技術報告 耐火性能検証における火災性状予測 On the prediction of Fully-developed Fire Behavior in Fire Resistance Design 原田 和典*1 １．はじめに となる。ただし、Qは室の発熱速度、Qaは室内ガスに単 実務的な建築物の耐火設計においては、フラッシュオ 位時間あたりに蓄積される熱量、Qlは室の開口からの流 ーバー後の盛期火災温度を平成12年度建設省告示第1433 出気流による単位時間あたりの熱損失、Qrは開口からの 1） 号（以下、告示式） などにより火災継続時間と温度の推 熱放射による単位時間あたりの熱損失、Qwは室の周壁に 移を求め、耐火構造部材の耐火性を検証している。この 単位時間あたりに吸収される熱量［kW］である。 方法に従うと、建築基準法施行令第107条の一律な要求 この考え方に基づいて、区画火災実験データを 耐火時間に従うのではなく、火災性状の厳しさに応じて McCafferyらが簡易式にまとめ4）、後に松山らにより換気 必要な耐火性（鉄骨構造であれば、必要な耐火被覆厚さ） 支配火災にも拡張されている 5）。これが告示式のベース を配分することができ、設計の合理化や革新的デザイン となった式である。 の建築物実現に資するところが大きい。 検証法の運用を開始して6年が経過し、適用件数も相 1/3 Q 1/3 Q Tf＝6.45 t 1/6＋T0 AT kρc A H 2） 当数に上っている が、いくつかの技術的問題が顕在化 …………………（2） している。本稿ではこのうち、火災性状予測に関して、 火災範囲の設定方法に関する問題を分析する。 ただし、ATは内表面積（室内側から見たときの壁、床、 天井の合計面積［m 2 ］）、√ kρ cは壁体構成材料の熱慣性 ２．告示式による火災性状予測方法 2．1 理論的背景 ［kW. s1/2/m2 . k］ （kは熱伝導率 ［kW/m.K］ 、ρは密度 ［kg/m3］ 、 cは比熱［kJ/kg.K］）、A√ H は室の開口因子（Aは開口面積 告示式で用いられている火災性状予測理論は、関根・ 川越により提案され盛期火災性状予測の定説となった理 ［m 2］、Hは開口下端から上端までの高さ［m］）である。 論をベースにしている3）。基本的な考え方を図-1に示す。 この式は、発熱速度と周壁への熱吸収速度の比Q/AT √ kρc 室内での燃焼により発生した熱量は、室温を上昇させた および発熱速度と開口からの熱損失速度の比Q/A√ H によ 後、最終的には開口から流出（換気・放射による熱損失） り火災温度が定まることを示している。開口を大きくと するか、もしくは壁体へ吸収される。この熱収支を式で り、周壁材料を熱容量が大きく熱伝導率も大きな材料 書くと （例えばコンクリート）とすれば火災温度は低くなる。 反対に、窓が少なく、軽量間仕切りを多用した建物では Q＝Qa＋Ql＋Qr＋Qw ……………………………………（1） ＊ 1 2 HARADA Kazunori：京都大学工学研究科 建築学専攻 助教授 火災温度は高くなる。 GBRC Vol.32 No.1 2007.1 とし、可燃物量を適宜割り増すことにより、上記の問題 に対処している。しかし、下記の問題点が指摘できる。 1）室の取り方に恣意性があって室の取り方によって 火災性状が異なって計算される 2）防火区画された室以外では、隣接室からの延焼の 影響を考慮するため、熱侵入係数を使って可燃物 図-1 盛期火災時における室の熱収支 量の割り増しを行っているが、数値の根拠が明ら かではない 図-2に示すように、室内における発熱速度は、火炎や 煙からの熱を受けて可燃物が熱分解する速度と、開口か ３．複数室に延焼する火災性状の予測 らの酸素流入速度との比率で決まる。熱分解速度に対し 室間の延焼過程を考慮して複数室の盛期火災性状を解 て酸素流入速度が十分な場合には発熱速度は可燃物の表 析すれば上記の問題の性質がある程度は見えてくる。そ 面積に比例する（燃料表面支配）が、開口が小さな室で こで、火災温度の時刻歴を数値計算により求め、結果を は酸素が足らなくなるので発熱速度は室への酸素流入速 分析してみる。 度に比例する（換気支配）。これらのことを考慮して、 2 式（2）の発熱速度は可燃物表面積A fuel［m ］と開口因子 5/2 6） A√ H［m ］の比（燃焼型支配因子）により与えられる 。 