JP4799492B2

JP4799492B2 - Ｒｃスラブの耐火設計方法

Info

Publication number: JP4799492B2
Application number: JP2007172507A
Authority: JP
Inventors: 俊彦西村; 茂男上原
Original assignee: Takenaka Corp
Current assignee: Takenaka Corp
Priority date: 2007-06-29
Filing date: 2007-06-29
Publication date: 2011-10-26
Anticipated expiration: 2027-06-29
Also published as: JP2009007903A

Description

本発明は、下端主筋及び上端主筋を備えたＲＣスラブの耐火設計方法に関する。

ＲＣスラブでは、加熱が進むにつれ、鉄筋温度が上昇し、火災時曲げ耐力は低下していく。ＲＣスラブの耐火性能を評価する方法としては、火災時曲げ耐力が載荷荷重による曲げモーメント（作用曲げモーメント）を上回ることを確認する方法が一般に用いられており、平成１２年建設省告示第１４３３号（耐火性能検証法）でもこの方法が採用されている。

正曲げモーメントを受けるＲＣスラブの火災時曲げ耐力を算定する方法として、（１）式が一般に用いられている（例えば、非特許文献１参照）。

しかし（１）式によって求まるＲＣスラブの破壊時間（火災時曲げ耐力が作用曲げモーメントを下回るときの時間）は、実験結果より短くなることが多く、耐火性能を過小評価する傾向が見られた。

現状のＲＣスラブの耐火性能検証法に基づく耐火設計では、火災継続時間を標準火災に等価に置き換えた時間（等価火災継続時間）が９８分を超える場合に、ＲＣスラブの耐火性能を高めるために下端主筋のかぶり厚を増やしたり、又はＲＣスラブの下端に耐火被覆を施す等の措置をとる必要があるが、耐火性能を過小評価しているため、必要以上の耐火補強が必要となっており、又は余分な作業が増えて施工性が低下していた。
西村俊彦著、「梁・スラブの終局強度」、コンクリート系構造物の火災耐力シンポジウム、4-1−4-14、２００４年１月

本発明は、必要以上の耐火補強が不要となるＲＣスラブの耐火設計方法を得ることを目的とする。

本発明の請求項１に係るＲＣスラブの耐火設計方法は、下端主筋及び上端主筋を備えたＲＣスラブの耐火設計方法において、加熱経過時間ｔ_ｆでの下端主筋の火災時曲げ耐力をＭ_ＰＤ（ｔ_ｆ）、加熱経過時間ｔ_ｆでの下端主筋温度をＴ_Ｄ（ｔ_ｆ）、加熱経過時間ｔ_ｆでの下端主筋強度をＦ_Ｄ（Ｔ_Ｄ（ｔ_ｆ））、下端主筋の断面積をＡ_Ｄ、ＲＣスラブ上端から下端主筋の重心位置までの距離をＤ_Ｄ、下端主筋の応力中心間距離設定係数をκ_Ｄとして、Ｍ_ＰＤ（ｔ_ｆ）＝κ_Ｄ×Ｆ_Ｄ（Ｔ_Ｄ（ｔ_ｆ））×Ａ_Ｄ×Ｄ_Ｄを算出する下端主筋耐力算出工程と、加熱経過時間ｔ_ｆでの上端主筋の火災時曲げ耐力をＭ_ＰＵ（ｔ_ｆ）、加熱経過時間ｔ_ｆでの上端主筋温度をＴ_Ｕ（ｔ_ｆ）、加熱経過時間ｔ_ｆでの上端主筋強度をＦ_Ｕ（Ｔ_Ｕ（ｔ_ｆ））、上端主筋の断面積をＡ_Ｕ、ＲＣスラブ上端から上端主筋の重心位置までの距離をＤ_Ｕ、上端主筋の応力中心間距離設定係数をκ_Ｕとして、Ｍ_ＰＵ（ｔ_ｆ）＝κ_Ｕ×Ｆ_Ｕ（Ｔ_Ｕ（ｔ_ｆ））×Ａ_Ｕ×Ｄ_Ｕを算出する上端主筋耐力算出工程と、加熱経過時間ｔ_ｆでの正曲げを受けるＲＣスラブ全体の火災時曲げ耐力Ｍ_Ｐ（ｔ_ｆ）を、Ｍ_Ｐ（ｔ_ｆ）＝Ｍ_ＰＤ（ｔ_ｆ）＋Ｍ_ＰＵ（ｔ_ｆ）とする主筋耐力算出工程と、を有することを特徴としている。

