戸田建設

技術研究報告

第32号

菊田

繁美 *

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性能に関する研究

梅本

宗宏 *

概

要

高強度コンクリートを用いた RC 造は、火災加熱を受けると表層部分が爆裂しやすく、部材の耐力低下を引き起こす
可能性がある。本報では、Fc=100N/mm2 〜 150 N/mm2 級の高強度コンクリートに関して、爆裂防止対策を構築するとともに、部材の耐火性能について検討した結果について報告する。また、爆裂防止対策として最も有効であるとされている有機繊維は、高温時に溶融し、爆裂の要因のひとつとされる水蒸気圧を緩和するという利点があるものの、コンクリート強度が高くなると必要繊維混入量も増大し、施工性・強度低下を招くなどの欠点もある。これらのことから、
Fc=120N/mm2 〜 150N/mm2 級の超高強度コンクリートを対象に、適切な材料・調合の検討を行うとともに、爆裂防止用のポリプロピレン繊維を混入した高強度コンクリートの製造技術に関する一連の検討もあわせて報告する。

Study on Fire Resistance of Reinforced Concrete Columns
with Ultra High Strength Material
Munehiro UMEMOTO*
Shigemi KIKUTA*

The reinforced concrete column made with the high-strength concrete has the surface part easily to spalling when the fire
heating is received, and has the possibility to cause the power decrease of the material. In this paper, the results of spalling control
and examining a fire resistance technology of the material for the high-strength concrete of the Fc=100N/mm2-150 N/mm2 class werereported. Moreover, the organic fiber assumed to be the most effective as the spalling control has the advantage of melting at the hightemperature, and easing the steam pressure assumed to be one of factors of the explosion. However, when concrete strength rises, theorganic fiber also has the amount of the necessary fiber mixing, and has the fault by which the decrease in strength and workability
are invited. From these, an appropriate material and the mix proportion were examined for a super-high-strength concrete of the
Fc=120N/mm2-150N/mm2 class, also the results of study of production technology for high strength concrete using polypropylene
fibers were reported.

**

戸田建設（株） 技術研究所
Technical Research Institute, Toda Corp.

1

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性能に関する研究

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性能に関する研究
梅本
菊田

宗宏 *
繁美 *

２．超高強度コンクリートの製造技術に関する実験

１．はじめに
近 年 、超 高 層 集 合 住 宅 の さ ら な る 高 層 化 に と も な
い、設計基準強度（以下、Fc と略記）130N/mm2 の
高 強 度 コ ン ク リ ー ト の 実 施 工 が 報 告 1) さ れ て お り 、

2.1 実験概要(1) 室内実験（実験１）Fc=150N/mm2 級の超高強度コンクリートに関する研究開発が多方面で行われている。

室内における試し練りによって、PP 繊維の種類･混入

既往の研究によれば、Fc=100N/mm2 以上の鉄筋コ

量が、フレッシュコンクリート性状および強度発現性状

ンクリート（以下、RC と略記）柱では耐火時間が 3 時に及ぼす影響について比較検討を行った。また、その他

間以下になる例 2,3) や、Fc=150N/mm2 級の RC 柱ではの使用材料（結合材、骨材、混和剤）および水結合材比4)が報告されている。こ（以下、W/B と略記）についても比較検討を行った。表

の原因のひとつと考えられているのが、加熱時に生じる−１に要因と水準を、表−２に使用材料を、表−３に試コンクリートの爆裂現象で、これを抑制する対策として、

験項目を、表−４に調合をそれぞれ示す。

耐火時間が 1 時間程度となる例

コンクリートへの合成繊維の混入が有効であると報告 5)されている。しかしながら、コンクリート強度が高くな

表− 1

要因と水準（室内実験）表− 2

使用材料（室内実験）

ると、合成繊維の必要混入量は増大し、合成繊維によるコンクリートの流動性、施工性の悪化や強度の低下を生ずる可能性がある。また、コンクリートは、受熱温度が500℃程度であれば、ある程度の期間が経過すると圧縮強度が回復するといわれてきたが 6)、高強度コンクリー
トでは強度回復があまり期待できないという報告 7-9) もある。
これらのことから、本研究では Fc=100 〜 150N/mm2級の超高強度コンクリートを用いた RC 柱の耐火性能を確認するとともに、3 時間以上の耐火性能（軸力保持性能）を有する工法および火災後における補修軽減工法な
どの耐火対策技術の開発を目的に、以下のシリーズの耐火対策技術に関する実験（実験 3 〜 6）を行った。また、
あわせて、Fc=120 〜 150N/mm2 級のコンクリートを対象に、爆裂防止用のポリプロピレン繊維（以下、PP
繊維と略記）を混入した超高強度コンクリートの製造技術に関する実験（実験 1、2）を行った。
Ⅰ．超高強度コンクリートの製造技術に関する実験
実験 1：試験室内で実施した「室内実験」
実験 2：生コン工場の実機ミキサを用いた「実機実験」
Ⅱ．超高強度 RC 柱の耐火対策技術に関する実験
実験 3：実大規模柱を用いた「実大規模載荷加熱実験」
実験 4：供試体を用いた「供試体加熱実験」
実験 5：縮小試験体を用いた「縮小柱載荷加熱実験」
実験 6：実大柱を想定した「実大加熱実験」
本報では、これらの実験結果 10-14) をまとめ、超高強表− 3度 RC 柱の耐火対策技術を整理し報告する。

