日本建築学会技術報告集

第 19 巻第 43 号，977-982，2013 年 10 月

AIJ J. Technol. Des. Vol. 19, No.43, 977-982, Oct., 2013

大断面広葉樹（ケヤキ）製材による寺院建築仕様軸組の防耐火性能
大断面広葉樹(ケヤキ)製材による寺院建築仕様軸組の防耐火性能
−はり及び柱 - はり接合部の載荷加熱実験−─はり及び柱-はり接合部の載荷加熱実験─

FIRE PROTECTION PERFORMANCEOF WOODEN FRAME OF HEAVY
FIRE PROTECTION PERFORMANCEHARDWOOD(ZELKOVA)FOR
OF WOODEN FRAME OF HEAVYTEMPLESHARDWOOD(ZELKOVA) FOR TEMPLES−
resistancetests on loaded beamand post― FireFIRERESISTANCE
TESTS
ON
beam
joints−LOADED BEAM AND POST-BEAM

JOINTS ―保川みずほ———— ＊ 1
鈴木あさ美＊3
保川みずほ ————
＊1
鈴木あさ美
＊3
亀山直央
— ————＊5
亀山直央 — ————
＊5
門岡直也
＊7
門岡直也
＊7
小野徹郎— ———— ＊ 9
小野徹郎

＊9

安井

昇— ———— ＊ 2

Mizuho YASUKAWA— —— ＊ 1
Asami
SUZUKI—————— ＊＊1
3
YASUKAWA
MizuhoSUZUKIKAMEYAMA
Asami
Naohisa— — ＊＊35
KAMEYAMA
NaohisaNaoya
KADOOKA— ——— ＊＊5
7
KADOOKA Naoya＊7
TetsuroONO———————— ＊ 9
ONO Tetsuro＊9

長谷見雄二—＊2——— ＊ 4
安井昇
長谷見雄二
＊4
豊田康二— ————
＊6
豊田康二
＊6
腰原幹雄— ————
＊8
腰原幹雄
＊8
遊佐秀逸— ——— ＊ 10
遊佐秀逸
＊10

キーワード
キーワード：:
広葉樹, 非損傷性, 準耐火構造, はり, 接合部
広葉樹，非損傷性，準耐火構造，はり，接合部
Keywords:
Keywords:
Hardwoods, Structural resistance, Quasi-fireproof construction, Beam, Joints
Hardwoods, Structural resistance, Quasi-fireproof construction,
Beam, Joints

１．はじめにNoboru YASUIー ーーーー ＊ 2
Yuji
HASEMIー ーーーーー ＊4
YASUI
Noboru＊2
HASEMI
Yuji ー ーーーー ＊＊4
Koji TOYODA
6TOYODA
Koji＊68
Mikio KOSHIHARA
ー ー ＊KOSHIHARA Mikio＊8
Shuitsu YUSAー ーーーー＊ ＊10
10
YUSA Shuitsu

Fire resistanceresistancetests
testswere
wereconductedconducted
on loadedand post-beamon loadedbeambeamand post-beamjointsof heavy(ZELKOVA)
designed for
traditional
temple buildings.
jointsof hardwood
heavy hardwood(ZELKOVA)
designedfor traditional
temple
The tests revealed the followings:
buildings.
(1) predictability
thefollowings:
structural fire resistance of ZELKOVA beam withThe
tests revealedofthesafetymargin by theof thebuckling.
(1)
predictabilityof assessment
the structural
firebending
resistanceof ZELKOVA beam
(2) applicability of the traditional beam and post-beam joint designs to thewithsafety margin by the assessment of the bending buckling.
Quasi-fireproof construction.
(2) applicability of the traditional beam and post-beam joint designs to
the Quasi-fireproof construction.

統的な寺院建築の実設計例の仕様・荷重条件に関して、組物が軸組

伝統的意匠の寺院の軸組には大断面広葉樹製材が使われる場合がの非損傷性に支障を生ずる可能性があるかどうかを検討した。

あるが、広葉樹製材は日本農林規格化されていないこと等を背景に
法令上、一般的な寺院建築の計画条件に相応しい防耐火的位置づけ

２．実大はりの載荷加熱実験
試験体は、耐火炉の条件から、長さ 5500 ㎜(荷重支持スパン 5100を得られていない。そのため、筆者らは、その防耐火性能の工学的予測可能性を検討し、柱については、寺院の丸柱として一般的な断300 or 550の防耐火性能に関する法令運用で評価法が示されているのは部材本

300

しろ設計に適した性能を達成し得ることを報告した 1,2)。一方、軸組

ケイ酸カルシウム板(厚50)