3．1 解析方法 図-3に示すように、防火区画内に複数の室があり、出 火室から順次延焼して室毎にフラッシュオーバーを繰り Q＝16,000A fuel 返す火災性状を考える。これを解析するため、室毎の熱 0.007 収支と発熱速度、室間の開口流量、壁体の熱伝導を連立 ｛ × （0.08＜χ＜ − 0.1） 0.12χexp （−11χ） ＋0.003 （0.1＜χ）……………… （3） する。解析手順を図-4に示す。 χ＝A√ H /A fuel …………………………………………（4） 図-2 2．2 室内における燃焼現象 告示式の問題点 図-3 想定する延焼シナリオ 以上で概説したように、単室火災の盛期火災温度は、 開口因子、可燃物の露出表面積、周壁材料の熱慣性によ り支配されている。従って、耐火設計において想定すべ き火災性状はこれらのパラメータの組み合わせで決まっ てくる。 現実の建物には室が1つしかないことは希であり、実 際の建物は複数の室で構成される。従って、建物内の気 流の流れは複雑となるので、単室火災の理論をどのよう にして実建物に適用すべきかが技術上の難しい点とな る。 告示式においては、室単位での火災性状計算をベース 3 GBRC Vol.32 No.1 2007.1 壁体に吸収される熱量は、壁の表面温度をTw,i,k,とする と、 Q w, i＝ΣAw,i,k hi,k（Ti−Tw,i,k）……………………………… （7） k となる。ここに、Awは壁体の見付面積［m2］、hは壁表 面と室内ガスとの間の総合熱伝達率［kW/m2.K］、Twは壁 表面温度である。添え字kに関する総和記号Σは室i内の 全ての部位kに関する和を意味する。 以上の関係を整理すると、室iの温度は次式で計算され る。 Q i＋ （cpΣmji＋ΣAijhr,ij）Tj＋ΣAw,i,k hi,kTw,i,k j j k Ti＝──────────────────── ……… （8） cpΣmij＋ΣAijhr,ij） ＋ΣAw,i,k hi,k j j k ただし、hr,ijは室iとjの間の放射熱伝達率 図-4 解析手順 （1）室の熱収支 （Ti−Tj） ………………………………（9） hr, ij＝σ（Ti2−Tj2） である。 図-5に示すような複数室延焼火災であっても、ある特 従って、室ごとの発熱速度Qi、室間の開口流量mij、mji、 定の室に着目すると室の熱収支は単室火災と同様に式 （1） 壁表面温度Tw,i,kを別途求めておけば、式（8）により火災温 で考えることができる。ただし、複数室火災特有の問題 度を計算することができる。 として、室間の開口流量（空気または煙の流量）が陽に は求められないこと、壁体を伝導で通過した熱量が隣接 室の温度を上昇させることの2つを考慮する。 ある時刻における室iと室jの間の開口流量をm ijとする と、換気により室iから流出する熱損失速度は次式で与え られる。 Ql, i＝cpΣ（mijTi−mjiTj） …………………………………（5） 図-5 火災室内の熱および質量収支 j ただし、m ij は室iからj、m ij は室jからiへの質量流量 . （2）室内の発熱速度 ［kg/s］、cpは煙の比熱［J/kg K］、Tiは当該室、Tjは隣接室 燃焼型支配因子は、単室火災では開口因子を用いて式 の温度［K］である。また、Σは室iに面する開口について （4）で与えられるが、複数室火災では開口の質量流量を の総和を表す。 放射による熱損失速度は、室内のガスを黒体とみなすと Qr, i＝ΣAijσ（Ti4−Tj4） ……………………………………（6） j ［m2］、σはス となる。ただし、Aijは室iとjの間の開口面積 テファン・ボルツマン係数（=5.67×10−11 kW/m2.K4）で ある。 4 直接的に用いて表す。単室火災で開口が1つだけの場合、 開口から流入する空気の質量流量は mair＝0.52A√ H …………………………………………（10） GBRC Vol.32 No.1 2007.1 により表される。これに、外気の酸素濃度YO2,0を掛ける と、室への酸素流入量となる。 mO2＝0.52A√ H YO2,0……………………………………（11） 従って、式（4）は酸素流入量を使って次のように表す ことができる。 