*

戸田建設（株） 技術研究所

2

試験項目・方法

戸田建設

表− 4

技術研究報告第32号

べて 1.5 ± 1.0％とした。粗骨材のかさ容積はすべてコンクリートの調合（室内実験）

0.51m3/m3 とし、混和剤の固形分は単位水量に加えて補正した。また、W/B20、14% の一部において爆裂防止用の PP 繊維を用いた。
図− 1 に、各試験体の形状を示す。試験体は、一つが断面寸法 1000 × 1000mm、高さ 1000mm（以下、□ 1000 と略記）の実大模擬柱とし、もう一つが耐火実
験の試験体との整合を確認するため、断面寸法 400 ×
400mm、高さ 1000mm（以下、□ 400 と略記）の縮小模擬柱とした。また、試験体の上下はそれぞれ発泡ス
チロールで断熱し、無筋とした。コア供試体は、図中に示す□ 1000 試験体では垂直方向に内部および端部、□400 試験体では端部で採取し、各 3 個の供試体を作製した。
表− 7 に、打込みを行った試験体の実験時期と W/Bの組み合わせを示す。実験は３シーズンで行い、夏期を
8 月、標準期を 5 月、冬期を 12 月に実施した。
表−５

表−６

使用材料（実機実験）

コンクリートの調合（実機実験）

試し練りは、20℃の恒温室内で実施した。練混ぜには二軸強制練りミキサ（公称容量 100r）を使用した。粗骨材かさ容積は 0.51m3/m3、目標スランプフローは 65
または 70 ± 7.5cm、目標空気量は 1.5 ± 1.0% とした。

表−７

試験体の組み合わせ

コンクリートの練混ぜは、モルタル先練り方式とし、細骨材、結合材および混和剤を混入した水をミキサに投入
して 90 秒〜 8 分間練り混ぜ、その後、粗骨材を投入して 90 〜 120 秒間練り混ぜた。PP 繊維の混入は、練り上がったプレーンコンクリートをトラックアジテータ車のドラム内部を模擬した傾胴型ミキサに移して行った。
回転速度は、トラックアジテータ車の高速回転と同程度となるように 15 回転 / 分とし、PP 繊維混入量に応じて 2 〜 3 分間練混ぜた。

(2) 実機実験（実験２）
W/B13 〜 20% の超高強度コンクリートをレディーミ
クストコンクリート工場の実機バッチャープラントを用いて練り混ぜ、トラックアジテータ車に排出後、PP 繊維を投入･攪拌し、PP 繊維の混入がフレッシュコンク
リート性状および強度性状に及ぼす影響について確認した。また、各種模擬柱試験体を作製して、構造体コンク
リート強度についても確認した。
表 − ５ に 使 用 材 料 を 、表 − ６ に 調 合 を 示 す 。調 合の 目 標 ス ラ ン プ フ ロ ー は 、 W/B20% が 65 ± 7.5cm、W/B16 〜 13% を 70 ± 7.5cm とし、目標空気量はす

図−１

3

試験体形状

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性能に関する研究

コンクリートの製造は、東京都中央区のレディーミク

フロー値が小さくなったことにもよるが、繊維が絡んでストコンクリート工場で行った。コンクリートは二軸強いるためフローが遅くなっている影響が大きく、粘性が制練りミキサ（公称容量 6.0m3）を用い、1 バッチの練著しく高くなったようにはみうけられなかった。図−４

混ぜ量は 2.0 〜 4.0m3 とした。練混ぜは、モルタルの練に、PP 繊維の種類および混入量の違いによる、標準養上がりをモニタで確認後、粗骨材を投入してコンクリー

生供試体の圧縮強度を示す。いずれの PP 繊維を使用しトを練り混ぜた。夏期･冬期は、工場内において練上がても、繊維混入による強度低下は小さく、材齢 91 日にり後 60 分で試験体に打ち込み、標準期は、神奈川県厚おいても最大５% 程度であった。

木市（輸送時間約 90 〜 120 分）において打込みを行った。また、標準期の W/B20、14% において、試験体打(2) 結合材の影響

込み終了後のアジテータ車に PP 繊維を投入（３回に分図− 5 に、各種結合材を使用したコンクリートの混和

けて投入）・攪拌し、PP 繊維の分散性を測定した。

剤使用量を示す。SFC を使用したコンクリート（以下、SFC コンと略記）と、LC に SF を別添加したものを使2.2用したコンクリート（以下、LSF コンと略記）は、い室内実験結果（実験１）ずれの W/B においてもほぼ同量の使用量となったが、各調合のフレッシュコンクリート試験の結果は、すべ