ケイ酸カルシウム板

面により、大規模木造に適用されている 1 時間準耐火構造及び燃え体のみで、接合部の扱いは明示されておらず、火災時の架構の自立180の確保については、指針化された仕様に準拠するか、設計仕様を実

図1
試験体ア断面図

P

1700

図3

550

接合部について載荷加熱実験を行った結果を報告し、はりについてア

は、非損傷性の予測可能性とともに 1 時間準耐火構造の達成と燃えしろ設計の適用の可能性を検討した。また、法令上明確な防耐火規
定のない柱・はり接合部については、建築確認の実情を踏まえ、伝本稿の実験については、文献 10) で口頭発表を行った。
*1
本報告の実験については、文献
10)で口頭発表を行った。
早稲田大学大学院（現・東京都都市整備局）*2*1 早稲田大学理工学研究所
早稲田大学大学院(現・東京都
都市整備局)
客員上級研究員・博士（工学）*3工修*2 ㈱大林組（実験当時早稲田大学大学院）
早稲田大学理工学研究所客員上級研究員・博士(工学)*4早稲田大学理工学術院
教授・工博*3 (株)大林組(実験当時早稲田大学大学院)・工修
169-8555 東京都新宿区大久保 3-4-1）*4（〒
早稲田大学理工学術院教授・工博*5
亀山建設㈱(〒169-8555代表取締役社長・工修
東京都新宿区大久保 3-4-1)*6
日本建築総合試験所 研究員・博士（工学）*5 亀山建設(株)代表取締役社長、工修*7
日本建築総合試験所 研究員*6 (財)日本建築総合試験所研究員・博士(工学)*8
東京大学生産技術研究所 教授・博士（工学）*9*7 (財)日本建築総合試験所研究員
椙山女学園大学 教授・工博*10*8 東京大学生産技術研究所教授・博士(工学)
ベターリビング 参与・工博*9 椙山女学園大学教授・工博*10 (財)ベターリビング参与・工博

264
図2
試験体イ断面図

1700

3 等分点 2 線載荷模式図

表 1 試験体仕様一覧
試験
体名

本報告では、ケヤキ製材による寺院建築仕様のはり及び柱・はり

1700
5100

ケイ酸カルシウム板

あろう。

試験体

【加熱側】

験的に検証する等の方策によっている。伝統的意匠の寺院建築では軸組接合部に複雑な組物が使われており、同様の検討が必要でP【非加熱側】

イ*1

含水率
樹 スパン 断面寸法 (絶乾法) 絶乾 *1
種
比重
mm
mm
%

ケ
ヤ
キ

ヤング係数

5100 180×300

30.8

0.63

114 tf/cm 2(11.2 kN/㎜ 2)5100 264×550

46.8

0.56

46.3 tf/cm 2(4.5 kN/㎜ 2)＊1：含水率及び絶乾比重はそれぞれ 5cm 角の立方体のサンプル 6 個ずつで測定した値の平均値を示す。

*1

Graduate School of Waseda Univ. (Currently Tokyo Metropolitan Government)*5

President, Kameyama Construction, M. Eng.

*2
*1 Graduate Schoolof Waseda(Currently
Metropolitan Government)
SeniorVisiting University
Researcher, RISE,
Waseda Tokyo
Univ., Ph.D.
*3*2 Senior Visiting
Researcher,
RISE,
WasedaUniversity,
Ph.D.
ObayashiCorporation(formerly
WasedaUniv.), M. Eng.
*4
Prof., Dept. of Architecture,
WasedaUniv., Dr. Eng.M.Eng*3 Obayashi Corporation(formerly
WasedaUniversity),*4 Prof., Department of Architecture, Waseda University, Dr. Eng.
*6

Researcher, General Building Research Corporation of Japan, Ph.D.
*5 President, Kameyama
Construction, M.Eng*7
Researcher, General Building Research Corporation of Japan*6 Researcher,*8 General Building Research Corporation of Japan, Ph.D.
Prof., Institute of Industrial Science, The Univ. of Tokyo, Ph.D.
*7 Researcher,*9 General
Building
Research
Corporationof JapanProf., Sugiyama
Jogakuen
Univ., Dr.
Eng.
*10*8 Prof., InstituteTheof Centre
Industrial
Science,
The
University of Tokyo, Ph.D.
for Better
Living, Dr.
Eng.
*9 Prof., Sugiyama Jogakuen University, Dr. Eng.
*10 The Centre for Better Living, Dr. Eng.

