3083

日本建築学会大会学術講演梗概集（関東） 2011 年 8 月

選抜梗概

大型寺社建築のための大断面広葉樹製材による準耐火構造の柱・はりの開発(その 1)広葉樹の燃焼性状及び高温時の機械的特性の把握と柱の載荷加熱実験
正会員 ○保川みずほ*1
〃
安井昇*3
〃
亀山直央*4
広葉樹 ケヤキ 非損傷性〃門岡直也*6準耐火構造 柱 炭化速度〃
腰原幹雄*8〃
小野徹郎*10

1.はじめに
広葉樹材は古くは奈良時代から建築部材として利用されてきており、特にケヤキは西本願寺を始めとする寺社建築において最も重要な木材の 1 つとされてきた※1。今後も寺社建築や文化財保存修理の用材等として、広葉樹材の積極的活用が望まれると考えられる。寺社建築は木の躯体が現しであるが、現行の建築基準法において木の躯体を現しとした大規模木造建築物注 1 を建てるには、柱・はりに対して燃えしろ設計注 2 を行う必要がある。
しかし広葉樹材は、スギ等の針葉樹材や集成材に比べ防耐火性能に関するデータが極端に少なく、JAS 化もされていないため、現行法令運用上、燃えしろ設計を適用できなくなっている。一方、建築基準法施行令第 129 条の2 の 3 は、燃えしろ設計を行わなくても主要構造部の 1
時間準耐火構造の認定を受ければ木の躯体を現しとした大規模木造建築物が可能になると解釈できる。
そこで本研究では広葉樹材による大型寺社建築を建築可能とするために、①広葉樹材の防耐火に関する基本性能の把握②広葉樹の柱・はり部材の非損傷性予測手法注 3の提案と 1 時間準耐火構造の要求性能を満足する広葉樹の柱・はりの仕様の把握③建物実態荷重に対する柱・はり部材及び接合部の非損傷性の検討を行った。
本報（その１）では、上記①及び②の柱について、また、次報（その２）では、②のはり及び③について報告する。

第2回
加熱67

断面寸法

ケヤキ φ354mm
ヒノキ φ360mm
スギ φ360mm
ケヤキ φ356mm
ヒノキ φ357mm
φ358mmケヤキ(擬似割れ入)
φ360mm
ヒノキ(擬似割れ入)

8 ケヤキ 245mm角
9 ケヤキ 150mm角
10 クリ 150mm角
11 ヒノキ 150mm角
12 スギ 150mm角

芯

周芯、周 打撃
平均 (tf/cm2 )

13.8
14.4
18.2
29.8
19.9

13.7
14.3
18.3
25.3
19.8

13.7
14.4
18.3
27.5
19.8

13.2

12.9

15.1
12.6
13.3
37.9
14.1
15.5

曲げ

写真 1-1
絶乾
密度3(tf/cm2)(g/cm )

78
6463
66
82

5077
55
111
87

0.59
0.36
0.30
0.63
0.40

13.1

97

55

0.65

14.7

14.9

64

77

0.37

12.7

12.6

111
11878
93
88

12011080
93950.640.600.440.350.35

広葉樹材を使用した寺院(東京都多摩市 大乗寺)

906030354～360
図 1-1 試験体 No.1～5

水平炉内の様子

割れ幅3深さ50

割れ幅2深さ50905090502530 深さ50 90

割れ幅1深さ50154575

写真 2-1

割れ幅2深さ30

割れ幅1割れ幅3深さ30358～360
図 1-2 試験体 No.6、724515〃〃15耐火炉(凡例)：熱電対位置

図 1-4 試験体 No.9～12
Development of Post and Beam of Quasi-Fire proof Construction for Large Scale
Temples and Shrines
Part1 Analysis and Parametric Study of Burning Behavior and Mechanical Properties
at High Temperature and Loaded Fire Resistance Test on Posts of hardwoods― 165 ―

