100℃を超え、爆裂加力実験では、加熱実験を行った試験体を加熱後冷の生じた加熱開始 144 分では、約 200℃であった。爆裂却してそのまま供する計画としていたが、加熱実験におの生じた加熱開始 144 分以降、各位置での温度が急激

いて、No1 および No2 試験体の爆裂が激しかったために、に上昇し、特に、爆裂により露出した高さ方向中央断面補修を施すこととした。火災後の診断・補修方法に関してでの帯筋と主筋の温度は、800℃以上に達した。断面のは、「建物の火害診断及び補修・補強方法」8)に詳しく記

中心温度は、加熱開始 156 分頃から温度が上昇し始め、載されている。この文献を参考にすると、No3 試験体も含加熱終了から 25 分後に最高温度(約 270℃)に達した。

めてかなり大規模な補修・補強あるいは部材交換が必要

No2 試験体の各位置での温度履歴は、爆裂の生じたとなる。しかし、あまりにも大規模な補修を施してしまって加熱開始 175 分までは、ほぼ直線的な勾配で温度上昇は、本研究における目的から大きく逸脱する可能性があした。爆裂開始直前の温度は、表面から 20mm の位置のる。本実験では、全ての試験体とも主筋が現れる程度（試コンクリートが 290℃、柱高さ方向中央の主筋が 225℃、験体表面から 40mm 程度）までハツリとり、高強度無収縮

帯筋が 177℃、柱脚主筋が 175℃、中心が 120℃であっモルタルを充填する軽微な補修を施した。

た。爆裂開始とともに各部位の温度が上昇し、表面から20mm の位置のコンクリート温度が 900℃強、柱高さ方向

4.2 加力実験方法

中央の主筋および帯筋が 600℃強まで上昇した。一方、

図４に加力装置図を示す。加力は、建研式加力による

柱脚主筋および中心温度は 200℃以下であった。試験

逆対称曲げせん断方式とした。加力方法は、軸力載荷用

体中心温度の最高温度は、熱電対の断線により測定できジャッキで一定軸力を保持した状態で、水平ジャッキを用なかった。

い正負交番繰り返し荷重を与えた。水平荷重は変位制御

No3 試験体は、加熱開始当初から試験体表面が加熱で与え、加力スケジュールは、柱部材角 R=1/1000rad.

されるため、各部位の温度とも他の試験体と比較して早( ± P01) で １ 回 、 そ の 後 、 R=1/400( ± P11 、 12) 、期に上昇していた。鉄筋の温度は、加熱開始 90～110

1/200(±P21、22)、1/100 (±P31、32)、1/75(±P41、分で 600℃を超え、加熱終了時では 900℃程度となって42)、1/50(±P51、52)、1/33(±P61、62)、1/25(±P71、いた。中心温度は、加熱開始 110 分頃から徐々に上昇し、72)rad.で各２回ずつ繰り返す計画とした。載荷する軸力

加熱終了後 25 分（加熱開始 205 分後）で約 480℃に達は、非加熱の試験体では軸力比を 0.25 とし、加熱した試した。

験体では、火災時の応力再配分を考慮して、軸力載荷時の主筋のひずみで概ね 1000×10-6 となるように設定し

1200

1200

No1：せっこうボード

温度（℃）

1000800

炉内温度
中心温度
帯筋
表面から20mm
主筋
主筋(柱脚)