VKC を使用したコンクリート（以下、VKC コンと略記）て目標値を満足した。

は、より低 W/B になる程、使用量が増加する傾向がみられた。特に、W/B13% においては、SFC コンと LSF(1) PP 繊維混入の影響
図− 2 に、PP 繊維の種類及び混入量の違いによる、

コンの 1.5 倍程度の使用量となった。図− 6 に、各種結繊維混入前後のスランプフローを示す。a 社製のほう合材を使用したコンクリートの 50cm フロー時間を示

が、b 社製よりも繊維混入によるスランプフローの低下

す。50cm フロー時間はコンクリートの粘性と相関性が量が少ない結果となった。PP 繊維混入量の影響に関しあるとされており 15)、50cm フロー時間が長い程、粘性ては、a 社製の場合、0.24vol% までは繊維混入によるが高いと評価できる。いずれの結合材を使用したコンク

スランプフローの低下量は少なかったが、0.36vol% ま

リートも、W/B16% まではフロー時間に大差はみられで混入すると非常に大きくなった。図− 3 に、PP 繊維

ないが、LSF コンは W/B13% において非常に長いフローの種類及び混入量の違いによる、繊維混入前後の 50cm

時間を示しており、他の結合材を使用したコンクリート

フロー時間を示す。a 社製のほうが、b 社製よりも繊維に比べて粘性が高いといえる。図− 7 に、各種結合材を混入によるフロー時間の変化量は同等もしくは少ない結使用したコンクリートの、標準養生供試体の圧縮強度を果となった。また、フロー時間の絶対値では、繊維混入示す。いずれの結合材を使用したコンクリートも、結合後のフロー時間が非常に長くなった。これは、スランプ

材水比（以下、B/W と略記）が高くなるほど、強度は直線的に高くなる傾向がみられた。ただし、VKC コンは、
SFC コンや LSF コンに比べてその傾向が顕著でない。
また、強度の絶対値は SFC コンが高く、材齢 91 日の

図− 2

図− 3

図− 4

PP 繊維の違いによるスランプフロー

PP 繊維の違いによる 50cm フロー時間

図− 5

結合材の違いによる混和剤の使用量

図− 6

結合材の違いによる 50cm フロー時間

図− 7

PP 繊維の違いによる標準養生供試体の圧縮強度

4

結合材の違いによる標準養生供試体の圧縮強度

戸田建設

W/B13%（B/W7.69）では、LSF コンより 20N/mm2

技術研究報告第32号

程度、VKC コンより 35N/mm2 程度高い結果となった。

(5) 水結合材比とフレッシュコンクリート性状・強度
性状の関係(3) 骨材の影響が低くなるほど、使用量は直線的に増える傾向がみられ

図− 11 に、W/B と混和剤使用量の関係を示す。W/B
図− 8 に、岩瀬産硬質砂岩及び大月産安山岩の砕石・た。図− 12 に、W/B と 50cm フロー時間の関係を示

砕砂を使用したコンクリートの混和剤使用量を示す。どす。W/B が低くなるほど、フロー時間はほぼ直線的にちらの骨材を使用しても、使用量に大差は認められな長くなる傾向がみられ、同様にコンクリートの粘性も高かった。図− 9 に、両骨材を使用したコンクリートのくなっていると思われる。これは、目視観察の結果と一50cm フロー時間を示す。岩瀬産の骨材を使用したコン致する。図− 13 に、B/W と標準養生供試体の圧縮強度

クリートの方がフロー時間は長く、大月産の骨材を使用を示す。B/W が高くなるほど、W/B13%（B/W7.69）

したコンクリートよりも粘性が高かったと思われる。図まで強度はほぼ直線的に高くなる傾向がみられたが、− 10 に、両骨材を使用したコンクリートの、標準養生

W/B13%（B/W7.69） を 境 に、W/B12%（B/W8.33）

供試体の圧縮強度を示す。いずれの骨材を使用したコンでは逆に強度が低下した。この傾向は、材齢が進むほど、クリートも、B/W が高くなるほど、強度は直線的に高顕著になっている。図− 14 に、材齢と標準養生供試体

くなる傾向がみられた。また、強度の絶対値でみると、の圧縮強度の関係を示す。材齢が進むほど、強度は増進

材齢 28 日において大きな差はみられないが、材齢 91

しているが、材齢 28-56 日および 91-182 日の強度増進

日では岩瀬産の骨材を使用したコンクリートの方が高い

に関しては非常に緩慢であった。

強度結果が得られた。

2.3 実機実験結果（実験２）(1) コンクリートの製造(4) 混和剤の影響
表− 8 に、混和剤種類を比較した場合の実験結果を示

各調合のフレッシュコンクリート試験の結果は、おおす。混和剤種類の違いにより使用量の差異が確認された

むね目標値を満足した。

が、いずれも所要の品質のコンクリートを得ることがで

図− 15 に、PP 繊維混入前後のスランプフローの一きた。練上がり時の性状では、スランプフローに大きな例を示す。PP 繊維混入量に関しては、0.10vol% までは差はみられないが、粘性に若干の差が認められた。圧縮