15〃〃〃〃15

図 1-3 試験体 No.8

1〃515〃

第3回加熱

12345樹種

ヤング係数1〃5〃15 〃〃

第1回加熱

試験当日含水率(%)

1000

試験体No

試験体一覧

長谷見雄二*2
鈴木あさ美*1
豊田康二*5上川大輔*7
遊佐秀逸*92.小型試験体を用いた加熱実験
樹種を問わず、木材の耐力部材としての準耐火性能を予測するには、火災加熱時の炭化速度、断面温度形成と力学的性状を把握する必要がある。そこでケヤキ
製材の小型試験体を用いた加熱実験を行い、炭化速度及び加熱時の部材内部温度分布を測定した。また火災加熱時の部材性状の把握が、従来スギの小断面製材に集中していることを考慮し、ヒノキ、スギの大断面製材についても同様の実験を行い、材種の比較を行った。
2-1.実験概要
樹種、含水率、断面形状及び表面割れの有無をパラメータとし、高さ 1m の試験体を計 12 体製作した(表 1)。
割れは、製材特有の乾燥割れを想定し、試験体に疑似的な割れ(1、2、3mm)を入れた。また、試験体仕様による内部温度分布への影響を把握するため、各試験体の上部から 265mm、端部から一定間隔の位置に K 熱電対(線径0.65mm)を差し込んだ(図 1-1～1-4)。試験は水平炉に試験体を 4 体設置し、非載荷で ISO834 標準加熱曲線に沿った加熱を 60 分間行った(図 1-5、写真 2-1)。加熱後は 4試験体同時に脱炉・消火を行い、全試験体とも試験開始
後 63 分程度で消火した。

150

表1

正会員
〃〃
〃
〃

図 1-5

試験体

水平炉イメージ図YASUKAWA Mizuho, HASEMI Yuji
YASUI Noboru, SUZUKI Asami
KAMEYAMA Naohisa, TOYODA KojiKADOOKA Naoya, KAMIKAWA Daisuke
KOSHIHARA Mikio, YUSA Shuitsu
ONO Tetsuro5割 4れC58 F52割れ