977㎜)とし、寺院建築としては小断面のはり(幅 180 ㎜×せい 300 ㎜(試を決定すれば、1 時間の非損傷性を有するとされる。

験体ア、図 1))と大断面のはり(幅 264 ㎜×せい 550 ㎜ (試験体イ、(3) 1 時間加熱後の予測曲げ応力度に対応する曲げ破壊荷重図 2))の 2 体について載荷加熱実験を行った。含水率(絶乾法で測定)

加熱後断面の予測曲げ応力度が供試材の曲げ強度に一致するようとヤング係数（打撃音法で測定）を表 1 に示す。2 試験体とも含水に設定した荷重。但し曲げ強度は予測困難なため、本報告では基準率が高いが、大断面のケヤキ材は乾燥が困難で、通常この程度の含強度に適当な係数を乗じた値を使用する。

水率で出荷されているため、今回はこの条件で試験を行った。試験は水平炉を使用し、3 等分点 2 線載荷（図 3）を行いながら、ISO834200で規定する標準加熱温度曲線による加熱を試験体が曲げ破壊するま160

たわみ量(㎜)180で続けた。加熱終了後は速やかに炉蓋を開け、注水消火を行った。
2-1.荷重の検討方法
準耐火構造はりの火災加熱時の非損傷性は鉛直方向の変形量により評価されるが

3)

試験体ア

140
120
100
80

試験体イ

60

、はりの崩壊自体は曲げ破壊に支配されるので、40

既報 4)では、その予測法として、はりの加熱後の残存断面と内部温2000度上昇からはり（床がはりの上に載った床-はりの複合構造体）の加

30

60 65

90

120

図 4 はり中央のたわみ量推移

熱後断面に生じる応力度を計算し、材の曲げ強度と比較する手法を考案して、変形の予測に基づく非損傷性予測 5)より限界に近い非傷

北側載荷点

中央

150157 180
加熱時間(分)48 84 48南側載荷点性予測が可能なことを示した。但し、材の曲げ強度は、個々の部材
300

180

48

32

なかったため、45 分時には基準強度より十分高い応力度に耐えられ

36
60

度上昇により、加熱 53 分後に加熱終了したが、曲げ破壊には至ら

38

55
34

38
31

部材の基準強度と一致するように載荷した。実験は、床板上面の温58

たはりの載荷加熱実験 4)では、45 分加熱後の断面に生じる応力度が252について非破壊では把握できないため、本手法の検証のために行っ

図 5 試験体ア炭化図(65 分加熱)たと推察される。即ち、基準強度は部材強度の 5%下限値をもとに

図6

試験体ア

1 時間加熱後予想断面(炭化速度 0.8 ㎜/分)規定されている 6)ため、載荷加熱試験の荷重を上記のように設定す
北側載荷点

南側載荷点

中央

ると、殆どの場合、破壊までの時間は予測を上回るはずである。それでは、安全側の設計を導く方法は得られたとしても、実験結果を精度よく説明できる工学的予測法としての妥当性は厳密には検証できない。一方、木材の高温特性としては、ヤング係数が低下するこ84

81 550と 1,2,7)だけでなく、曲げ強度も低下する傾向があること 8)が報告され

66

72

69
凡例
□内の数値
：炭化深さ

ている。曲げ強度が高温で低下するなら、常温での実験に基づいていそこで、本実験では既報 4)の予測法を用いながらも、1 時間加熱

69

61

きない可能性がある。

67

る基準強度によって非損傷性を予測したのでは所定の性能を達成で264

図 7 試験体イ炭化図(157 分加熱)

後断面に基準強度に適当な係数を乗じた応力度が発生するように荷
表 2 荷重検討及び実験結果一覧

重を設定した。また、現在の準耐火構造の性能評価試験では加熱前
試験体名

断面に長期許容応力度 1.1Fb/3 が発生する荷重を載荷すること、さ

ア

イ
ケヤキ
5100

樹種

らに、国土交通省告示の燃えしろ設計 9)では、燃えしろを除いた断スパンL(mm)

面に短期許容応力度 2Fb/3 が発生する荷重を超えない荷重を部材が断面寸法(mm)