A√ H mO2 / 0.52YO2 ,0 χ＝── Afuel ＝────── Afuel ─ ……………………………（4’） 図-6 2室モデル となる。隣接室が複数ある場合には、各開口からの酸素 流入量の和を考えると 室間の延焼条件については、可燃物の配置や噴出火炎 ΣmjiYO2,j /0.52YO2,0 j χ＝──────── ─ ………………………………（12） A fuel 性状などの不確定な要素が多いが、今回の解析では、隣 接室の温度が初期値から140℃上昇した時点で延焼が起 こると考えた。延焼後は、室2についても初期火災と盛 ここに、YO2,jは周辺室jの酸素濃度、YO2,0は外気の酸素 期火災の発熱速度を計算し、小さい方の値を発熱速度と して採用した。 濃度［kg/kg］である。 4．2 （3）室間の開口流量 各室の温度が所与の時、室間の開口流量は換気回路網 計算により求めることができる。ここでは、流量仮定法 7） による一層ゾーンモデル を用いて計算を行った。 （4）壁体の表面温度 壁体各部位の表面温度は、壁体の一次元熱伝導方程式 を差分法で解いて求めた。 計算例 図-6の形状の建物で開口1∼3がともに幅5m×高さ2m とした場合の計算結果を図-7に示す。発熱速度（上段） を見ると、室1で出火後約4分までは室1だけの燃焼とな る。4分時に延焼して室2の燃焼が成長すると、室1への 酸素供給が少なくなり、室1の発熱速度は減少する。定 常的には、室1、2ともに換気支配型燃焼となり、発熱速 度は ４．簡単な形状の建物に関する計算例 4．1 計算対象建物 Q＝1,500 A√ H ＝1,500×（5×2）√ 2＝21,200kW …… （15） 室間の相互影響の程度を調べるため、簡単な形状の室 で解析を行った結果を示す。計算対象は図-6に示す2室 となる。燃焼が進むと残存する可燃物の表面積が少な モデルである。事務所用途を想定し積載可燃物密度qlは くなるので、室1、2ともに発熱速度が減衰して燃え尽き 2 560MJ/m とした。室寸法は2つの室とも10m×10m×4m で、外気との間に各室1箇所、室間に1箇所の開口を設定 る。 図-7の火災温度（下段）を見ると、室1の温度を延焼 時間だけずらせば、室2の温度とほぼ一致する。しかし、 した。 室1を出火室と想定し、出火直後は告示の火災成長率 に従って発熱速度が増加すると考えた。 詳細に見れば、室2への延焼前にも室2の温度は上昇して いる。これは、室1で発生した高温の煙（火炎ガス）が 室2に流入するためである。また、最高温度はわずかで 2 Q＝αt ［kW］………………………………………… （13） あるが室2の方が高い。この例で示したように、出火室 α＝（0.26×10−6）ql5/3＝0.100 kW/s2 …………………（14） から流出した熱が周辺室を予熱する効果がある。 すなわち、初期火災に対応する式（13）∼（14）と盛期火 災に対応する式（3）、 （12）の両者を計算し、小さい方を室 の発熱速度とした。 5 GBRC Vol.32 No.1 2007.1 4．3 間仕切り壁の影響 以上のように、外周開口部が同じであっても、間仕切 りの存在により火災性状は異なる。間仕切りが及ぼす影 響を調べるため、開口1∼3の大きさを系統的に変えて前 節と同様の計算を行った。 外周開口部を均等に配置した場合の結果を図-9に示 す。開口1と2をW5.0m×H2.0mに固定したまま、開口3の 幅を1∼9ｍの範囲で設定して計算を行い、各計算におけ る室1と2の最高温度および等価火災時間注1を示している。 出火室の最高温度は、開口3の幅を変えても大きくは変 化せず、820∼850℃の範囲である。非出火室の最高温度 は、前述の予熱効果のため出火室よりも少し高く840∼ 880℃である。 図-7 2室モデルの計算例（開口1∼3：W5.0 ［m］ ×H2.0 ［m］） 間仕切りを設置すると空気の流れが悪くなり熱が籠も るため、火災温度を上昇させる効果があるが、同時に壁 次に、外周開口部の大きさに偏りがある場合を計算し 体による熱吸収の効果も生ずるので火災温度を下げる効 た結果を図-8に示す。この例では、開口2を無くし、そ 果もある。両者の効果を比べるため、2室モデルで間仕 の分だけ開口1を大きくしている。外周開口部の合計は 切り壁による熱吸収を無視した計算も行った。