割れ
D割

59 れ E45(2)内部温度分布 ケヤキの内部温度分布は針葉樹材の非2-2.実験結果及び考察
損傷性予測手法で想定する内部温度以下であったため(図2-2-1 炭化性状について2-5)、安全側の設計となるように、内部温度分布には、針試験後の残存断面より算出した炭化速度(炭化深さ
葉樹材における非損傷性予測手法と同じ値を用いる。
(mm)/60(分))を表 2、ケヤキの試験体(試験体 No.1、6、8、9)の炭化図を図 2-1～図 2-4 に示す。試験体 No.1～5は最大炭化部及び最小炭化部について、試験体 No.6、7 は割れを入れた部分について、試験体 No.8～12 は角部分と辺部分それぞれの最大炭化部及び最小炭化部について炭化速度を算出した。以下に各要素が炭化性状に与える影響についての検証結果を示す。
写真 2-3
写真 2-2 試験体脱炉の様子
試験体 No.4 加熱前、加熱後の様子(1)樹種
最大炭化部分
※背割部分は除く
最小炭化部分ケヤキ、ヒノキ、スギの最大炭化速度を比較すると、大41 無40
れ
割断面丸柱(試験体 No.1～3)は 0.7～0.8mm/分となり、150mm
4453
角柱(試験体 No.9、11、12)の辺部分は 0.6mm/分となった。
割れA割れB
No.1
04 無No.6
これより、この 3 樹種の炭化性状は同程度だと考えられる。
割れ(2)割れ354358
図 2-1 試験体 No.1 炭化図(ケヤキ) 図 2-2 試験体 No.6 炭化図(ケヤキ)
乾燥収縮により、試験当日の割れ幅は試験体作成時角1より大きくなっていた(表 2)。試験体 No.6、No.7 の疑角1似割れ(幅 1.5～4.5mm、深さ 50mm 及び 30mm )による43413233
辺1辺2No.8No.9
炭化速度の違いを比較すると、割れ幅が大きいほど、辺1辺2 (凡例)：炭化深さ
角2炭化速度が大きくなる傾向となったが、割れ深さの影
角2150245
図 2-3 試験体 No.8 炭化図(ケヤキ) 図 2-4 試験体 No.9 炭化図(ケヤキ)
響はほとんどなかった。
200
疑似割れ無し丸柱と疑似割れ有り丸柱の炭化図を比較
既往研究の針葉樹材の非損傷
180
性予測における内部温度仮定
ケヤキ
すると、割れを入れた試験体であっても、割れ部分以外炭化層～10mm：300℃
160
10～20mm：200℃
ヒノキ
140
20～30mm：80℃の炭化深さは割れの無い試験体と同様 40mm 程度である
30mm～：50℃以下
スギ
120
ことがわかる。大断面部材の場合、割れが部材全体の炭100化性状に与える影響は少ないと考えられる(図 2-1、2-2)。
80
割れにより部材全体の炭化性状に大きな影響が出るとき
6040の、部材断面寸法と割れの大きさの関係については今後20検討が必要であろう。
02-2-2 加熱時の部材内部温度分布について(図 2-5)炭化層からの020406080距離（mm）
試験体の加熱時の内部温度分布を把握するため、丸柱
図 2-5 1 時間加熱後の部材内部温度分布
表 2 炭化速度一覧（試験体 No.1～7）の残存断面内の熱電対について、炭炭化深さ(mm)炭化速度（mm/分）
試＊a1＊a2＊a2
割れ幅及び深さ、試験当日
験化層からの距離と 1 時間加熱後の部材内部の温度の関係
樹種 断面寸法
最小最大
最小
最大角または辺含水率(%)
体炭化部 炭化部 炭化部 炭化部
No(以下、内部温度分布とする)を図 2-5 に示す。
1 ケヤキ φ354mm
13.7
40.1
45.8
0.70.8
2 ヒノキ φ360mm
14.431.646.50.50.8
ケヤキとヒノキの内部温度分布はほぼ等しいが、スギ
3 スギ
φ360mm18.329.1
44.50.50.7
4 ケヤキ φ356mm
は炭化層からの距離によっては、他 2 樹種に比べ 10℃
27.533.1
39.00.60.7
5 ヒノキ φ357mm
19.831.8
42.4
0.50.7程度高温となる部分もあった。図 2-5 中、破線は既往研
割れＡ 幅2.5、深さ5044.10.7
割れＢ 幅2.5、深さ3052.70.9
究の針葉樹材の非損傷性予測手法注 3 で用いる内部温度
割れＣ 幅4.0、深さ5053.60.9
6 ケヤキ φ358mm
13.1
割れＤ 幅4.0、深さ3051.70.9分布である。本実験で得た内部温度分布は、破線の下部
割れＥ 幅4.5、深さ5058.51.0割れＦ 幅4.0、深さ3057.91.0
もしくは周辺に位置していることがわかる。
割れG 幅1.5、深さ5047.30.8
2-3-3 ケヤキの非損傷性予測手法に向けて割れH 幅2.0、深さ3047.30.8
割れI
幅4.0、深さ5052.70.9
7 ヒノキ φ360mm
14.9
実験結果をふまえ、広葉樹材(ケヤキ)の非損傷性予測
割れJ 幅3.0、深さ3047.30.8
割れK 幅4.5、深さ5053.00.9
手法に用いる炭化速度及び内部温度分布を次のように設
割れL 幅4.0、深さ3051.90.9
角67.268.9
1.11.1定する。
8 ケヤキ 245mm角12.6
辺35.3
46.1
0.60.8角61.265.3
1.01.1(1)炭化速度
9 ケヤキ 150mm角13.3
辺32.437.70.50.6
ケヤキは疑似割れ部分や角部分を除けば、含水率や形
角53.557.60.91.0
10 クリ 150mm角37.9
辺26.835.2
0.40.6状に違いがあっても、炭化速度が 0.8mm/分を超えること
角67.3
73.1
1.11.2
11 ヒノキ 150mm角
14.1
辺36.3
38.8
0.60.6はなかったため(表 2)、炭化速度には 0.8mm/分を用いる。
角65.3
69.2
1.11.2686265