W/B が 20%、14% のいずれもスランプフローの低下量

強度の発現は、初期材齢においては差があったものの７は少なかったが、0.20vol% まで混入すると非常に大き日以降での差は少ない。材齢 28 日における圧縮強度のくなった。図− 16 に、PP 繊維混入前後の 50cm フロー

５種類平均は 158N/mm2、標準偏差は 3.2N/mm2、変動係数は 2.0％であった。

図− 8

骨材の違いによる混和剤の使用量

図− 10

図− 9

W/B と混和剤の使用量

図 − 12W/B と 50cm フ
ロー時間

図− 13

B/W と標準養生供 図− 14 材齢と標準養生供
試体の圧縮強度
試体の圧縮強度

骨材の違いによる
50cm フロー時間

骨材種類と標準養生供試体の圧縮強度

表− 8

図− 11

実験結果（混和剤種類の比較）

図− 15

5

PP 繊維混入前後のスランプフロー

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性能に関する研究

時間の一例を示す。いずれも繊維混入後のフロー時間はW/B13％までは実機バッチャープラントでの製造が十長くなった。これは、室内試験と同様に、スランプフロー

分可能と考えられる。

値が小さくなったことにもよるが、繊維が絡んでいるた

図− 22 に、□ 1000 試験体と□ 400 試験体のコア強めフローが遅くなっている影響が大きく、粘性が著しく度の関係（材齢 91 日）を示す ｡ 本実験では、断面寸法高くなったようにはみうけられなかった。

にかかわらずコア強度は同程度であった。なお、□ 400
試験体の中心部の最高温度は□ 1000 試験体の表層部の図− 17 に、PP 繊維の混入率測定結果の一例を示す。

温度に近かった。

PP 繊維の混入率は、トラックアジテータ車からコンクリートを採取し、水洗いならびにふるいにより採取し図− 23 に、91 日コア強度と強度補正値（以下、S 値

た後、乾燥させて繊維量を測定し算出した。W/B20、と略記）の関係を示す。今回の実験結果では、全体の傾14% とも、コンクリート排出開始時、中間時、排出終向として、コア強度が増大するほど S 値が小さくなる傾了時のいずれにおいても大差なく均一で、ほぼ計画値に向があり、季節の違いがみられなかった。また、S 値 (28S91)

等しかった。

は最大で 5N/mm2 を超えるものはなかった。

図− 18 に W/B と混和剤の使用量の関係を、図− 19に W/B と練混ぜ時間の関係を示す。混和剤の使用量な2.4製造技術に関する実験のまとめ

らびに練混ぜ時間は W/B が小さくなると増大し、特にPP 繊維を混入した超高強度コンクリートの製造技術

混和剤の使用量はコンクリート温度の高い夏期においてに関する室内実験および実機実験をまとめると、以下の顕著だった。また、練混ぜ時間は、温度の低い冬期ほど通りである。

長く、特にモルタルの練混ぜ時間が増大した。

１）PP 繊維を混入したフレッシュコンクリートの性状
は、W/B が低く、PP 繊維混入率が大きくなるほど、
スランプフローは低下する傾向にあったが、施工性(2) 構造体コンクリート強度が著しく低下するものではなかった。

図− 20 に、PP 繊維混入前後の□ 400 試験体のコア

２）標準養生供試体強度および模擬柱試験体コア強度で強度の一例を示す。繊維混入による強度低下は、材齢

は、PP 繊維の混入による強度低下はほとんど認め

28 日および 91 日ともに認められなかった。

られなかった。

図 − 21 に 、標 準 養 生 供 試 体 の B/W と 圧 縮 強 度 の３）PP 繊維はトラックアジテータ車の撹拌により、ド関係を示す。材齢 28 日強度ならびに 91 日強度とも、

ラム内でほぼ均一に分散した。

B/W が高くなるほど、標準養生供試体の圧縮強度は増大する傾向があり、冬期の 91 日強度は他の季節に比べて強度増進が大きかった。この強度結果からも、

図− 20
図− 16

PP 繊維混入前後の 50cm フロー時間

図− 17

図− 18

PP 繊維混入前後の□ 400 試験体のコア強度

図− 21

PP 繊維の混入率

W/B と混和剤使
用量の関係

図− 19

W/B と練混ぜ時
間の関係

標準養生供試体の 図 − 22 □ 1000 と □ 400
B/W と圧縮強度の試験体のコア強度
関係
の関係

図− 23

6

91 日コア供試体強度と S 値 (28S91) の関係

戸田建設

表− 9

４）超高強度コンクリートにおける混和剤の使用量およ

技術研究報告第32号

実験条件（実験３：実大規模載荷加熱実験）

び練り混ぜ時間は、W/B が小さくなるほど増大し、練り混ぜ時間は温度の低い冬期ほど長くなった。
５） 標準養生供試体の圧縮強度は、W/B13% まで結合
材水比が高くなるほど、増大する傾向がある。
６）模擬柱試験体のコア強度は、試験体断面寸法にかかわらず、同程度であった。
７）S 値は、コア強度が増大するほど、小さくなる傾向がある。