幅180×せい300

幅264×せい550

支持してよいことを考慮して、各試験体について以下の 3 通りの荷重

ヤング係数

114 tf/cm 2(11.2 kN/㎜ 2)46.3 tf/cm 2(4.5 kN/㎜ 2)(1)長期許容
荷重

16.6

83.0

(2)燃えしろ設計
による
最大荷重

6.5

65.8

15.3

121.9

を算出した。なお、Fb は告示 6)に規定される曲げに対する基準強度(N/㎜ 2)を表すが、本報告では無等級材のケヤキの 29.4N/㎜ 2 を用いて算出した。
(1) 加熱前断面に対する長期許容荷重
荷重支持部材（はり）の加熱前断面に長期許容応力度が発生する荷重（以後、長期許容荷重と呼ぶ）。準耐火構造の性能評価における載荷加熱試験ではこの荷重を載荷し、その非損傷性を確認する 3)。
実設計において部材が支持する荷重はこの長期許容荷重を超えない。
(2) 加熱後断面に対する短期許容荷重
加熱前断面から燃えしろ 60 ㎜を差し引いた残存断面に短期許容応力度が発生する荷重。燃えしろ設計に沿って部材が支持する荷重

978

検討荷重
(kN)

＊2

(3)1時間加熱の 炭化速度0.8㎜/分としたとき 炭化速度0.6㎜/分としたとき
予想曲げ破壊 1時間加熱後予想断面に
1時間加熱後予想断面に
荷重
基準強度の2倍の応力度が 基準強度の1.1倍の応力度が生じる荷重生じる荷重
載荷荷重 ＊2 (kN)
予想座屈時間
実験終了時間(注水開始時間）

15.3
60分
65分

83.0
95分
157分

(67分)

(162.5分)＊2：荷重は3等分点2線載荷の1線あたりを示す。

2-2.試験体ア(幅 180×せい 300 ㎜)

きるとの結果となった。また、荷重条件と曲げ破壊時間から見て、

2-2-1.荷重の決定

試験体仕様で 1 時間準耐火構造や燃えしろ設計に適合する見通しが試験体アについて 2-1 の 3 通りの荷重を算出すると、(1)16.6kN、得られた注 1)。しかし平均炭化速度は 2 回の実験で異なり、柱実験 1)(2)6.5kN、(3)15.3kN となった(表 2)。(3)については、炭化速度を大とも異なる結果となった。広葉樹については、加熱後の部材断面予

断面ケヤキ柱の実験結果 1)から 0.8 ㎜/分として 1 時間加熱後断面を想測に必要な炭化性状を更に研究する必要があろう。

定し、当該試験体の実際の曲げ強度を基準強度の 2 倍と仮定して、荷重を算出した。上記の通り、この結果は(1)に近いことも考慮し、試験

３．柱・はり接合部等の加熱実験

体アの載荷荷重は、(3) 1 時間加熱後の予測曲げ破壊荷重 (15.3kN)と伝統的意匠の寺院建築に典型的な 3 種類の接合部について、ケヤ

し、
1 時間加熱に対する非損傷性の予測可能性を検証することとした。

キ製材の実物大試験体を用いた載荷加熱実験を行い、その非損傷性

2-2-2.実験結果及び考察の検討を行った注 2)。なお、接合部仕様と設定荷重条件は実際の寺院

試験体アは実験開始 65 分後に最大たわみ速度の規定値 9.6 ㎜/分 3)の設計例をもとに設定した。

を超えたため、実験終了とし、67 分後に注水消火を開始した。従っ

3-1.実験概要て、非損傷性に関する結果自体は予想に近いが、炭化深さは最大で(1) 試験体及び載荷条件

38 ㎜で(図 5、はり側面)、炭化速度は約 0.59 ㎜/分(38 ㎜/65 分)と、試験体は伝統的寺院建築に典型的な次の 3 種類の接合部を選定

荷重設定時の仮定より小さかった。このため、加熱後断面は予想のし、実物大の試験体を製作した。供試材の含水率及び比重を表 4

前提より大きいから(図 5 と図 6 を比較)、実際の加熱後断面に発生に示す。含水率は高周波含水率測定による値、比重は丸太の状態していた応力度は、実験計画で設定した基準強度の 2 倍より小さいで測定した質量と体積から算出した値を示す。供試材の含水率がと考えられる。そこで試験後の残存断面から、試験体アの実験終了

高いが、2.のはり加熱実験と同様の理由により、今回はこの条件で時（65 分時）に実際に生じていた応力度を算出すると、基準強度の試験を行った。試験体には、組み立てに必要な仕口の隙間や部材

1.1 倍となったため、試験体イの(3) 1 時間加熱後の予想曲げ破壊荷

表面の割れ等、本実験の検証目的から外れる弱点が生じ得るが、重は、この結果に基づいて算定した。

ここではその影響を排除するため、該当部分にはそれぞれの隙間

2-3.試験体イ(幅 264×せい 550 ㎜)に合わせ、ケヤキ材による木栓を打ち込み、埋木を行った。

2-3-1.荷重の決定

載荷荷重は、寺院の設計事例(平面約 24m×22m、最高高さ約

試 験 体 イ につ い て 3 通 りの 荷 重 を 算 出す る と 、 (1)83.0kN、15m(図 8、図 9))をもとに当該接合部にかかる鉛直荷重を設定した。