部材内部温度(℃)

6912

スギ

150mm角15.5

辺33.6

38.60.6＊a1 割れ幅及び深さは試験当日に測定した数値を示す。
＊a2 最大炭化部は、大きな乾燥割れ部を除いた部分においての最大炭化部を示す。

― 166 ―

0.6

3.ケヤキの高温時ヤング係数測定試験
長し、180℃以降の残存率を予測したものである。温度木材の内部温度が上昇するとヤング係数が低下し、帯が上がるほど、直線の勾配が大きいことから、温度建築部材の防耐火性能に影響を及ぼすことが知られてが上昇するほど、ヤング係数の低下が急速に進むと考いる。高温時のヤング係数残存率は針葉樹材についてえられる。
は把握されているが ※2、広葉樹材については把握され3-3-3 非損傷性予測手法に向けて
本実験結果は、針葉樹材の非損傷性予測手法の設定よていない。そこで広葉樹材の高温時のヤング係数残存りも高温時のヤング係数低下が緩やかであった(図 3-3)。
率を把握するため、ケヤキの高温時のヤング係数を測針葉樹材の非損傷性予測手法で想定する残存率を用いれ定した。
ば、ケヤキの非損傷性を安全側に評価できると考えられ
3-1.実験概要る。これをふまえ、広葉樹材(ケヤキ)の非損傷性予測の(1)試験体概要 同一のケヤキ（含水率が平衡状態にあ際には、ヤング係数残存率は針葉樹材と同じ値を用いる。
る築 80 年の建物の解体材）から寸法 20mm×20mm×4.ケヤキの実大柱載荷加熱実験
320mm、2 方征、無欠点の木片を切り出した (図 3-1)。
加熱時の含水率低下による影響を排除するため、乾燥広葉樹製材による 1 時間準耐火構造の柱の開発に向器を用い含水率を 2％程度まで下げてから試験を行った。 け、含水率やヤング係数が載荷時の柱に与える影響を(2)実験方法 温度調整炉付きの圧縮試験機（写真 3把握する必要がある。そこでケヤキ製材を用いた実大1 ） で 、 JIS Z2101 木 材 の 曲 げ 試 験 方 法 に 準 拠 す る
柱の載荷加熱実験を行った。また小型試験体を用いた280mm スパンの 3 点曲げ方法で試験体を加力し、ヤン加熱実験及び高温時ヤング係数測定試験の結果を基にグ係数を測定した。まず常温で、試験体の強度が低下広葉樹材の非損傷性予測手法を提示し、本実験の結果しない範囲で加力を行う曲げ試験を全試験体についてとの比較により、その妥当性の検証を行った。なお、比行い、常温時ヤング係数を測定した。常温時ヤング係較のためスギ集成材（同一等級構成構造用集成材 E65数は 70～134tf/cm2 であり、平均値は 102tf/cm2 でケヤF255）を用いた実験も行った。
2※3キのヤング係数の慣用値 105tf/cm に近い値となった。 4-1.実験概要
その後、高温で試験体が破断に至るまで加力する曲載荷荷重及びヤング係数をパラメータとし、ケヤキ製げ試験で高温時ヤング係数を測定した。温度設定は材を用いた直径 343mm、長さ 3500mm の試験体を計 3 体、50℃、100℃、150℃、180℃とし、温度ごとに 20 本ず
またスギ集成材を用いた直径 330mm の試験体を 1 体製作
つ測定した。常温時ヤング係数に対する、高温時ヤンした(表 4-1)。試験は柱炉を使用し、一定の荷重をかけ試グ係数の比を、ヤング係数残存率(以下残存率とする)験体が座屈するまで加熱を続けた(写真 4-1、4-2)。とした。なお常温時ヤング係数、高温時ヤング係数と4-2.広葉樹材の非損傷性予測
もに試験体の載荷位置はスパン中央部、載荷速度は本実験における載荷荷重検討及び予想座屈荷重算出
10mm/分として測定した。
を目的として、広葉樹材の非損傷性予測手法を検討し3-2.実験結果及び考察た。本報 2 章及び 3 章の実験の結果をふまえ、炭化速本実験のケヤキの残存率の平均は、180℃では 0.73、度には 0.8mm/分、加熱時部材内部温度分布及び高温時150℃では 0.84、100℃では 0.92、50℃では 0.97 となっ
ヤング係数残存率には針葉樹材の非損傷性予測手法とた。温度帯ごとの残存率の変化の違いを把握するため、同じ値を使用した。集成材の試験体エについても同じ
常温～100℃、50～150℃、100～180℃の範囲で線形近条件を適用した。
似直線(各々①、②、③)を求めた(図 3-3)。また図 3-3表 4-1 試験体仕様一覧
ヤング係数
中の点線は 150～180℃の線形近似直線を 300℃まで延載荷荷重(kN)
試験体名
樹種
寸法
含水率(tf/cm2) ＊b1.2