３．超高強度 RC 柱の耐火対策技術
3.1 実験概要(1) 実験条件
表− 9 〜 12 に、各実験の実験条件をそれぞれ示す。
試験体は、RC 柱を模擬した実験３、５、６で、それぞれ４、15、２体であり、供試体は実験４で 42 体とした。実験
要因は、コンクリート強度、爆裂対策および軸力比（軸表− 10力比は実験３、５のみ）とした。コンクリートは Fc=80

実験条件（実験４：供試体加熱実験）〜 150N/mm2 を対象とした。
実験 3 では爆裂対策として、耐火塗料、耐火シート、
せっこうボード、繊維混入けい酸カルシウム板（以下、ケイカル板と略記）、セルローズ繊維混入モルタル（以下、セルローズと略記）、セラミック系硬質耐火被覆（以下、セラミックと略記）、モルタルに対して 2 種類ずつの仕様（主に厚さ）を用い、加熱時の爆裂防止および部材温度の上昇を抑制する効果の確認を行った。
実験 4 では、PP 繊維の長さを 10、20mm の 2 水準、混入率を 0.00、0.10、0.20 および 0.30vol% の 4 水準とし、直径 150mm ×長さ 300mm の供試体の加熱実験により、PP 繊維の爆裂抑制効果の確認を行った。
実験 5 では、無対策試験体の軸力保持性能の確認と、爆裂対策としてケイカル板やセラミックの被覆工法、PP 繊維混入工法、鋼板巻き工法の軸力保持性能の確認
表− 11

を行った。

実験条件（実験５：縮小柱載荷加熱実験）

実験 6 では、爆裂対策として PP 繊維を混入した実大試験体を作製し、縮小試験体との爆裂性状の比較検討を行った。

(2) 試験体
図− 24 に、各実験の試験体断面および熱電対配置位置を示す。試験体断面は、実験 3 が 700 × 700mm、
実験 5 が 400 × 400mm、実験 6 が 1000 × 1000mmとした。
実験３では試験体を上下かつ対角方向に４分割し、１つの試験体に対して図− 25 に示す方法で 4 種類の爆裂対策を施した。試験体の全長は 4300mm とし、上下それぞれの加熱区間は 1300mm とした。実験 5 では、加熱区間を 2000mm とし、主筋および帯筋は実状の建築物にあわせて配筋した。実験 6 では、試験体の全長を1500mm とし、加熱区間は 1100mm とした。

表− 12

表− 13 に使用材料を、表− 14、15 に各実験の調合を示す。載荷軸力を設定するための試験体強度は、耐火試験体と同断面の模擬試験体を耐火試験体と同時に作製し、その模擬試験体からコア抜きした供試体の圧縮強度7

実験条件（実験６：実大加熱実験）

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性能に関する研究

図− 24

試験体断面および熱電対配置位置
表− 14

図− 25

コンクリートの調合（実験３、５、６）

爆裂対策の施工位置（実験３）表− 13

使用材料（耐火試験）

表− 15

コンクリートの調合（実験４）の平均値とした。

(3) 実験方法
加熱は、ISO 834 の標準加熱温度曲線にしたがい、実験 3 は 3 時間 、実験 4 は 90 分 、実験 5 と 6 は 4 時間
（C13CA25、C13CE20 は 3 時間）とし、その後は、自然冷却による温度曲線で実験を継続した。実験 3、5 は、試験体の支持条件を柱脚固定･柱頭ピンとし、軸力は加熱開始 15 分前に載荷し、実験終了まで保持した。実験の終了は、軸力を保持できなくなる時点、あるいは加熱終了から加熱時間の 3 倍を経過した時点とした。

3.2 実大規模載荷加熱実験の結果（実験 3）(1) 実験経過および爆裂状況が 30 分弱、セルローズ（15mm）、セラミック（10mm）が 60 分頃、せっこうボードと耐火シートが 120 分過ぎ

写真− 1 に、加熱終了後の試験体の状況を示す。無対に被覆材が脱落し、爆裂が生じた。爆裂は柱幅中央が激策の試験体は、加熱開始より 10 分経過した頃から爆裂

しく、帯筋が露出した。後者は、ケイカル板、セルローが始まり、同 40 分頃まで継続した。加熱終了後の試験ズ（20mm）、セラミック（20mm）、モルタルが該当する。

体状況は、全体的に帯筋が一部露出する程度の爆裂で、モルタルは加熱後、柱幅中央部において熱劣化と思われ

特に柱幅中央での爆裂が顕著であった。爆裂対策を施しるコンクリートの剥落がみられた。

た試験体は、被覆材が加熱の影響により剥落あるいは脱落して柱に爆裂が生じたものと被覆材が脱落せず柱に爆(2) 試験体の内部温度履歴

裂が生じなかったものに分類できる。前者は、耐火塗料

図− 26 に、各試験体の代表的な位置における内部温

8

戸田建設

度履歴を示す。爆裂を生じた試験体は、爆裂とともに部

技術研究報告第32号

3.3 供試体加熱実験の結果（実験４）(1) 加熱後の状況

材温度が急激に上昇し、爆裂開始から 30 分以内に鉄筋の温度が 350℃を超えた。一方、爆裂が生じなかった試

写 真 − 2 に 、加 熱 終 了 後 の 供 試 体 状 況 の 一 例 を 示

験体は、鉄筋の温度が 350℃を超えなかった。したがっす。W/B14% では、混入率 0.1vol% の場合、繊維長さて、被覆材が脱落しなければ、部材温度を抑制できるこ