60040020000306090120150180210

1200

No2：けいカル板

1000

1000

800

800

600

600

400

400200200

00306090120150

加熱時間（分）1802100No3：PP繊維混入

0306090120150180210

図 3 各試験体の試験体温度履歴表 5 実験結果一覧
軸力載荷用ジャッキ
リニアウェイ
水平ジャッキ試験体
パンタグラフ

図 4 加力装置図

試
験体

載荷 せん断
曲げ
主筋降伏
圧壊
最大荷重
帯筋
軸力 ひび割れ ひび割れ
(圧縮)
降伏(kN) 正 負
正 負
正負
正負
正負
798 -727 765 -559 1074 -868 1096 -879 966
1166 -980
No0 3、920 2.43 -2.49 2.29 -1.44 5.00 -3.58 9.34 -10.0 10.37 7.57 -5.00+P11 -P21 +P11 -P11 +P21 -P21 +P31 -P31 +P41 +P31 -P21292 -475 676 -653 747 -727 671 -637 714
747 -727
No1 2、600 1.00 -1.71 3.74 -3.73 5.01 -5.00 8.01 -8.96 4.40
5.01 -5.00+P01 -P11 +P21 -P21 +P21 -P21 +P31 -P31 +P21 +P21 -P21523 -608 765 -734 852 -738 935 -790 923
935 -900
No2 2、860 1.72 -1.88 3.30 -2.86 4.27 -4.33 6.49 -6.43 7.36
6.49 -4.99+P11 -P11 +P21 -P21 +P21 -P31 +P31 -P31 +P31 +P31 -P21687 -592429 -375 687 -503 539 -393 437 -495 437
No3 2、210 2.16 -1.74 8.30 -7.25 3.54 -2.08 10.17 -7.54 10.17 8.30 -4.99+P11 -P11 +P31 -P31 +P21 -P12 +P31 -P31 +P31 +P31 -P21
上段：せん断力(kN)、中段：柱部材角(×10-3rad.)、下段：加力サイクル－64－

超高強度鉄筋コンクリート柱の加熱冷却後における耐震性能に関する研究を超えると、圧壊による被りコンクリートの弾け飛びが顕著た。
4.3 実験経過となった。No0 試験体は R=7.57×10-3rad.(+P31)、No2

表５に実験結果一覧を、写真２、写真３に各試験体の試験体は R=6.49×10-3rad.(+P31)で最大荷重となり、そ柱部材角 R=1/100rad.(+P31)時及び実験終了時の状の直後にコンクリート片が大きく弾けて荷重低下した。そ況をそれぞれ示す。の後、若干の荷重上昇が見られた。一方、No3 試験体は、試験体は、R=2.29×10-3rad.（+P11)で柱端部にR=8.30×10-3rad.(+P31)で最大荷重となり、それ以降急曲げひび割れが発生し、その直後にせん断ひび割れが激に荷重低下し、せん断ひび割れにより被りコンクリート発生した。それに対して、No1～No3 試験体は、せん断が脱落した（写真２）。

No0

ひび割れの発生が先行し、曲げひび割れが発生したの鉄筋の降伏時期に関しては、各試験体で異なっていた。

は、R=1/200rad.サイクル(+P21)以降であった。また、試No0 試 験 体 は 、 最 大 荷 重 以 降 、 R=9.34 × 10-3rad.

験体中心部の受熱温度が低い試験体に対して高い試験(+P31) で 主 筋 が 圧 縮 降 伏 し 、 R=10.37 × 10-3rad.

体の方が曲げひび割れの発生が遅くなる傾向が見られ（+P41)で帯筋が降伏した。No2 試験体は、最大荷重時た。

直後の広範囲に亘るコンクリートの弾け飛びと同時に主R=1/200rad.サイクル(P21)では、各試験体ともせん断筋が圧縮降伏し、その後帯筋が降伏した。No1 試験体は、ひび割れの本数が徐々に増え、柱端部に僅なコンクリー

最大荷重直前に帯筋が降伏し、最大荷重時以降の耐力トの圧壊が生じた。No1 試験体は、このサイクルにおいて低下段階で主筋が圧縮降伏した。No3 試験体は、最大帯筋が降伏し、R=5.01×10-3rad.で最大荷重となった。

荷重以降に生じた急激な荷重低下により R=10.17×10-3rad.（+P31)で主筋と帯筋が同時に降伏した。

R=1/100rad.サイクル(P31)では、部材角 R=1/200rad.

No0No1No2No3No0No1

写真 2 柱部材角 1/100rad.時の状況：曲げひび割れ発生
：帯筋降伏

1200

No0No3

写真 3 実験終了時の状況
1200：コンクリート圧壊：最大荷重

800

800

400

400

:せん断ひび割れ:曲げひび割れ:圧壊:主筋降伏
:帯筋降伏
:最大荷重

1000

1200

No2

柱せん断力(kN)：せん断ひび割れ発生：主筋降伏

No2800600
400-30-20-100102030-30-20-100102030-400-400-800-800

柱部材角(×10-3rad.)-1200
1200-1200
1200

図 6 柱せん断力－柱部材角関係の包絡線-30-20-10No3

800

800

400

400

0102030-30-20-1008102030

柱軸変形（mm)

柱せん断力(kN)

0No1:No0:No1:No2:No3200

05No010158:最大荷重6644220-30 -20 -108No1601020-400

44-800-80022-12000-30 -20 -10

柱部材角(×10-3rad.)0102025030-30 -20 -1001020300102030

柱部材角（×10-3rad.)