(2)65.8kN、(3)121.9kN となった(表 2)。(3)については試験体アのなお、この寺院の固定荷重と積載荷重を合わせた鉛直荷重は、約結果をもとに、炭化速度を 0.6 ㎜/分とし 1 時間加熱後断面に基準強2200kN を想定している。

度の 1.1 倍の応力度が発生する荷重とした。実設計において部材に(1)の長期許容荷重より大きい荷重が生じることはないため、試験体イの載荷荷重は(1)長期許容荷重(83kN)とした。
試験体イに 83kN を載荷した場合に、1 時間加熱後の断面に基準強度の 1.1 倍の応力度が発生する時の炭化深さを予測したところ 57㎜となった。炭化速度を 0.6 ㎜/分とすると、この荷重に対しては、

約 15m

2-3-2.予想曲げ破壊時間の算出

試験体イは 95 分の非損傷性が保たれるとの予想結果となった。
2-3-3.実験結果及び考察

図8

試験体イは実験開始 157 分後に最大たわみ速度が法令上の規定値

寺院の設計事例(立面図)5.3 ㎜/分 3)を超えたため実験終了とし、162 分後に注水消火した。実験終了時間は曲げ破壊の予想時間を 60 分以上、上回ったが、炭化深さは図 7 に示すように、下面は 70 ㎜以下、側面も北側を除き 70㎜前後以下と、曲げ強度を基準強度の 1.1 倍と仮定して曲げ破壊時㎜/分程度と試験体アに比べ更に低下している。従って、試験体イにおいて曲げ破壊時間が予測を大きく上回ったことについては、平均約 24m間を算定した時の想定の 1～2 割増に留まり、平均炭化速度は 0.4

炭化速度が小さかったことが大きく影響したと考えられる。なお、
図 7 中試験体中央の側面の燃え込みが顕著であるが、これは加熱中に試験体中央に亀裂が生じ、燃え込みが進んだためだと考えられる。
2.4

まとめ

ケヤキのはりの火災加熱時の非損傷性は、試験体ア、イとも、炭化速度を 0.6 ㎜/分として算定した加熱後断面について基準強度に一

約 22m

致する曲げ応力度で破壊するかを判定すれば、余裕をもって評価で

図 9 寺院の設計事例(平面図)

979

1300
184 272 394

1627

395

950
160

彫刻深さ最大30mm

395

G'
F'
H'

H

25

293

C'

330

364

83 261 130130 524
474

105 45 105

C

2

364

151

293

52 130 130 261 83

1

3

3
2
474

3939

図 16 試験体③水平断面図

1300

1517

F G

虹梁

3939
図 15 試験体③立面図

255
30 195 30
60

B'

3500

A'

476

120
120

394

3428

B

330

北側柱

束

E'

D'

鉄プレート

A

500

150 100 100

450

南側柱

E

D

500

90 450

36
鉄骨柱

1517

364 293

293 364(□内の数値：供試材名)

雲肘木
100
36

90

293

1

950
160

395

395
30

3

255

(□内の数値：供試材名)

90

巻斗

30

6

70

試験体③たわみ量6050

試験体①軸方方向変位量4030

試験体②軸方方向変位量

20

枠肘木

87 13187

30 194 30

彫刻最大深さ30㎜

B-B'断面図
図 11 試験体①断面図

200
24

48 97

255
61

A-A'断面図

5

6

52 79

4

875
364

方斗

79 52

218

80

図 12 試験体②立面図

変位量(mm)

図 10 試験体①立面図

10
7

0

大斗

-10

50 103 58 103 50

2

0

20

図 14 試験体②分解図364

表 3 試験体仕様及び実験結果一覧
試験
体名

特徴

載荷荷重
(kN)

①

はり2方差し
の柱

320

②

③

60
80
時間(分)

100

120

140

図 17 実験時の変位量推移(□内の数値：供試材名)

図 13 試験体②断面図

40

実験
終了
時間

表 4 供試材の含水率及び比重一覧

実験終了
理由

柱の変形
15.4mm
組物の
組み物が上
50
126分
変形
部に乗った柱18.9mm
両端に柱を設
20
はりのけ中央に束を (束部分に 129分
曲げ
乗せたはり
載荷)
破壊
120分