20mm の方が 10mm よりも爆裂抑制効果の高いことがとがわかる。また、早期に爆裂を生じた無対策と耐火塗確認できた。一方、W/B23% では、PP 繊維を 0.1vol%料を除き、表面から 120mm 以上の部分はほぼ 200℃

混入することにより爆裂を防止することができた。

以下であり、試験体内部はほとんど熱影響を受けていな
いと考えられる。

(2) 爆裂面積および深さ測定結果
表− 16 に、爆裂面積率と最大爆裂深さの測定結果を示す。ここで、爆裂が供試体断面の全体に達する場合は、（全）と表示した。なお、爆裂面積率は加熱前後の供試

無体策（東面）無体策（西面）耐火塗料３mm

耐火塗料１mm

耐火シート３mm

耐火シート 1.5mm

せっこうボード 2 枚

せっこうボード 1 枚

ケイカル板 LGS

ケイカル板直張セルローズ 20mm

セルローズ 15mm

セラミック 20mm

セラミック 10mm

モルタル 25mm

モルタル 20mm

写真− 1

加熱終了後の試験体状況（実験３）

図− 26

各試験体の内部温度履歴（実験３）9超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性能に関する研究

体の表面積の比率によって求めた。図− 27 に W/B14%

場合は混入率 0.2vol% 以下において差がみられた。また、の供試体における繊維混入率と爆裂面積率の関係を、図最大爆裂深さは、混入率 0.1vol% において大差となった− 28 に W/B14% の供試体における繊維混入率と最大

ものの、0.2vol% 以上ではほとんど差が認められなかっ

爆裂深さの関係を示す。繊維無混入および繊維の長さた。

10mm ･混入率 0.1vol% の場合、崩壊または大破した
ため、直接的には比較できないが、繊維混入率が高く

3.4 縮小柱載荷加熱実験の結果（実験５）(1) 実験経過なるほど、また繊維長さが長くなるほど、爆裂面積率
および最大爆裂深さは小さくなる傾向がみられ、混入率

写真− 3 に加熱終了後の試験体の状況を、表− 17 に

0.3vol% では爆裂面積率がほぼ 0% になった。同じ混入実験結果を示す。

率において繊維長さの影響を比較すると、爆裂面積率の爆裂を生じた試験体は 8 体で、C08N44 を除いては、いずれも加熱開始 10 分前後から爆裂が始まった。爆裂は、加熱開始 30 分前後まで継続し、その後の爆裂はみられなかった。それ以外の試験体は、加熱開始から終了
まで爆裂は生じず、熱膨張により主筋に沿ったひび割れがみられる程度であった。
なお、爆裂対策として PP 繊維を混入した試験体では、爆裂が生じた試験体中、PP 繊維を 0.05vol% 混入した
C15P05 は加熱中に帯筋が露出したが、PP 繊維を 0.10
vol% 以 上 混 入 し た C15P10、C17P10、C17P30 は、
加熱中に帯筋が露出しなかった。これより、PP 繊維を0.10vol% 以上混入すると、爆裂を抑制することができると考えられる。

写真− 2

加熱終了後の供試体状況（実験４）表− 16

図 − 27

爆裂面積率と最大爆裂深さ

PP 繊 維 混 入 率 と 図− 28
爆裂面積率の関係

PP 繊維混入率と最大爆裂深さの関係

C08N30

C08N44

C11N30

C11N35

C13N27

C13CA25

C13CE20

C15P00

C15P05

C15P10

C15P20

C17S00

C17P10

C17P20

C17P30

写真−３

10

加熱終了後の試験体状況（実験５）戸田建設

技術研究報告第32号

力のみを継続載荷した状態で軸力を保持できなくなっ(2) 耐火性能
コンクリートの実強度が 120N/mm2 を超え、爆裂対た時点を示している。いずれの試験体とも加熱開始とと策を施していない C13N27 および C15P00 試験体は、もに熱膨張し、被覆材を施した C13CA25、C13CE20

加熱中（３時間前後）に軸力を保持できなくなった。そを除いては、60 〜 120 分頃に伸び変形から反転して収れ以外の試験体は、4 時間の加熱中、軸力を保持して縮変形となった。実験終了後の試験体の最終軸変形は、