結果は図- 図-7の条件と同じである。発熱速度（上段）を見ると、 9に細線で示されており、熱吸収の効果を無視すると 室1は換気支配発熱速度（42.4MW）までは到達せず、燃 80℃ほど最高温度が高くなる。 料支配火災となる。その一方、室2には外周開口部が無 図-9の点線で示すように、室間の間仕切り壁が無く2 いため、燃焼に十分な酸素が供給されず、初期には換気 室が1つの部屋と近似して単室モデルで計算すると、最 支配火災になる。室1の燃焼が終了し、開口1→3を経由 高温度は熱吸収を考慮した計算値よりも高く、熱吸収を して酸素が供給されるようになると発熱速度が増加す 無視した計算値とほぼ同じになる。ここで用いた室形状 る。 でコンクリート間仕切りであれば、間仕切り壁による熱 吸収効果の方が気流を妨げる効果よりも大きくなり、間 仕切り壁を設けると火災温度は少し下がる。 図-8 6 2室モデルの計算例（開口1：W10.0 ［m］ ×H2.0 ［m］、 開口2：なし、開口3：W5.0 ［m］ ×H2.0 ［m］） 図-9 間仕切り壁の影響（開口1および2をW5.0×2.0 に固定し、開口3の幅を変化させた場合） GBRC Vol.32 No.1 2007.1 開口部寸法は、表-1および表-2の値とし、出火と同時 に全ての開口部が破壊して開放状態になると想定した。 また、間仕切り壁はLGS下地軽量壁の物性値を用いたが、 火災中を通じて崩壊せず初期の形状を保つものと仮定し た。 5．2 延焼シナリオ 現実の火災は多様であるが、ここではいずれかの室か ら出火し、全ての室へ延焼する火災を考え、5回の計算 を行った。また、参考のため、各室で燃焼が終了すると 想定した計算も行った。 図-10 間仕切り壁の影響（開口3をW5.0×2.0に固定し、 開口1と2の幅を変化させた場合） 図-10は、外周開口部が偏っている場合であり、開口3 をW5.0m×H2.0mに固定したまま、開口1の幅（W1）を1 ∼9ｍの範囲で変化させ、開口2は開口1に応じて幅を （10-W1）となるように変化させて計算した結果である。 気流を妨げる効果と熱吸収の効果の程度は図-9と同様で あるが、室1と2の火災温度に大きな差が生じていること に注目すべきである。大きな開口がある側の室では燃料 支配型の燃焼となり火災温度は低く抑えられるが、もう 一方の室では換気支配型の燃焼となって火災温度は高く なるとともに、等価火災時間が長くなる。このような場 合には、室間の間仕切りを無視した計算（点線）は、2 つの室の火災性状を平均化したものとなり、意味のある 結果は得られない。 図-11 計算対象とした建物（▲は出火位置を示す） 表-1 計算対象とした室の諸元 ５．実際の建物に関する計算例 5．1 計算対象 前節で示したように、間仕切り壁は様々な影響を及ぼ す。これが実際の建物の火災性状にどの程度影響してい るのかを一般論として定式化することは、現時点の知見 では難しい。そこで、以下では例題を示し、若干の考察 を加えておく。 計算対象は、鋼構造耐火設計指針 7）に所載の例題を一 表-2 内部開口の寸法 部変更して用いた注2。平面図を図-11に、室の諸元を表-1 に示す。火災荷重密度は、告示値（事務室560MJ/m 2、 会議室160MJ/m 2、廊下80MJ/m 2）とし、室の仕上げは 準不燃材料とした。 7 GBRC Vol.32 No.1 2007.1 5．3 計算結果 計算結果も記入してある。これによると、最高温度につ 計算結果を図-12に示す。廊下から出火した場合（最 いては、各室毎に計算しても大きな誤りはないが、等価 上段）を見ると、出火後30分程度で廊下の可燃物はほぼ 火災時間については室毎の計算では過小評価となる。特 燃え尽き、温度が下がり始める。しかし、この頃には事 に、廊下については事務室1と2での燃焼の影響を受ける 務室1、2の燃焼が激しくなっており、その間に挟まれた ので、廊下単独の計算では延焼を考慮した場合の半分に 廊下の温度はすぐには低下しない。最終的に温度が下が しかならない。 るのは、事務室1、2だけでなく会議室1、2の燃焼も終了 する頃である。 ６．まとめ 他の室から出火した場合も同様であり、対象室全体の 本稿では、耐火性能検証に用いられる火災性状予測式 燃焼が終了するまでは、可燃物が燃え尽きた部屋であっ の理論的背景を解説し、それを複数室からなる現実の建 ても温度は高いまま継続する。 