供試 含水率
材名
(%)

比重

使用した
試験体

1

23.3

0.66

①③

2

22.6

0.56

②③

3

54.9

0.74

①③

4

49.4

0.89

①③

5

36

0.8

②

6

48.4

0.76

②

7

18.1

0.84

②

一般的に寺院建築は各部材寸法や部材間距離等に規則性がある
が、試験体①の虹梁の断面寸法は、スパンが 2 間(約 3640 ㎜)の虹
写真 1 試験体①加熱前画

写真 2 試験体②加熱前画梁に用いられる標準的な断面寸法とした。柱-虹梁の仕口は長枘差像

像し車知引きとし、また 1 時間加熱後に燃え込みが 48 ㎜(=0.8 ㎜/
分×60 分)生じても、残存断面が厚さ 100 ㎜程度確保できるよう、虹梁に施す彫刻の最大深さは 30 ㎜とした(図 11)。
載荷荷重は、建物の実態荷重から算出した 320kN とした。なお、
この荷重は長期許容応力度が発生する荷重の約 5 割に相当し、既報 1)のケヤキの実大柱載荷加熱実験でも採用した条件である。
試験体②：柱頭を三ツ斗組とした側柱
直径 364 ㎜、長さ 1300 ㎜の柱頭に三ツ斗組の組物を載せた（図12,13,14、写真 2）。この形状の柱は実設計では側柱（建物外周柱の写真 3 試験体①加熱後画

写真 4 試験体②加熱後画像

試験体①：はり（虹梁）二方差しの柱
直径 364 ㎜、長さ 3428 ㎜の柱の中央部付近に、幅 255 ㎜×せい
394 ㎜の虹梁を両方向から二方差しとした（図 10,11、写真 1）。

980

うち、出入隅の柱でないもの）の位置に用いられることが多い。組物の寸法は柱に対する木割によって概ね決定されるが、本実験で用いる組物は、燃えしろ 48 ㎜(=0.8 ㎜/分×60 分)を考慮して和様に用いられるような大きい木割を採用した。載荷荷重は実設計に基づいて側柱にかかる荷重を算出し、50kN とした。

で変形が急速に進み、実験装置の性能上載荷が困難となったため、

試験体③：はり（虹梁）に載荷した柱実験を終了した。(図 17) 各試験体ともに大きな損傷や部材接合部

両端を直径 364 ㎜、長さ 1117 ㎜の柱に差した幅 255 ㎜×せい 394㎜の虹梁の中央部に直径 330 ㎜の束を立て、この束に載荷した（図の顕著な燃え込みは見られなかった。

15,16）仕口及び彫刻の仕様は試験体①と同様とした。また本実験(2)部材の炭化状況

では実設計時の仕様として、柱を介した虹梁を相互に緊結させるた

各試験体の加熱後断面を図 18～28 に示す。図中黒く塗った部分

めの鋼製ボルトを設置し、座掘り部分は組み立て後埋木した。載荷は加熱後に残存した炭化層だが、図 21 に関しては断面切断時に炭荷重は、実設計建物の屋根荷重に基づいて 20kN とした。

化層がはがれ落ちたため、残存炭化層が無い図となっている。なお(2)載荷方法及び加熱方法

3 試験体とも、試験中に顕著な炭化層の脱落は見られなかった。断試験体①及び②は柱炉を使用して鉛直荷重をかけながら加熱を行

面位置は試験体図(図 10,12,15)に示す。彫物部や接合部近傍以外のい、試験体③は水平炉を使用し、はり中央の太瓶束に荷重をかけな

一般部の炭化速度は約 0.5 ㎜/分以下であり(図 18,19)、文献 1,2 及びがら加熱を行った。加熱は ISO834 で規定する標準加熱温度曲線に

本報告のケヤキに関する実験では、はり実験の試験体イに準じる小

従い、安全管理上、支障のない範囲で、大規模な変形を生じるまで

さい値となった。一般的に、木材の炭化速度は含水率が大きいほど実験を続けた。加熱終了後は速やかに炉蓋を開け、注水消火を行っ低下することが知られているが、文献 1,2 及び本報告のケヤキの平た。

均炭化速度は、柱、はりを含め、加熱時間が長い場合に低下する傾3-2.実験結果及び考察向が認められるところから、加熱時間の経過とともに炭化速度が低(1)実験結果概要