20

ケヤキ平均
ヤング係数残存率
180℃：0.73
150℃：0.84
100℃：0.92
50℃：0.97①1②032針葉樹材の非損傷性予測手法で用いる
ヤング係数残存率
300℃：0.20
200℃：0.53
80℃：0.85
50℃：1.00

20③20

図 3-1 木取り図
温度調整炉 圧縮機

ヤング係数残存率

0.80.6エケヤキ

φ343mm
L=3500

30.4%
29.1%
23.0%

95 長期許容荷重
111 長期許容荷重
94 実態荷重

640
640
320

スギ集成材

φ330mm
L=350013.7%

91 長期許容荷重560＊b 試験体ア及びイは曲げ試験より算出する曲げヤング係数の値を記す。試験体ウは材料調達時の材長が短く、JIS Z2101 木材の曲げ試験方法に規定される材断面とスパンの条件を満たさなかったため、グレーディングヤング係数を記す。

試験体
試験体
3500

0.4
50℃～150℃
ケヤキ
スギ(既往研究)
スギ(既往研究)

3500

載荷アイウ

針葉樹材の非損傷性予測手法
非損傷性予測試験体

0.2①ケヤキ常温～100℃線形近似直線②ケヤキ 50～150℃線形近似直線③ケヤキ 100～180℃線形近似直線0

写真 3-1 圧縮試験機

050

100

150200250300350

写真 4-1 加熱前試験体の様子

図 3-3 ヤング係数残存率 温度(℃)― 167 ―

写真 4-2 加熱後試験体の様子

(1)載荷荷重検討 図 4-1 に示す非損傷性予測手法を用(2)広葉樹材の非損傷性予測手法の妥当性検証
いて本実験の試験体における 60 分加熱後の予想座屈荷
ケヤキの試験体は 3 体とも実験終了時間が予想座屈重を算出し、載荷荷重の検討を行った(表 4-2)。4 試験
時間を超えたため、本論文で提案した非損傷性予測手体とも算出した予想座屈荷重が長期許容荷重を上回っ法を用いれば危険側の予測ができることを確認した。
たため、本実験の試験体は長期許容荷重を載荷し加熱
これより、非損傷性予測手法が広葉樹材にも適用可能した場合でも、60 分間の非損傷性が保たれると予測でであることがわかった。また、スギ集成材の試験体エきた。これより載荷荷重として長期許容荷重を用いた。 についても実験終了時間が予想座屈時間を超えたこと
また大型寺社建築の柱にかかる荷重を計算し、安全側を確認した。の設計となるよう長期許容荷重の 5 割の荷重を載荷し5.結論た実験も行った。
広葉樹材(ケヤキ)の防耐火性能把握に向けた実験を(2)予想座屈時間算出 図 4-1 中の予想座屈荷重式を逆行うことにより、以下の知見を得た。
算し、試験体の座屈時の仮定断面を算出し、各試験体・ケヤキの炭化速度は、部材の大きな割れ部分(約 3mmの予想座屈時間を算出した。試験体アは 74 分、試験体幅)を除けば 0.8mm/分であった。