上記構成によれば、ＲＣスラブの火災時曲げ耐力を算出するときに、下端主筋の曲げ耐力だけでなく、上端主筋の曲げ耐力も含められるので、従来の火災時曲げ耐力評価方法よりもＲＣスラブの耐火時間を長く設定することができる。

これにより、従来必要だったＲＣスラブの必要以上の耐火補強が不要となり、施工性が向上する。

本発明は、上記構成としたので、ＲＣスラブの必要以上の耐火補強が不要となる。

本発明のＲＣスラブの耐火設計方法の実施形態を図面に基づき説明する。

図１Ａは、耐火試験に用いる試験体１０の断面図を示している。

試験体１０は、幅（Ｗ）が１０００ｍｍ、長さ（Ｌ：紙面奥行き方向の長さ）が３７９０ｍｍ、厚さ（Ｄ）が１５０ｍｍのＲＣスラブで構成されている。

試験体１０には、断面内で略平行に配力筋１２が設けられている。配力筋１２は、直径１０ｍｍで、紙面奥行き方向に２００ｍｍピッチで配置されている。

配力筋１２と交差する方向には、上端主筋１４及び下端主筋１６が設けられている。上端主筋１４は、直径１３ｍｍで、紙面左右方向に２００ｍｍピッチで配置されている。下端主筋１６は、直径１３ｍｍで、紙面左右方向に２００ｍｍピッチで配置されている。

また、試験体１０の上端（圧縮側最外縁）から上端主筋１４の重心位置までの距離Ｄ１は３０ｍｍとなっており、試験体１０の上端（圧縮側最外縁）から下端主筋１６の重心位置までの距離Ｄ２は１２３ｍｍとなっている。

試験体１０に用いているコンクリートの材料特性を表１に、また、鉄筋の機械的性質を表２に示す。

ここで、試験体１０との比較例として、試験体１１（図示せず）を用いる。試験体１１は、試験体１０の上端主筋１４が無いＲＣスラブである。

一方、図１Ｂは、耐火試験において試験体１０を加熱するための加熱装置２０を示している。

加熱装置２０は、床部２１上において上部が開口された断面略コの字状に形成され、内部に図示しないバーナーが配置された加熱炉２２を備えている。加熱炉２２の両端上部には、耐火被覆２４が設けられている。

加熱炉２２の周囲には、側壁２６が立設されている。側壁２６の上端面には、試験体１０を支持する支持台座２８が設けられている。支持台座の支点間距離Ｌ１は３３９０ｍｍとしている。試験体１０は、支持台座２８上に載置されている。なお、図１Ｂの状態では、前述の上端主筋１４及び下端主筋１６が、紙面左右方向に配設されていることになる。

試験体１０の上面には、反力ビーム３０が設けられており、支持台座２８の支点から距離Ｌ２の位置（Ｐ１）とＬ４の位置（Ｐ２）で、試験体１０と反力ビーム３０が接触している。ここでは、位置Ｐ１と位置Ｐ２の間の距離をＬ３として、Ｌ２＝Ｌ３＝Ｌ４＝１１３０ｍｍとしている。

反力ビーム３０と天井３２の間には、油圧ジャッキ３４とロードセルが、略鉛直方向に配設されている。油圧ジャッキ３４の伸縮によって、試験体１０に作用する荷重が可変となっている。