下する可能性も考えられる。

実験結果を表 3 に示す。試験体①は加熱時間 120 分が経過した時

また、軸組の炭化性状は、はり・柱の長さ方向の表面については多点で軸方向変位が急速に進んだため、実験を終了した。試験体②及数の測定例があるが、木口については把握例が少ない。そこで、試験び試験体③は加熱時間 120 分以降、載荷荷重を増加させたところ(30体①や③は納まり上、はり木口が加熱されるため、その炭化状況（図秒間で 1kN 増加)、試験体②は加熱時間 126 分、試験体③は 129 分

25,26,28）をみると、長さ方向とほぼ変わらない結果となった。
950
395

63

82

195
255
364

364

364

195

55

500

木口

49

100
図 24 試験体③G-G’断面炭化図(129 分加熱)

39

71

69

81

64

64

379

61

64

364

66

67

凡例
□内の数値：
炭化深さ

図 21 試験体②縦断面炭化図(126 分加熱)

図 20 試験体②C-C’断面炭化図(126 分加熱)

図 23 試験体③ E-E’断面炭化図(129 分加熱)

440

79 52

96

30

51
51

55
55
図 22 試験体③D-D’断面炭化図(129 分加熱)

87

77

48 42

77
30

49
49

57
57
55
55

45
58

379

48

80

255

68

72

95

260

75

図 19 試験体①B-B’断面炭化図(120 分加熱)

255

97

48 63

43

44

48

59 49

はり下端から上に200

57 45

131

87

87
97
64
260

95

395

50

45 53

76

55
55

49
49

51
51

図 18 試験体①A-A’断面炭化図(120 分加熱)

160

45

61

255
364

60

260

60
60

56
56

260

図 25 試験体③H-H’断面炭化図(129 分加熱)500

図 26 試験体③南側柱
縦断面炭化図(129 分加熱)

木口

84

77

図 27 試験体③束
縦断面炭化図(129 分加熱)

87

255

56

53
76

49

82

394

49

73
394

57

63

71

82
68

90
78

木口

60

364

図 28 試験体③F-F’断面炭化図(129 分加熱)981

試験体②の巻斗部分の炭化状況（図 20）を見ると、約 120 分の基準強度は常温での評価に基づいており、木材の曲げ強度は非破壊加熱で、小断面の部材同士が向かい合う面はそれ以外の面より炭化での評価法も確立していないから、曲げ強度に関する非破壊評価法

深さが 25～45 ㎜程度小さくなっている。加熱がある程度続いた段の開発と温度依存性の把握を進めることが重要である。

階では部材表面は炭化し、炉内温度の方が高温になるため、これは部材表面への入熱が主として対向する部材表面からの放射に支配され、炉壁や火炎からの加熱を受け難いことに起因すると考えられる。
3-3.まとめ謝辞
本実験は、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」の一環として行われた。本研究にあたり、伝統的意匠の寺院に典型的な柱-はり接合部３仕様について、伝統(独)建築研究所・萩原一郎氏、(独)森林総合研究所・宮武敦氏、長尾的意匠の寺院に使用される場合を想定した荷重を載荷して加熱実験

博文氏、上川大輔氏、(財)ベターリビング・水上点睛氏、(財)日本住を実施した結果、この荷重条件のもとで 2 時間以上の非損傷性を有

宅・木材技術センター・山田誠氏及び(株)東亜理科の皆様には多大することがわかった。この荷重の範囲の設計仕様のもとでは、1 時なるご協力とご支援を頂きました。ここに深く感謝の意を表します。

間の非損傷性を有する柱・はりで構成する架構に使用して、接合部が原因で崩壊に至ることはないと考えられる。炭化速度は、各試験
体のほとんどの部分において、2 時間余の加熱に対して 0.5 ㎜/分以
下と、はり試験体イに準じる結果となり、炭化速度は、部材が向か
いあう部分では更に低下した。

４．結論
寺院の伝統的意匠に基づいて製作したケヤキ製材のはり及びは

注
注 1)文献 1 及び本報告の実験後、ケヤキ製材の柱、はりについて、1 時間準耐火構造の性能評価を受け、国土交通大臣認定を取得した。
注 2) 柱、はり等の耐力部材の準耐火構造認定のための性能評価では、部材が使われる設計条件を特定できないため、設計荷重の上限として火災前の断面に長期許容応力度を乗じた荷重を載荷する。しかし、寺院建築に特有な組物は、使われる場面が限定されること、寺院建築の軸組断面は一般に意匠的要請によって定まり、力学的には余裕があることを考慮して、本実験
では、組物が伝統的仕様のまま、規定の準耐火時間、火災時に軸組の自立を維持できるかを確認するために、寺院建築の設計例をもとに積載荷重を決定した。