い た が、 爆 裂 を 生 じ た C15P05、C15P10、C17P10、15.7mm 〜 29.8mm であった。一方、加熱終了後 12

お よ び 軸 力 比 が 0. 3を 超 え る C08N44、C11N35、時間経過時まで軸力を保持した試験体の、軸変形の最大

C17P30 は、冷却中に軸力を保持できなくなった。以

値は 29.8mm であり、軸力保持性能は軸変形のみでは上より、超高強度コンクリートを用いた RC 柱の耐火決まらないと考えられる。

性能に関しては、Fc=100 N/mm2 以下では、爆裂対策

被覆材を施した C13CA25、C13CE20 は、加熱終了

を施さなくてもおおむね 3 時間の耐火性能を保有し、（３時間）まで伸び変形を示し、冷却とともに収縮を始

Fc=120N/mm2 級では PP 繊維を 0.05vol% 以上混入すめた。これは、被覆材により部材の温度上昇が著しく抑2ることで、Fc=150N/mm 級では鋼板巻きとすることえられたためと考えられる。また、鋼板巻き（C17S00）

または PP 繊維を 0.10vol% 以上混入することで 4 時間

は、他の試験体と比較して軸変形の推移が緩慢であった。

以上の耐火性能を有すると考えられる。

これは、鋼板により、コンクリートへの入熱が抑制されたためと考えられる。

(3) 軸変形図− 29 に、各試験体の軸変形の推移を示す。図中の3.5 実大加熱実験の結果（実験６）(1) 実験経過

×印は、加熱中あるいは 4 時間の加熱を終了した後、軸

写真− 4 に、加熱終了後の試験体状況を示す。RC12P10
表− 17は、加熱開始 6 分頃から爆裂を生じ、25 分頃まで爆裂実験結果（実験５）が継続した。コンクリートの爆裂は、柱幅中央部付近に発生し、隅角部には生じなかった。なお爆裂の程度は帯筋が露出するほどではなかった。また、RC15P20 では
加熱開始から加熱終了まで爆裂は確認されなかった。

(2) 爆裂深さ
図− 30 に、爆裂深さの測定結果（断面欠損の高さ方向の分布と中央平断面図）を示す。RC12P10 における

写真− 4

図− 29

各試験体の軸変形の推移（実験５）

図− 30

11

加熱終了後の試験体状況（実験６）

爆裂深さの測定結果（実験６）超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート柱の耐火性能に関する研究

爆裂深さの平均の最大値は 24.4mm で、実験時の目視ていることから、爆裂する柱の耐火性能を適切に評価で観察と同様に帯筋まで達していなかった。また、爆裂にきると考えられる。

よる断面欠損率は５% 程度であった。

3.6

耐火対策技術に関する実験のまとめ

各種耐火対策を施した超高強度 RC 柱の耐火性能確認(3) 爆裂性状の比較

実験結果をまとめると、以下のようになる。

表− 18 に、実験 4 〜 6 において同様のコンクリート

１）コンクリートの Fc が 100N/mm2 以下の場合、無を用いた試験体の爆裂性状の比較を示す。
Fc=120N/mm2 のコンクリートを対象とした実験に対策でも 3 時間耐火（軸力保持性能）を確保できる。

おいて、PP 繊維混入率が 0.00vol% と 0.20vol% の場合

２）爆裂対策として被覆材を用いる場合、被覆材の脱落

は供試体加熱実験（実験４）と縮小柱載荷加熱実験（実を抑えることができれば、爆裂防止および部材温度上昇の抑制に対して非常に有効である。

験５）の爆裂性状がほぼ一致した。しかし、PP 繊維混
入率が 0.10vol% の場合は供試体加熱実験（実験４）で

３） コンクリートの Fc が 100N/mm2 を超える場合、は爆裂せず、縮小柱載荷加熱実験（実験５）と実大加熱

Fc120N/mm2 では 0.05vol% 以上、Fc150N/mm2

実験（実験６）では爆裂し、爆裂性状が異なった。

では 0.10vol% 以上の PP 繊維を混入することによ

Fc=150N/mm2 のコンクリートを対象とした実験にり、4 時間以上の軸力保持性能を確保できる。

おいて、PP 繊維混入率が 0.10vol% と 0.30vol% の場合

４）コンクリートの Fc が 150N/mm2 以下の場合、PPは供試体加熱実験（実験４）と縮小柱載荷加熱実験（実繊維を 0.10vol% 以上混入すると、爆裂が生じた場

験５）の爆裂性状がほぼ一致した。しかし、PP 繊維混合でも加熱中に帯筋が露出することはなく、爆裂を

入率が 0.20vol% の場合は供試体加熱実験（実験４）で抑制することができる。また、0.20vol% 以上混入はわずかに爆裂し、縮小柱載荷加熱実験（実験５）と実すると、爆裂を防止することができる。