イは 79 分、試験体ウは 94 分、試験体エは 70 分で座屈・ケヤキの加熱時の部材内部温度分布は、針葉樹材のするという予測結果となった(表 4-3)。
値とほぼ同じであった。
4-3.実験結果及び考察(表 4-4)(1)非損傷性 試験体アは加熱時間 82 分において、軸方・ケヤキの高温時のヤング係数は、針葉樹材より低下
向最大収縮速度が非損傷性の判定基準を超えたため実験が緩やかであった。
を終了した。また試験体イは加熱時間 94.5 分、試験体・針葉樹材において開発された非損傷性予測手法は、ウは 111 分、試験体エは 78.5 分が経過した時点で圧縮炭化速度の設定を 0.8mm/分とすることで、広葉樹材に耐力が低下し、載荷不可能となったため実験を終了したも適用可能であることを確認した。
(表 4-4)。4 試験体とも 60 分以上の非損傷性を確保した
・大断面広葉樹製材で 1 時間準耐火構造の柱の開発のため、本実験の条件であればケヤキ製材及びスギ集成見通しが得られた。
材の大断面柱が 1 時間準耐火構造の性能を有することを確認した。
表 4-2 載荷荷重検討
表 4-3 試験体仕様一覧及び予想座屈
47343

試験体名

アイウ
エ

①形成される炭化層の深さを仮定する。

②内部温度上昇及びヤング係数の低下を仮定する。
③ヤング係数の低下を断面積の低下に置き換える。

47

図 4-3 試験体イ炭化図下部から 1750mm(94.5 分加熱)

仮定断面1.5㎜割れ有り

64330343

図 4-4 試験体ウ炭化図下部から 2450mm(111 分加熱)

Pk：座屈荷重（kN）
2E：ヤング係数（kN/mm ）I：仮定断面の断面二次4モーメント（mm ）L：座屈長さ（mm）

図 4-1 広葉樹柱材の非損傷性予測の手順

○○○○

寸法

ケヤキ

φ343mmアイウエ

スギ集成材 φ330mm

含水率30.4%
29.1%
23.0%
13.7%

ヤング係数(tf/cm2)

載荷荷重(kN)

95 長期許容荷重
111 長期許容荷重
94 実態荷重
91 長期許容荷重640
640320560

予想
座屈
時間74分
79分
94分
70分

＊c 長期許容荷重算出の際には、平成 12 年建設省告示第 1452 号第六に規定されたケヤキ
無等級材の圧縮基準強度 21N/mm2 及び平成 20 年国土交通省告示第 117 号に規定された同一等級構成構造用集成材 E65-F255 の圧縮基準強度 20.6N/mm2 を用いた。

図 4-5 試験体エ炭化図下部から 1750mm(78.5 分加熱)
(凡例)

*1 早稲田大学大学院*2 早稲田大学理工学術院教授・工博*3 早稲田大学理工学研究所招聘研究員・博士(工学)*4 亀山建設(株)*5 (財)日本建築総合試験所・博士(工学)*6 (財)日本建築総合試験所*7 (独)森林総合研究所・博士(工学)*8 東京大学生産技術研究所准教授・博士(工学)*9 (財)ベターリビング・工博*10 椙山女学園大学教授・工博：最大炭化深さアイウエ