ここで、試験体１０及び試験体１１を用いて、上端主筋１４の有無が耐火性能に及ぼす影響を確認する。

まず耐火試験により、加熱経過時間ｔ_ｆに対する試験体の中央部と支持部の相対変位を測定する。試験手順は、試験体１０又は試験体１１に対して油圧ジャッキ３４によって載荷荷重を与え、加熱炉２２のバーナーに点火して、加熱経過時間ｔ_fに対する試験体の中央部と支持部の相対変位を測定する方法により行う。

なお、試験体１０、試験体１１いずれも、中央部に生ずる曲げモーメント（Ｍ）が常温終局曲げモーメント（Ｍｐ）の０．６０６、すなわち、Ｍ／Ｍｐ＝０．６０６となるように載荷荷重を与えている。また、常温の鉄筋強度には引張試験結果（降伏強度）を用いている。

図３は、耐火試験の結果であり、加熱経過時間ｔ_ｆに対する試験体１０又は試験体１１の中央部と支持部の相対変位が示されている。なお、相対変位は、試験体１０の断面鉛直方向における下方向を負としている。また、参考として、ＩＳＯ８３４で規定する撓み限界と撓み速度限界を併せて示す。撓み限界＝Ｌ^２／（４００・Ｄ）であり、撓み速度限界＝Ｌ^２／（９０００・Ｄ）である。Ｌ、Ｄは前述の値を用いる。

図３に示すように、上端主筋１４の無い試験体１１は、１１２分で変形が急増し破壊した。一方、上端主筋１４を有する試験体１０は、１５１分で撓み限界に到達後も引き続き荷重を保持し、１７４分で破壊した。

次に、熱応力解析によって試験体１０と試験体１１の熱変形性状を計算した結果を図７に示す。

いずれの試験体も中央部に生じる曲げモーメント（Ｍ）が、常温終局曲げモーメント（Ｍp）の０．６０６となるよう載荷荷重を与えている。いずれの場合もよく傾向が一致しており、本解析によりＲＣスラブの火災時の挙動を精度良く予測することが可能である。

本熱応力解析の結果から、加熱時間に対する試験体１０の断面内応力分布を確認する。

図２Ａ〜図２Ｃは、試験体１０の断面内応力分布を表している。なお、表示位置は、試験体１０の断面鉛直方向における中央位置を０とし、上端主筋１４が設けられている側を正、下端主筋１６が設けられている側を負としている。

図２Ａ及び図２Ｂに示すように、加熱時間６０分までは、引張力の大部分を下端主筋１６（図１参照）が負担しているが、加熱が進み下端主筋１６の強度が低下するにつれ上端主筋１４（図１参照）が負担する割合が増えていき、破壊時には引張力の大部分を上端主筋１４が負担していることがわかった。

耐火試験及び熱応力解析の結果から、上端主筋１４は、正曲げモーメントを受ける試験体１０（ＲＣスラブ）の耐火性能に大きく影響することが分かった。

これにより、正曲げモーメントを受けるＲＣスラブの火災時曲げ耐力を評価する方法として、上端主筋１４の効果を含めた（２）式を考案した。

次に、本発明の実施形態の作用について説明する。

（２）式において、Ｆ_Ｄ（Ｔ_Ｄ（ｔ_ｆ））、又はＦ_Ｕ（Ｔ_Ｕ（ｔ_ｆ））の項は、主筋の温度が加熱時間の関数であり、主筋の強度が温度の関数となっていることを表している。

これにより、（２）式の計算値を得るためには、主筋（上端主筋、下端主筋）温度と強度の関係を求め、続いて、加熱経過時間ｔ_ｆに対する主筋温度の関係を求めて、（２）式におけるＦ_Ｄ（Ｔ_Ｄ（ｔ_ｆ））、又はＦ_Ｕ（Ｔ_Ｕ（ｔ_ｆ））の項の計算値を得るようにすればよい。