大加熱実験（実験６）では爆裂せず、爆裂性状が若干異

５）縮小試験体は、実大加熱試験体とほぼ爆裂性状が一なった。

致しており、縮小試験体を用いた耐火実験で鉄筋コ

以上の結果から、供試体を用いた加熱実験では爆裂発

ンクリート柱の耐火性能をおおむね評価することが生を精度良く判定できないものの、大まかに判定できるできる。

ものと考えられる。また、縮小試験体を用いた載荷加熱

本実験の結果より、超高強度 RC 柱の耐火対策を、Fc

実験は実大試験体を用いた加熱実験と爆裂性状が一致しと要求される耐火性能に応じて、表− 19 に示す通りに

表− 18

爆裂性状の比較

12

戸田建設

表− 19

技術研究報告第32号

強度コンクリート部材の爆裂性状の改善に関する実験的研
究、日本建築学会構造系論文集、No.544、pp.171-178、2001.6
６）原田有：高熱を受けたコンクリートの強度と弾性の変化、
日本建築学会論文報告集、No.56、pp.1-7、1957.6
７）安部武雄、古村福次郎、戸祭邦之、黒羽健嗣、小久保勲：
高温時における高強度コンクリートの力学的特性に関する基礎的研究、日本建築学会構造系論文報告集、No.515、pp.163-168、1999.1
８）西田浩和、横須賀誠一、松戸正士、片寄哲務：超高強度コ
ンクリートの構造体強度と高温加熱後の力学的性質、コン
ク リ ー ト 工 学 年 次 論 文 集、Vol.26、No.1、pp.393-398、
2004.7９）宮本圭一、安部武雄：超高強度コンクリートの高温加熱後の力学的性質、日本建築学会大会学術講演梗概集（近畿）、A-2、pp.53-54、2005.9
10）西田浩和、梶田秀幸、梅本宗宏、佐藤孝一、濱田真、野中英、
大内一之、菊田繁美、西山直洋、高橋孝二、小林利充、山田人司、増田隆行、松戸正士、片寄哲務、中込昭、吉野茂：
Fc=150N/mm2 級超高強度コンクリートの製造技術に関する実験的研究（その 1 〜 3）、日本建築学会大会学術講演梗
概集（近畿）、A-1、pp.327-332、2005.9
11）松戸正士、吉野茂、若松高志、近藤悟、佐々木仁、菊田繁美、
高橋孝二、井上超、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１、２）、日本建築学会大会学術講演梗概集（北陸）、A-2、pp.21-24、2002.8
12）梶田秀幸、野中英、近藤悟、小林利充、井上超、西田浩和、
平島岳夫、吉田正友、上杉英樹：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３）、日本
建築学会大会学術講演梗概集（東海）、A-2、pp.241-242、2003.913）梶田秀幸、西田浩和、増田隆行、松戸正士、澤田由美子、
濱田真、野中英、杉野英治、浦川和也、菊田繁美、梅本宗宏、
高橋孝二、小林利充、井上超、吉野茂、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４〜８）、日本建築学会大会学術講演梗概集（北海道）、A-2、pp.91-100、2004.8
14）松戸正士、濱田真、増田隆行、吉野茂、菊田繁美、高橋
孝二、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.75-81、2005.9
15）日本コンクリート工学協会：品質評価試験方法研究委員会
報告書、1998.12

超高強度 RC 柱の耐火対策

分類することができる。

４．まとめ
超高強度材料を用いた RC 柱の耐火対策技術に関する一連の研究の結果、Fc=100 〜 150N/mm2 級の超高強度コンクリートを用いた RC 柱において 3 時間以上の耐火性能（軸力保持性能）を有する工法ならびに火災後の補修を軽減することができる耐火工法を開発することが
できた。

【謝辞】
本研究において、千葉大学 齋藤光名誉教授、千葉大学大学院自然科学研究科 上杉英樹教授、財団法人日本
建築総合試験所 吉田正友博士、千葉大学工学部デザイン工学科建築系 平島岳夫博士には貴重なご意見をいた
だきました。ここに付記して深謝の意を表します。
なお、本研究は、戸田建設と、熊谷組、佐藤工業、西松建設、ハザマ、フジタ、前田建設工業の共同研究成果の一部を取りまとめたものです。本実験にご協力いただ
いた関連各社ならびに多大なご協力をいただいた関係各位の皆様に謝意を表します。
【参考文献】
１）黒岩秀介、河合邦彦、小田切智明、嵐山正樹：Fc130N/mm2の高強度コンクリートを用いた超高層集合住宅の施工、コ
ンクリート工学、Vol.42、No.10、pp.44-49、2004.10
２）谷 田 貝 健 、西 垣 太 郎 、黒 羽 健 嗣 、水 野 敬 三 、黒 岩 秀介、道越真太郎、齋藤光、上杉英樹、中村賢一：高強度（Fc=1000kgf/cm2）RC 柱の耐火性能に関する研究（その２：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.75-76、1995.8
３）茂木武、遊佐秀逸、臼井信行、近藤英之、阿部道彦、鹿毛忠継、
福山洋：鉄筋コンクリート柱の耐火実験、日本建築学会大会学術講演梗概集（東北）、A-2、pp.85-86、2000.9
４）辻大二郎、三井健郎、米澤敏男、藤中英生、古平章夫：合成繊維を混入した Fc150N/mm2 超高強度コンクリート
RC 柱の耐火性能、日本建築学会大会学術講演梗概集（東海）、A-1、pp.999-1000、2003.9
５）森田武、西田朗、橋田浩、山崎康行：火災時における高13