図 7 柱部材角－柱軸変形関係

図 5 柱せん断力－柱部材角関係－65－30No2030-30 -20 -108No36-400-120020フジタ技術研究報告 第 45 号

耐火対策下では、非加熱の試験体と比較して、初期剛負加力においてもほぼ同様に傾向を示したが、いずれの試験体とも柱部材角 4.99×10-3rad.～5.00×10-3rad.

性が 6 割～9 割、耐力が 6 割～8 割に低下した。

（-P21)で最大荷重となり、正加力と比較して若干低めの②破壊モードは、受熱温度が高くなるに従って曲げ系からせん断系へ移行する傾向が見られた。

値となった。

今後は、さらに詳細な検討加え鉄筋コンクリート造柱の4.4 荷重－変形関係

火災後の耐震性能を評価する手法を確立すると共に、火加力実験から得られた柱せん断力－柱部材角の関係災の被害を最小限に食い止める工法の開発を進めていく
予定である。

を図５に、包絡線を図６に、柱部材角－柱軸変形の関係を図７にそれぞれ示す。
初期剛性および最大荷重は、非加熱の No0 試験体と参考文献比較して、No2、No1、No3 の順に小さくなり、試験体中

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合住宅の建設工事における超高強度コンクリートの品質管理－ワールドシティータワーズ新築工事－，コンクリー
ト工学，Vol.44，No.12，pp.40-47，2006.12
6) 増田隆行，西田浩和，梶田秀幸，野中英，杉野英治，平島岳夫，吉田正友，上杉英樹，齋藤光：超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性に関する研究（その６ボード系材料を用いた爆裂対策の実大規模載荷加熱実験），日本建築学会大会学術講演梗概集(北海道)，A-2，pp.95-96，2004.87) 松戸正士，濱田真，菊田繁美，高橋孝二，増田隆行，吉野茂，山田人司，西田浩和，梶田秀幸：超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性に関する研究（その９～１２），日本建築学会大会学術講演梗概集(近畿)，A-2，pp.75-82，2005.98) 建物の火害診断及び補修・補強方法、日本建築学会，
2004.3心部の受熱温度が高くなるに従って低下する傾向が見られた。非加熱試験体の初期剛性と比較した各加熱試験体の初期剛性の割合は、No1 が 0.87、No2 が 0.91、No3 が 0.59 であり、最大荷重の割合は、No1 が 0.64、No2 が 0.80、No3 が 0.59 であった。
最大荷重時の柱部材角は、試験体中心部の受熱温度とは比例関係にはなく、正加力では柱部材角 5.01×10-3rad. ～ 8.30 × 10-3rad. （ +P31) と な り 、 負 加 力 で は4.99×10-3rad.～5.00×10-3rad.（+P21)であった。
最大荷重以降の耐力低下は、主筋の圧縮降伏が先行した No0 試験体と No2 試験体では、ほぼ同様の傾向を示していたが、No1 および No3 試験体は、No0 試験体および No2 試験体と比較して最大荷重以降の耐力低下が大きかった。
いずれの試験体とも最大荷重以降に柱軸変形が増大した。主筋の圧縮降伏が先行した No0 試験体およびNo2 試験体は、最大荷重以降一旦柱軸変形の増加が緩慢になり、柱部材角 1/50rad.以降再び増大していった。
一方、No1 試験体および No3 試験体は、最大荷重以降徐々に増大していった。いずれの試験体とも、柱軸変形が 6mm を超えた次のサイクルで急激に増加して軸力を保持できなくなった。
以上の実験結果から推測すると、No0 および No2 試験体が曲げ圧縮降伏後のせん断破壊、No1 および No3 試
験体がせん断圧縮破壊の破壊モードと考えられ、試験体中心部の受熱温度が高くなると、破壊モードが曲げ系からせん断系へ移行する傾向が見られた。

ひ と こ と火災を受けた後の部材の性能に関し§５．まとめては、まだまだデータが不足しています。

圧縮強度が 100N/mm2 を超える超高強度コンクリート

火災の被害を最小限に食い止める工を用いた鉄筋コンクリート柱の加熱冷却後の耐震性能を法開発を含め、これからの課題です。

把握するために実施した曲げせん断実験から以下のこと

松戸 正士が分かった。
①加熱を受けた鉄筋コンクリート柱は、受熱温度が高くなるほど初期剛性、最大荷重が低下し、本研究で施した－66－