まず、高温引張試験に基づき、主筋の高温強度を設定する。

図４Ａには、主筋の高温引張試験を行った結果が示されている。この高温引張試験の結果に基づき、１％ひずみ強度で設定して、主筋の高温強度（常温強度に対する強度残存率）を設定する。手順としては、図４Ａにおいて、ひずみ１％における温度と応力値のデータを抽出し、高温強度＝（各温度における応力値）／（常温の応力値）で求める。

図４Ｂには、図４Ａに基づいて得られた主筋の温度と高温強度の関係が示されている。

続いて、加熱経過時間と主筋温度を測定する。

手順としては、各主筋に温度検知センサを取り付け、加熱経過時間毎に得られた温度を連続記録することで求める。

図５Ａには、加熱経過時間と主筋温度の測定結果が示されている。図５Ａにおいて、上端主筋１４の温度がＴＵであり、下端主筋１６の温度がＴＤである。

図４Ｂにおいて任意の加熱経過時間ｔ_ｆにおける温度を求め、その温度と対応する主筋の高温強度を図５Ａにより求めることで、任意の加熱経過時間ｔ_ｆに対する各主筋の高温強度が得られる。

ここで、試験体１０と同一試験体に対して、載荷荷重の大きさを変えた試験体４０（応力比０．７５）と試験体４１（応力比０．４５）の試験結果を図５Ｂに示す（試験体１０及び試験体１１も示す）。また、図５Ｂより得られた試験体の破壊時間と応力比の関係を表３に示す。なお、破壊時間（試験体が荷重を保持することができなくなった時間）は、ＩＳＯ８３４で規定する撓み速度限界に到達した時間で設定した。

図５Ｂ及び表３に示すように、応力比に応じて破壊時間が異なっている。

次に、主筋温度と高温強度から加熱時間ｔ_ｆ時の高温強度Ｆ_Ｄ（Ｔ_Ｄ（ｔ_ｆ））、又はＦ_Ｕ（Ｔ_Ｕ（ｔ_ｆ））を設定し、加熱時間と破壊時間の関係を算定した結果（Ｍ_ＰＤ＋Ｍ_ＰＵ）を図６Ａに示す。ここでは、係数κは０．９に設定した。

図６Ａにおける縦軸の曲げ耐力比は、上端主筋１４を考慮しない場合の常温時曲げ耐力（（１）式に基づく計算値）に対する火災時曲げ耐力（（２）式に基づく計算値）の比を表している。

参考のため、上端主筋１４の項を０（Ｍ_ＰＵ＝０）として、試験体１０の破壊時間を算定した結果（Ｍ_ＰＤ）を併せて示す。また、図６Ａ中に、試験体１０、１１、４０、及び４１（図５Ｂ参照）の破壊時間の実験値を併せてプロットする。

図６Ａに示すように、上端主筋１４の項を０とした計算値（Ｍ_ＰＤ：従来の手法による評価値）は、上端主筋１４を省略した試験体１１と近い値となっている。

また、上端主筋１４の効果を考慮した本実施形態の計算値（Ｍ_ＰＤ＋Ｍ_ＰＵ）は、上端主筋１４を配筋した試験体１０、４０、及び４１の実験値と傾向が概ね一致しており、本発明の耐火スラブ設計方法が、従来の手法による評価値よりも妥当であることが分かる。

なお、図６Ａでは、係数κを０．９にした場合について破壊時間と応力比の関係を確認したが、係数κが０．９の場合は、若干安全側（試験体の耐力を過小評価する側）の結果が得られる傾向にある。このため、係数κを１．０に設定した場合についても評価した。

係数κを１．０としたときの破壊時間と応力比の評価結果を図６Ｂに示す。

図６Ｂに示すように、係数κを１．０にすると、計算値（評価値）と実験値の差が小さくなり、精度が上がっている。一方で、試験体４０、４１のように、計算値の方が実験値を僅かに上回るものもある。