物へ適用する際の問題点を述べた。そのうち、複数室間 上記の計算で得られた火災温度から、最高温度と等価 の延焼の影響について、換気回路網計算を用いた予測に 火災時間を室毎に抽出した結果を図-13に示す。出火室 より、最高温度と等価火災時間について以下の結果を得 位置による影響は、この結果を見る限りは最大でも1割 た。 程度でありそれほど大きくない。 1）間仕切り壁があると、気流の流れが悪くなるので火 同図中には、出火室だけで燃焼が終了すると想定した 災の熱がこもり易くなる。一方で、間仕切り壁によ る熱吸収があるので火災温度を下げる効果がある。 両者の効果は相殺する方向なので、間仕切り壁を捨 象できることもある。しかし、熱吸収の効果と換気 抑制の影響との定量的比較をすることなく間仕切り 壁を無視することは危険である。 2）外周開口部の配置に偏りのある建物では、間仕切り 壁の影響は大きい。耐火設計においては、偏った部 分毎に火災性状を計算する必要がある。 3）延焼を考慮せずに室毎の可燃物量に対して火災性状 図-12 8 複数室火災の計算結果（c：廊下、o1：事務室1、o2： 事務室2、m1：会議室１、m2：会議室2） 図-13 出火場所による火災性状の変動（上段：最高温度、 下段：等価火災時間） GBRC Vol.32 No.1 2007.1 築学会論文報告集，140号，pp.63-70，1977． を計算すると過小評価になる。特に、等価火災時間 の計算には、周辺室の燃焼の影響を何らかの形で考 慮する必要がある。 ７．今後の課題 耐火設計の実務では、本稿で示したような詳細な検討 をすることは残念ながら少ない。実用性から考えると、 告示式のように室単位あるいは数室単位での火災性状計 算が便利である。当面の所は、告示のように熱侵入係数 を用いた可燃物量の割り増しを使わざるを得ないが、将 来的には火災性状計算のための空間単位の取り方と、必 要な安全率の取り方についてのルール作成が望まれる。 【参考文献】 1）平成12年建設省告示第1433号，耐火耐火性能検証法に関する 算出方法等を定める件． 2）（財）日本建築センター，建築基準法防火規定関係の性能評価 の現況（その2），ビルディングレター，2006/10． 3）関根孝，「コンクリート造建物の室内火災温度の推定（その 1・熱収支式と温度上昇曲線）」，日本建築学会論文報告集， 85号，pp.38-43，1963，川越邦雄，関根孝，同上（その2・ 火災温度曲線とその応用），日本建築学会論文報告集，86号， pp.40-45，1963，同上（その3・推定法式の実用化），日本建 4）McCaffrey, B., J., Quintiere, J., G., Harkleroad, M., F., “Estimating Room Temperatures and the Likelihood of Flashover Using Fire Test Data Correlations” Fire Technology, vol.17 （2）,pp.98-119, 1981． 5）松山賢，藤田劉史，金子英樹，大宮喜文，田中哮義，若松孝 旺，「区画内火災性状の簡易予測法」，日本建築学会構造系論 文集，第469号，pp.159-164，1995． 6）大宮喜文，佐藤雅史，田中哮義，若松孝旺，「換気支配型火 災時の可燃物への入射熱流束と燃焼速度」，日本建築学会構 造系論文集，第472号，pp.169-176，1995． 7）松下敬幸，流量仮定法による一層煙流動計算プログラム，煙 流動および避難性状予測のための実用計算プログラム解説 書，（財）日本建築センター，1990． 8）（社）日本建築学会編，耐火設計例，鋼構造耐火設計指針，第 7章，1999． 注1 数値計算で得られた火災温度の時刻歴から、最高温度が 等しく、300℃以上となる部分の継続時間のヒストグラムが 最も近くなるように関数T=αt 1/6+20をあてはめ、告示式t e= 3/2 （α/460） tfを用いて等価火災時間に換算した。 注2 指針所載の平面図から倉庫等の小室を省略した。また、 計算結果において差が顕著となるように、外周開口部の大 きさを1/4に減じた。 9
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