74分 ＜79分 ＜94分 ＜70分 ＜82分
94.5分
111分

87分
99分
120分

15.6 ＜ 35
20.3 ＜ 35
18.9 ＜ 35

10.7 ＞ 10.5
8.6 ＜ 10.5
5.2 ＜ 10.5

47
4767

0.5
0.5
0.6

78.5分

80.5分

13.5 ＜ 35

2.8 ＜ 10.5

640.8

＊d 日本建築総合試験所 防耐火性能試験・評価業務方法書に従い、非損傷性の判定基準を以下の通りとする。
軸方向最大収縮量≦h/100 または、軸方向最大収縮速度≦3h/1000
【注釈】
2343

0.2E0.525E0.85E

π2 EI 
Pk 1.062  2  L 

＞ 640＞ 640＞ 640＞ 560

樹種

表 4-4 実験結果一覧

炭化層④既往実験より算出した予測座屈荷重式※4を用いて、柱が座屈変形する際の最大荷重を求める。

9571118947719

試験体仕様

時

試験体名

実験結果
試
軸方向
軸方向
験
最大最大
予想座屈時間 実験終了 消火
最大収縮量(mm)
最大収縮速度(mm/分) 炭化深さ 炭化速度
体時間時間(分）
名
実験値 判定基準＊d 実験値 判定基準＊d (mm) (mm/分)

67

部材内部温度及びヤング係数低下率
炭化端～10mm：300℃→0.2E
10～20mm：200℃→0.525E
20～30mm：80℃→0.85E
30mm～：50℃以下→E

図 4-2 試験体ア炭化図下部から 2450mm(82 分加熱)343

炭化速度 ×加熱時間(分)=炭化深さ(mm)0.8mm/分

載荷荷重検討60分加熱後の長期許容予想座屈荷重
判定
荷重(kN)(kN)＊c

注 1：延床面積 500m 超、もしくは高さ 13m 超又は軒高 9m 超の木造建築物。
注 2：柱に燃えしろ寸法を付加することで表面部分が燃えた場合の構造耐力を確保する設計法。
注 3：内部温度上昇によるヤング係数の低下を断面積の低減に置き換え、加熱後の断面性能及び予想座屈荷重を算出する手法。(図 4-1 参照)【参考文献】※1 村田健一：伝統木造建築を読み解く 2006.9※2 上 杉 三 郎 ： ス ギ 材 の 180℃ 以 下 加 熱 に お け る 曲 げ 性 能 ： 木 材 学 会 誌
vol.38,No.11,p.985-994、1992※3 森林総合研究所監修：木材工業ハンドブック改訂 4 版、2004,1※4 澤野恵直・長谷見雄二・安井昇・小川敦史・平井宏幸・木村忠紀・山本幸一：
伝統土壁構法間仕切壁の両面加熱時の防耐火性能：日本建築学会環境系論文集 第635 号、2009.1【謝辞】
本研究は、木構造振興株式会社による「平成 21 年度地域材利用加速化緊急対策支援事業」の一環で行われた。本実験を行うにあたり、日本建築学会伝統木造準耐火構造 WG、 (財)日本建築総合試験所及び(株)東亜理科の皆様、森林総研の宮武敦氏には多大なるご協力とご支援をいただきました。 ここに深く感謝の意を表します。

*1 Graduate School of Waseda Univ.
*2 Prof., Department of Architecture, Waseda Univ., Dr. Eng.
*3 Visiting Researcher, RISE Waseda Univ., Ph.D.
*4 Kameyama Construction*5 General Building Research Corporation of Japan, Ph.D.
*6 General Building Research Corporation of Japan*7 Forestry and Forest Products Research Institute, Ph.D.
*8 Associate Prof., Institute of Industrial Science, The University of Tokyo, Ph.D.
*9 The Centre for Better Living, Dr. Eng.
*10 Prof., Sugiyama Jogakuen Univ., Dr. Eng.

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