り・柱接合部の載荷加熱試験により、以下のことが明らかとなった。
(1) ケヤキのはりの火災加熱時の非損傷性は、炭化速度を 0.6 ㎜/分として加熱後断面を予測し、その断面について基準強度に一致する
曲げ応力度で曲げ破壊するかを判定すれば、余裕をもって評価でき、伝統的な寺院の一般的仕様により 1 時間準耐火構造及び燃えしろ設計に適する見通しが得られた注 1)。
(2) 伝統的意匠の寺院の軸組に特徴的な接合部３種類について、一
般的な寺院の設計に基づいて設定した荷重条件で 2 時間以上の非損
傷性を確認でき、この荷重の範囲で、1 時間準耐火構造に活用できる見通しが得られた。
しかし、本実験の結果は、火災加熱下の木材の断面性能を支配す
る炭化速度及び曲げ強度が大断面広葉樹材では予測困難なことも浮き彫りにしており、その軸組の非損傷性をより的確に予測できるよ
うにするには、次の課題を解決していく必要があると考えられる。
第一に、加熱中の平均炭化速度は、実験毎にまちまちの値となった。その原因として、部材表面の入熱に対する装置・試験体条件の影響等を検討すると、接合部の実験より、木質部材表面間の放射は、炭化速度を低下させることが明らかである。一方、柱の 1 時間非載
荷加熱実験 2)では、はり実験と同じ炉を使用して試験体 4 体を同時に加熱し、木質部材表面間の相互放射が生じ得る条件であったが、平均炭化速度は他のいずれの実験より大きい。これより、はり実験の平均炭化速度が柱実験のそれより小さかったことについては、炉や試験体の設置条件に起因するとは考え難い。柱、はり、接合部とも、概ね、加熱時間が延びるにつれ、炭化速度が低下する傾向が認められるので、加熱時間の経過とともに炭化速度が低下すると考えられるが、今後は、その理由を更に明らかにして、加熱時間、断面条件等をパラメータとして炭化速度を的確に予想できるようにする
ことが望ましい。
第二に、はり載荷加熱実験結果からみて 2 試験体の加熱終了時の曲げ強度は基準強度の 1.1 倍程度と推定されるが、基準強度の設定
根拠から予想されるほど余裕があるとは言い難い。前述のように、

982

参考文献
1) 保川みずほ、安井昇、鈴木あさ美、長谷見雄二、亀山直央、豊田康二、
門岡直也、上川大輔、腰原幹雄、遊佐秀逸、小野徹郎：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, 日本建築学会大会学術講演梗概集, 防火, pp.165-168, 20112) 保川みずほ、安井昇、鈴木あさ美、長谷見雄二、亀山直央、豊田康二、
門岡 直也、上川大輔、腰原幹雄、小野徹郎: 大断面広葉樹(ケヤキ)製材による軸組柱の防耐火性能予測に関する研究, 日本建築学会構造系論文集、第685 号、2013 年 3 月3)例えば、(財)日本建築総合試験所：防耐火性能試験・評価業務方法書, 平成
22 年 6 月 1 日版
4) 安井昇、長谷見雄二、平井宏幸、渡邊圭太、腰原幹雄ら：横架材の加熱後
曲げ応力度予測に基づく伝統木造床の防耐火設計と梁長さ・間隔の拡張可能性, 日本建築学会構造系論文集, No.642, 2009 年 8 月
5) 平井宏幸、長谷見雄二、安井昇、木村忠紀、山本幸一：伝統軸組構法に基づく木造床の防耐火性能, 日本建築学会構造系論文集, 第 625 号, 2008 年 3 月
6)平成 12 年建設省告示第 1452 号
7) 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, pp.985-994, 19928)加來千紘、長谷見雄二、安井昇、保川みずほ、鈴木あさ美、上川大輔、亀山直央、小野徹郎、腰原幹雄、長尾博文、萩原一郎、遊佐秀逸：火災後の部材の継続的使用を前提とした大規模木造建築の防耐火計画法~柱の火害診断方法及び改修方法の提案~, 日本建築学会大会学術講演梗概集, 防火,
pp.323-326, 2012.9
9)昭和 62 年建設省告示第 1902 号
10) 亀山直央、保川みずほ、長谷見雄二、安井昇、鈴木あさ美、豊田康二、
門岡直也、腰原幹雄、遊佐秀逸、小野徹郎：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 2) はりの載荷加熱実
験と柱-はり接合部の防耐火性能の把握, 日本建築学会大会学術講演梗概集,
防火, pp.165-168, 2011［2013 年 1 月 30 日原稿受理2013 年 4 月 17 日採用決定］