このため、κを０．９から１．０の間で適切に設定することで、ＲＣスラブの耐火性能を精度良く評価できる。

以上説明したように、本発明によれば、ＲＣスラブの火災時曲げ耐力を算出するときに、下端主筋１６の曲げ耐力だけでなく、上端主筋１４の曲げ耐力も含められるので、従来の火災時曲げ耐力評価方法よりもＲＣスラブの耐火時間を長く設定することができる。

なお、本発明は上記の実施形態に限定されない。

試験体１０として、上端主筋１４と下端主筋１６の間に配置される配力筋１２の数は、２本だけでなく、２本以上の複数本であってもよい。

（Ａ）本発明の実施形態に係るＲＣスラブ（試験体）の断面図である。（Ｂ）本発明の実施形態に係る加熱装置の構成図である。本発明の実施形態に係る試験体の加熱経過時間に対する断面内応力分布の変化のグラフである。本発明の実施形態に係るＲＣスラブ（試験体）の加熱経過時間に対する中央部と支持部の相対変位のグラフである。（Ａ）本発明の実施形態に係る主筋の高温引張試験のグラフである。（Ｂ）本発明の実施形態に係る主筋の温度と高温強度のグラフである。（Ａ）本発明の実施形態に係る加熱経過時間と主筋温度のグラフである。（Ｂ）本発明の実施形態に係る載荷荷重の大きさを変えたＲＣスラブ（試験体）の加熱経過時間に対する中央部と支持部の相対変位のグラフである。本発明の実施形態に係る主筋の破壊時間と応力比の関係を算定したグラフである。本発明の実施形態に係る試験体について熱応力解析を用いて算定した加熱時間と変位のグラフである。

符号の説明

１０試験体（ＲＣスラブ）
１４上端主筋（上端主筋）
１６下端主筋（下端主筋）

Claims

下端主筋及び上端主筋を備えたＲＣスラブの耐火設計方法において、
加熱経過時間ｔ_ｆでの下端主筋の火災時曲げ耐力をＭ_ＰＤ（ｔ_ｆ）、加熱経過時間ｔ_ｆでの下端主筋温度をＴ_Ｄ（ｔ_ｆ）、加熱経過時間ｔ_ｆでの下端主筋強度をＦ_Ｄ（Ｔ_Ｄ（ｔ_ｆ））、下端主筋の断面積をＡ_Ｄ、ＲＣスラブ上端から下端主筋の重心位置までの距離をＤ_Ｄ、下端主筋の応力中心間距離設定係数をκ_Ｄとして、Ｍ_ＰＤ（ｔ_ｆ）＝κ_Ｄ×Ｆ_Ｄ（Ｔ_Ｄ（ｔ_ｆ））×Ａ_Ｄ×Ｄ_Ｄを算出する下端主筋耐力算出工程と、
加熱経過時間ｔ_ｆでの上端主筋の火災時曲げ耐力をＭ_ＰＵ（ｔ_ｆ）、加熱経過時間ｔ_ｆでの上端主筋温度をＴ_Ｕ（ｔ_ｆ）、加熱経過時間ｔ_ｆでの上端主筋強度をＦ_Ｕ（Ｔ_Ｕ（ｔ_ｆ））、上端主筋の断面積をＡ_Ｕ、ＲＣスラブ上端から上端主筋の重心位置までの距離をＤ_Ｕ、上端主筋の応力中心間距離設定係数をκ_Ｕとして、Ｍ_ＰＵ（ｔ_ｆ）＝κ_Ｕ×Ｆ_Ｕ（Ｔ_Ｕ（ｔ_ｆ））×Ａ_Ｕ×Ｄ_Ｕを算出する上端主筋耐力算出工程と、
加熱経過時間ｔ_ｆでの正曲げを受けるＲＣスラブ全体の火災時曲げ耐力Ｍ_Ｐ（ｔ_ｆ）を、Ｍ_Ｐ（ｔ_ｆ）＝Ｍ_ＰＤ（ｔ_ｆ）＋Ｍ_ＰＵ（ｔ_ｆ）とする主筋耐力算出工程と、
を有することを特徴とするＲＣスラブの耐火設計方法。